廃棄物発電システムの性能評価と高効率化に関する 研究

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Kyushu University Institutional Repository

廃棄物発電システムの性能評価と高効率化に関する 研究

小川, 紀一郎

九州大学工学機械科学

https://doi.org/10.11501/3175046

出版情報：Kyushu University, 2000, 博士（工学）, 課程博士 バージョン：

権利関係：

第4章 総括

本論文では、 廃棄物発電に関して、 在来型発電システムとガス化溶融発電システムの性 能計算手法を開発し、 性能評価と高効率化について検討した。 本研究で得た主な成果は次 の通りである。

第1章では、 先ず、 廃棄物発電技術の前提となる廃棄物の種類、 発生量、 発熱 量等の一 般的事項を紹介し、 次いで、 廃棄物発電技術(在来型)の位置づけ、 内外の普及動向、 課 題を述べた。 次いで、 我が国のエネルギ一政策上からも有効とされる高効率発電技術に関 し、発電効率向上の意義、開発状況を述べた。発電効率の現状は、ボイラ過熱器蒸気温度4000C 級によりせいぜい20%前後であり、 高効率の目標レベノレで、ある発電効率 30010級には準かに およばないこと、 また同効率を得るための必須条件として蒸気温度5000C級が必要とされる が、 現在同温度での運転を可能とするパイロットプラントで技術開発中であることを述 や た。 さらに、 蒸気温度5000C級が達成できても実用機で果たしてどのような発電効率になる か等の見極めは十分行われてなく、 そのためにはシステムを系統的に整理する必要がある ことを指摘した。

第2章では、 先ず在来型廃棄物発電の効率が低い背景を探るため、 通常の火力発電との 対比のもとで、 機器構成及びシステムフローの特徴を整理した。 次に在来型廃棄物発電で のシステム評価を行うため、 簡易熱物質収支計算法を作成し、 主要因子が発電効率に及ぼ す影響を計算した。 取り上げた主要因子は、 蒸気タービン入口の蒸気圧力と温度、 タービ ン排気圧力、 空気比、 廃棄物処理量などであり、 その結果は次のとおりである。

①タービン入口の蒸気圧力、 温度の影響に関しては、 圧力上昇よりも温度上昇の方がター ビンの制約(タービン排気湿度制限)上問題も少なく、 効率への寄与も大きいが、 材料 面の制約があることを指摘した。

②タービン排気圧力の影響に関しては、 水冷復水器(排気圧力 4.9 kPa)の場合、 空冷復 水器(同圧力24.5 kPa)に比べ、 効率は絶対値で30/0に上る効果があるが、 湿り度が上 昇するためその対策が必要になることを指摘した。

③空気比の影響に関しては、 空気比(排ガス中O2)を減少させると発電効率も上昇し、

その効果も大きいが、 現実的には、 焼却炉側の制約もあり、 あまり大きな効果は期待で きないことを示した。

④廃棄物処理量に関しては、 廃棄物処理量が増えると発電効率も上昇するがある規模以上 になるとその上昇度は飽和する。 一方、 小規模(例えば 300t/d以下)になると効率の 低下が著しくなり、 その場合は蒸気圧力は低い方が効率の低下が少ないことを示した。

⑤高効率廃棄物発電のモデ、ルシステムを提案した。 蒸気温度5000C、 タービン排気圧力4.9 kPa、 空気予熱器採用などを条件として発電効率30.50/0の試算値を得た。

ハU噌lム41ム

第3章では、 先ずガス化溶融発電の原理、 特徴、 開発状況を整理、 紹介した。

次にガス化溶融発電でのシステム評価を行うため、 簡易熱物質収支計算法を作成し、 同 手法の妥当性をタール等の有無、 熱分解方式の相違に対しでも支障無いことを確認後、 主 要因子が発電効率に及ぼす影響を計算した。 取り上げた主要因子は、 蒸気タービン入口の 蒸気温度と圧力 空気比、 廃棄物処理量、 水分乾燥度、 空気温度などであり、 その結果は 次のとおりである。

①蒸気温度の影響に関しては、 在来型と 同様の傾向を示すが、 ガス化溶融システムでは、

腐食雰囲気の低減から在来型では達成困難と言われる5400C級の適用も可能性あると ー われるため、 同温度レベルまで、上げた計算を行った。 また、 同様、 蒸気圧力を変化させ た場合の効率に及ぼす影響も確認した。

②空気比の影響に関しては、 ガス化溶融システムは、 その溶融燃焼を行わせる高温度維持 の観点から、 空気比が小さいことが一つの特徴で、あり、 その特徴を踏まえての空気比の 影響を明らかにした。 与えた条件の範囲では高効率化上あまり大きな影響は見られなか った口

③廃棄物処理量の影響に関しては、 同処理量が増えると発電効率も上昇するがある規模に なるとその上昇度は飽和する。 一方、 小規模(例えば300tJd以下)になると効率の低下 が著しくなる。 さらに小規模の場合、 蒸気圧力は低い方が効率の低下が少ない等の特性 は在来型と同様の傾向を示した。

④ごみ中の水分乾燥度の影響に関しては、 ごみを事前に外部熱で乾燥できれば、 高効率化 上有効なことを指摘した。 また、 流動床あるいはロータリキルン型熱分解炉で、は、 ごみ 中水分が多いと後流の溶融燃焼炉の温度が維持できないので、 その点からもごみの事前 乾燥が必要なことを明らかにした。

⑤空気温度の影響に関しては、 排ガスを利用して空気予熱を行うことができれば、 効率上 昇の効果は極めて大きいことを示した。

⑥高効率ガス化溶融発電のモデ、ルシステムを提案した。 検討結果は、 900^t / d規模、 蒸気 温度5400Cで水冷復水器の場合で、 発電効率30.60/0の試算結果を得た。 また、 同一条件 で5000Cの場合は290/0の値を得た。 本数値は在来型発電と同等のレベルに見えるが、 在 来型で灰を溶融するのに約1割の発生電力を使うため、 実質的にはガス化溶融発電の方 が高効率であることを指摘した。

⑦最後にガス化溶融発電とガス変換発電の比較を、 廃棄物処理量に対する発電効率の関係 において示した。 ごみ処理規模約300t / d以下は、 ガス変換発電、 それ以上はガス化溶融 発電が効率面で優れている可能性があることを示した。

4tム4Bよ噌tム

謝 辞

のノU1i 14

謝 辞

本論文をまとめるにあたり、 先ずは九州大学工学研究科吉田駿教慢には、 本大学大学院博 士課程(社会人特別選抜)制度の紹介にはじまり、 本論文作成上必要なこと、 および論文織 成・内容に至るまで、終始熱心にご指導賜り衷心から御礼を申し上げる。 同教授のご指導を通 して博士たるものの有るべき姿勢をも間接的に学ぶことができたことも感謝する次第であ る。

また、 本論文を完成するにあたり九州大学工学研究科伊藤猛宏教俊および同宮武修教段に は、 懇切丁寧なご査読と適切なご指導を賜り深甚の御礼を申し上げる。

本論文は、 わが国のエネルギーと環境問題解決の一助となることを願って作成したもので あり、 内容的には上記の大学院博士課程における学びと共に私のこれまでの勤務先(過去;

三菱重工業株式会社、 現在;財団法人エネルギー総合工学研究所)における実務を通して得 られた知識と経験が大きな要因となっている。特に、 通常勤務のかたわら博士課程の学びと 論文作成を行うことを快くご承諾いただき、 また同課程入学時の推薦状をも賜った財[司法人 エネルギー総合工学研究所秋山守理事長、 また同様のご理解に加え何かとご配慮を賜った同 所稲葉裕俊専務理事および高倉毅プロジェクト試験研究部部長には厚く御礼を申し仁げる。

また、 本論文の具体的テーマ選択と実施上の背景となったのが、 通商産業省・資源エネル ギー庁主導により新エネルギー・産業技術総合開発機構(NEDO)が実施した研究開発プロ ジェクト「高効率廃棄物発電技術開発」の一環として財団法人エネルギー総合工学研究所が 担当した「同最適トータルシステムの研究」が挙げられる。 通商産業省およびNEDO関係 者に深甚の謝意を表する次第である。

六体的論文作成にあたっては、 特に第2 章の在来型廃棄物発電方式の蒸気ター ビンを中心 とした熱物質収支計算の労をとっていただいた元三菱総合研究所株式会社の瀧川徹拘、円部 長に心から御礼を申し上げる。 また、 第3章の廃棄物ガス化溶融発電とガス変換発電の内外 動向あるいは代表的システムの状況把握を実務を通して協力いただいた財団法人エネルギ ー総合工学研究所浅見直人専門役および同所の大森真二研究員に心より感謝を申し上げる。

本論文完成までにはさらに多くの先輩の方々、 内外における友人各位のご理解とご支媛を いただいたが、 それらの皆様に心から感謝する次第である。

最後に、 終始私をはげましてくれた家族、 特に手書き原稿の電子化入力に協力してくれた 長男の真キ己雄にも感謝する。

円ペU4』i唱lム

付 録

1

従来型廃棄物発電の熱収支計算法の概要

2

廃棄物ガス化溶融発電の熱物質収支計算法の概要

a4・4lム4・i

1従来型廃棄物発電の熱収支計算法の概要 1.1 ボイラ

1.1.1 燃焼計算

( 1 ) 廃棄物組成

廃棄物および生成ガス等で用いる記号を以下に示す。 なお、 各物質のベースと なる質量は、 廃棄物入力1 kgあたりの値( Rを付記) で示す。

廃棄物組成( 質量比表示)

記す

炭素量( c ) .... X ^c ( kg/kg.R) 水素量( h) .... X ^{h ノノ}

酸 素量(0 ) ^{Xo ノノ}

いおう量( s ) ... X ^{s ノ/}

窒素量( n) .... Xn ^ノ/

塩素量( cl) ... Xcl //

ホ ッパよりの投入ごみ中水分量(W1 ) ^{Xw 1} ( //

ごみピット排水量(W2) XW2 ( ノ/

灰分量( a ) ・・・・・・・・・ Xa ( ノノ

�X== 1.0 灰中未燃分( ac) ・・・・・・・ X a ^c

低位発熱量・・・・・・・・・・・・・・ Hl 高位発熱量・・・・・・・・・・・・・・ Hh ゲロ気比( 空気過剰率) ... m

理論空気量・・・・・・・・・・・・・・ Ao

生成ガス中の組成( モル数表示)

炭酸ガス (C02 ) ・・・・・・・・・zC 0 2 水蒸気 (H20) ・・・・・・・・・・・Z H 2 0 酸素(02 ) ・・・・・・・・・・・・・・z02 窒素(N ²) ・・・・・・・・・・・・・ZN 2

( kcal/kg'R)

ノノ

( m3N/kg. R)

( kmol/kg・R) ( kmol/kg・R) ( kmol/kg.R) ( kmol/kg・R)

�z==モル数( kmol/kg.R)

Fhυ 4IL --

(2)理論空気量の計算

Ao ニ1/0.23192X(32/ 12xXc' ₊ 16/2xXh'ー Xo' + Xs) (m\/kg'R) ( 1- 1 )

ここに、 Xc'， Xh'、 X 0'はストーカ燃焼1pの場合経験的に 次のとおり計算さ れる。

X c' =廃棄物中の炭素量(Xc) - 未燃分中 の炭素量(C u) X 0' =廃棄物中の酸素量(X 0)ー 未燃分中 の酸素量(Ou)

c u二Ou =灰分×灰中未燃分xO.5x( 1- 灰中未燃分)

= X a X X a c X 0.5 x ( 1 - X a c ) (kg/kg' R)

(注、 0.5は未燃分中の炭素量と酸素量の割合を 1対1と仮定した値) Xh' =廃棄物中の水素量(Xh) - 廃棄物中の塩素量(Xc1) /35.5

(3)実際空気量の計算

A = 皿 X Ao (皿3N/kg.R) ( 1-2) .

ここに、 A は実際使用される空気の総量を表す。

(4) 1次、 2次空気里

1次空気量(A 1)二0.8xA…・・……… ・・………( 1-3) 2次空気量(A2) = 0.2 x A…・・……… ・・………( 1- 4)

1. 1.2 燃焼ガス組成

( 1) 体積組成

各成分ガスのモル数は次式で求められる。

ZC02 = Xc'/12 …・・……… ・・………・… ( 1- 5) ZH20 = Xh - Xc1/35.5 + XW1 ₊ 0.0 1683xmx Ao/9…… ( 1- 6) Z 0 2 = (X 0 + 0.3 X m x Ao ₊ 9/8 x X W 1 ) /32 - Z C 0 2 - Z H 20/2

( 1- 7)

Z N 2 = X n /28 + O. 79/22. 4 X m x Ao …・・……… ( 1- 8 )

次にL:1とL:2を次のように定義する。

L: 1 = ZC02 + ZII20 + Z02 + ZN2…… ・・……… ( 1- 9)

円hu噌lム噌1よ

CO2 (wt児) ₌ Zco2x44X100/2:2 H20 (wt児) = ZH2oX18X100/2:2 O2 (wt児) = Z02x32x100/2:2

N2 (wt児) = ZN2 x28x100/2:2 以上計 ^一 100

= 100

2: 2 = Z C 0 2 x 44 + Z ^H 2 0 x 18 ⁺ Z 0 2 x 32 + Z N 2 x 28 …・・ ・ (1-10)

各成分ガスの体積組成は次のとおり求められる。

CO2 (vol児) = Z C 0 2 X 100/ 2: 1 H20 (vol児) = ZH2ox100/2:1 O2 (vo 1児) = Z02x100/2:1 N2 (vol%) = ZN2x100/2:1

以上計 (2)重量組成

百|様に、 各成分ガスの重量組成は次のとおり求められる。

(2) 排ガス流量、 比重量

排ガス流量は次の式で表される。

G = 22.4x 2:1 . (1-11)

Gd = 22.4 x (2: 1 - Z H 2 0 ) …・・……… ・・………… (1-12) ここに、 Gは湿り排ガス流量(m3N/kg. R)、 Gdは乾き排ガス流量(皿3N/kg. R)を 示す。

排ガス比重量(γg)は、 次のとおり計算される。

γg = 2:2/( 2: 1 X22.4) …・・……… ・・………(_1-13)

ここに、 γzは排ガス比重量(kg/m3N)を示す。

1.1.3 炉出口計算

次の式による入熱と出熱があうように空気比および炉出口温度を計算する。

般に、 炉出口温度 は9500C以下が目標とされる。

入熱(Qin) ⁼ Hl + Qwst + Qa + Qa1………… ・・……… (1-14)

ηtt 4lよ1i

守 ー.，I守 l_ l_ V，-、

Hl ;廃棄物の化学熱(kcal/kg.R) Qwst ;廃棄物の顕熱(kcal/kg.R)

二1X20X(XW1+XW2) + 0.3x20x(1-(XW1+XW2)) Qa ;空気の顕熱(kcal/kg.R)⁼ 29/22.4x ^m xAoxHga

ここに、 Hga;空気のエンタルピ(kcal/kg) Qa1 ;蒸気式空気予熱器の吸収熱量(kcal/kg. R)

= 29/22.4 x A1 x (Hgsh - Hga)

ここに、 Hgsh;蒸気式空気予熱器出口空気のエンタルピ(kcal/

kg)

次に、 出熱は次式による。

出熱(Qout) ⁼ Qg + Qc + Qh + Qr …・・……… ・ ・… (1-15)

ヲ 守I�

l_ l_ V'-、

Qg ;炉出口の顕熱(kcal/kg.R)ニ�2xHg

ここに、 Hg;炉出口ガスのエンタルピ(kcal/kg) Qc ;未燃炭素による燃焼熱(kcal/kg' R)

= 8100xXaxXacxO.5/(1-Xac) Qh ;焼却灰による持出し顕熱(3000Cにて)(kcal/kg'R)

= 0.2 x 300 x X a

Qr ;輯射損失(kcal/kg.R)(輯射損失図 (付図1)より。 次式は同図の 簡略式)

= (一0.2043x ln( Qin/24000)+ 1.451) x 1.1 x Qin/1000 以上の計算をもとに、 炉内の熱収支として次の式が成立する。

Qin = Qout (1-16)

前述のとおり焼却炉においては、 炉出口ガス温度は9500C以下が採用されるが、

その理由は、 10000C以上の高温になると灰の融点に近くなり、 炉壁管あるいは蒸 気過熱器管に灰の付着が増大することおよび炉壁管の高温腐食を避けるためであ る。 炉内の燃焼温度は一般に1^， 000 oC -- 1 ^， 20 0以上の高温であるため、 炉出口ガス 温度を9500C以下に抑えるためには大量の空気(空気比約2 )あるいは蒸気の吹き

nkU 41よ414

込みによる温度制御が採用される。 本計算では、 空気による温度制御を前提とし ているため目標温度以下になるように空気比を変えることで対処する。 具体的に は、 上記計算で最初空気比と出口温度を仮定し、 繰り返し計算を行って所定の温 度に収まるように計算する。

1.1.4 ボイラ効率計算

( 1 )乾きガス損失

L I == C p g x ^{G d} x (T g -T a) x 100 /H ¹ ………… ・・… (1-17)

ここに， C p g . 乾きガス比熱主o. 33 ( k c a 1 / m J oc ) (2)燃料中水素分による水蒸気ガス損失

L 2 == 9 x ^X h X C p w (T g -T a) x 100/Hl…・・…… (1-18)

C pw :水蒸気の比熱(k c a 1 / kg OC) (今0.46 ^at 100-200oC) (3)燃料中水分の燃焼後の水蒸気ガス損失

L3 == XW1x Cpw (Tg-Ta) x 100/Hl …・・…… (1-19) (4)空気中湿分による損失

L4 ==CpwXWma (Tg-Ta) X 100/Hl…・・……… ( 1-20)

ここにWma:空気中の水蒸気量(kg/kg.R) == 0.01683x m X ^Ao

(5)軸射損失: Lí

L í == Qr X 100/Hl (6 )灰中未燃カーボン:Ls

L 6 ==灰分/ ( ¹ -灰中未燃c) X灰中未燃CxLHV(炭素分)x 100/Hl ( 1-22) (7)灰の持出し顕数:L7

L7 == 灰分 × 灰の比熱 X (Tg-th) X 100/Hl..……(1-23) . (1-21)

(8)全損失2:L

全損失 ==2:L …・・……… ・・…・… (1-24) ボイラ効率ηB ==l-2:L …・・……… ・・… (1-25)

ハHU41よ4Eム

水i令壁が燃焼主投影面の1/3以上を占る場合は， 水i令壁に 対する補正を行なってよい.

レノ

\

へい ^{入以 ト}

ν

卜\卜\円 ト\

長きででx

ト、 F、 ト\

卜\

レノ

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� 水冷壁に対する補正

ν' ^ν戸

にのみ使用する.

レ'レノ 空冷壁に対しては下

レ〆ν 記の補正係数を使う.

\ """

8 9 i

81 .88 .94 1. 0水冷壁に対する補正係数

90 . 93 . 97 1. 0杢冷壁に対する補正係数

.75 .87

(106 kca l/b )

f�IJ _: :蚊大辿杭負荷における会熱吸収量300

X 106 kcal/hのボイラ(懲最主4也が水i合壁) の放射矧夫

全熱吸収量

必携)

冷却壁の数 04 3 2 1 0

(ま)

(

m失=0.22%

鍋失=0.34%

300 x 10�kc�I/h 200x 10 okcal/h 力(実際熱吸収量)

〔出典: ASME PTC4.1 Steam Generating Units(1969))

放射熱損失(出典;火力原子力発

熱 出

イ寸図1 ト_..

o

QB == QI ^XηB (3)ボイラ蒸気発生量(E v)

E v == Q B / (i ^s -_i w)

ここに， E v :ボイラ蒸発量(kg/h)

(1-27) 1.1.5ボイラ蒸発量計算

( 1)ボイラ総入熱( Q 1)

QI==(Hl ⁺ Qwst ⁺ Qa + Qa1) X Wwst・..・・……… (1- 26) ここに、 QI:ボイラ総入熱量(kcal/h)

Wwst:廃棄物処理量(kg'R/h)

Hl、 Qwst、 Qa、 Qa1は、 上述1. 1. 3J頁記載のとおり。

(2)ボイラ出熱( Q ^B)

i ^s . 過熱器出口エンタルピ(kcal/kg) iw:ボイラ節炭器入口エンタルピ(kcal/kg)

41ょっ'U41ム

1.2 タービンおよびプラント効率計算の考え 蒸気タービンの効率を次の項f--Jに分類する。

① ^{発電機損失}

② タービン発電機機械損失

(軸受損失， 油ポンプ動力， 減速商事損失 等)

③ 乾き蒸気中でのタービン内部効率

④ ^{タービン軸端漏洩蒸安}

( 1 )発電機損失

発電機効率(1.0一発電機損失)は， 発電機容量が大きいほど上がっていく傾向 にある。 一般に空冷式の場合， 95%前後であり98%が限度であるとされる。

また， 水素冷却を採用すると発電機効率は空気冷却に比べ約0.3 %上昇するが，

この出力規模では経済性の観点から採用されない。

(2)機械損失

機械損失は， タービン発電機の軸受損失， 油ポンプ動力， 減速歯車煩失等の機 械的損失がこれにあたる。 その損失の大きさは， 直結タービンで0.5'"'-'0.8%， 減 速タービンで， 2'"'-' ₃ %で蒸気タービン定格出力によりその値が異なる。

25，000kWクラスの復水式タービンの場合， 構造的に高速タービンは成立せず，

発電機と直結する形式のタービンとなる。

(3)タービン内部効率

タービン内部効率は次式によって定義される。

タービン内部効率二

仕事に変換されたエネルギー

断熱熱落差

(1-28)

同効率は， タービン翼内部の平均蒸気湿度が1%増加するごとに0.8'"'-'1.2%低 するといわれる。 な お、 同効率は蒸気タービン入口弁の圧力損失(通常主蒸ヌ 圧力の4'"'-'₅ %)による損失エネルギーおよび低圧最終翼山口の蒸気が速度エネ ルギーをもっていることによる損失(一般に3.5Kcal/kg)を含んだものである。

この考えを図示したものが， 付図2である。

η/U η/U 4Bよ

Qlin ニ タービンへの入熱 ^S これによるとタービン内部効率(ηr)は、

ηr==実際熱落差/断熱熱落差

QtlD f

Qto.t

== (Qlin-Qloul) / (Qlin-Qlo) . (1-29)

で、 求められる。 ここに、 Q LO

Q lo == 断熱膨張によるタービン出口熱量 付図2 タービン内部効率の考え Q loulニ 実際のタービン出口熱量

実際の計算は， 出力規模， 蒸気条件等により経験も加味して作成された簡易法 によりηrを求め， その値からQloulの値を求める。

百|簡易法として次の特性値で経験的に整理された図表(火力発電必傍より)を 用いて計算する。

φ == (Pj-P2)/(Gj' N ・ H^{ad) (1-30)}

ここに、 Pj - タービン入口蒸気圧力(ata) P2== タービン出口蒸気圧力(ata) Gj == タービン流入蒸気流量(t /h)

N == 回転速度(rp皿)

H ad二断熱熱落差(kcal/kg)

ここでは同図より， 最近のタービンの最近の性能向上も考慮、し， 次の簡略式を 採用した。

η == 0.920 - 0.03934 x ^{10! X} φ…・・…………・・・…^(1-31)

(4)発電端出力 発電端出力(KW)

二{(タービン入熱-2:タービン出熱)/8 6 0一機械損失} x発電機効率

== {(タービン入熱 -2: (各抽気点の出熱) -タービン出口熱量)/860 一 機械J員失} x (1一発電機損失)…・・………(^1-32)

円べUつム41よ

同式中のタービン出r I熱量は、 機械iH尖および発電機長l火に".式にて計算され た伯が採用される。

なお， 各抽気点からの出熱は， タービン拙気を利用する(利用側)機器が必要 とする圧力， 温度等の蒸気条件によって定まるものであり， 従って具体的な数値 は利用条件を計算後に決定する。

(75，ûûOkW以下)

90

本図は，ll\力純白I 600 -75，000kW，京31条 {l;nITU�112ata/3000 c -1l5ata/5100Cの弁 位形式の復水タービ ン， 背圧ターヒンお よびトッフ。タービン の効率実紡他を示す.

と80。

1;庁 烹，\ 70

斗J

。、60

50

0 1 .0 2.0 3.0 4.0 5.0

特性数(φ) (XIO-6)

P1 :;ターヒン入口蒸気圧力kgf/cl1r abs

P2 :ター ビン出口蒸気圧力kgf/cl1rabs G1:タービン流入蒸気量 t/h

N :回ilt2j主}jr fom

Had:断熱熱落差 ^kと^allkg

〔武田康生:中小出力蒸気タービンの効率比較のための新特性数:機械学会誌61巻.472号p.515 ] P1-P?

rÞ=特性 数-� ^Z G1'N'Had

付図3 中小型蒸気タービンの効率実績値

(出典;火力原子力発電必携)

4A守つム4t上

2 廃棄物ガス化溶融発電の熱物質収支計算法の概要

2.1 熱分解炉

2.1.1 廃棄物組成および記号

在来型同様、 廃棄物および生成ガス等で用いる記号を以下にIJミす。 また、 作物質の ベースとなる質量も同様、 廃棄物入力1 kgあたりの値(Rを付記)でボす。

廃棄物組成(質量比表示) 記可

炭素量 ( c ) ・・・・・・・・・ XC (kg/kg. R)

水素量 (h) ・・・・・・・・・ Xh ノノ 酸素量 (0 ) ・・・・・・・・・ X ^。 ノノ いおう量( ^s ) ・・・・・・・・・ Xs ノノ

窒素 量 (n) ・・・・・・・・・ Xn ノノ 塩素量(cl)... X ^cJ ノノ

ホッパよりの投入ごみ中水分量(W¹ ) Xw ¹ ノノ ごみピット排水量(W2) XW2 ノノ

灰分量 ( a) ・・・・・・・・・ Xa ノノ

L X == _l.0

灰中未燃分(ac)・・・・・・・ X a ^c 低位発熱量・・・・・・・・・・・・・ Hl

両位発熱量・・・・・・・・・・・・・ Hh 空気比(空気過剰率)・・・ m 理論空気量・・・・・・・・・・・・・ Ao

生成ガスの組成(モル数表示) 炭酸ガス (C02) ・・・・・・・y_C 02

酸化炭素(C0) ・・・・・y^CO 水素 (H2) ・・・・・・・・・・・・y^H 2

水蒸気 (H20) ・・・・・・・・・y_H 20 メタン( C ^{H 4}) ・・・・・・・y_CH4 窒素 (N 2) ・・・・・・・・・・・・y^N 2 LY==全モル数

phυ ηノU1i

(kcal/kg. R) ノノ

(m3N/kg. R)

(kmol/kg. R) (kmol/kg. R) (kmol/kg. R) (kmol/kg. R) (kmol/kg. R) (kmol/kg・R)

2.1.2物質収支

(1) c-バランス インプット

Xc ;廃棄物中のC (kg/kg.R)

ηc ;廃棄物中Cのガス中への転換本C

== 1一(チャ一生成率) アウトプット

Y COI， Xco， Y CH，中のC

ごみ中のC

生成ガス中のC

; (lkgの廃棄物が反応した時の)生成ガス中のC01， CO ， CH4のモル数 従って

12 .. _ _ 12 12

Xc xηc == Y COI X 44 X一一+Ycox28x一一+Y14 ^{I !vV" LJV"} 28 ^I !CvnH，x ，''-J.v''-16 x一一16

== 12(Ycol+Yco+YclIJ ^{・ ・・・・ ・・・・ ・・ ・・・・ ・・・ ・・・・ ・・・・ ・・・・ ・・・ ・} (2 -1) (2) H-}�ランス

インプット

Xh ;廃棄物中の水素 XW1;炉に投入される水分 Xwa;空気中の水分 アウトプット

YHIO， YH1， Y CH，、 ;生成ガス中の水素

従って

2 2

Xh + XWl ¹X^" 一一一+Xwa+18 I ü"u. I 一一18

2 2 4

== YH1^Z0 X 18 x一一+YH^{V " .LU"} 18 ^{I J.1I1}， X 2 X^{" l.J"} τ2 一+YcH，x16x一^{I l\.Jfl 4/... LU...'} 16 一

== 2 (YH1o + YHI + 2Y CH， ) ^{・・・ ・・・・ ・・・ ・・・・ ・・・ ・・・・ ・・・ ・・・ ・・・ ・・・・} (2 -2)

ここに、 空気中の水分Xwa は， 廃棄物の理論空気量(Ao)皿3N/kg.R ，

ゲロ気比(m)， および空気中の水分より(1.3%と仮定)より次式で表わされる。

Xwa==O.013XmxAoX三五Z二0.01683皿・Ao29 ^{・・・ ・・・・ ・・・・ ・・ ・・・ ・・・・ ・} (2 -3)

であるので， 式(2 -2)は次の様に表される。

Xh + XWI X^{1 "}

土

之

==Xけ

合

== 2 (YHIO + YHI + 2Ycl!，) ^{・・・ ・・・ ・・・・ ・・・ ・・ ・・・ ・・・・ ・・・・ ・・・ ・・・ ・・・・ ・・・} (2 ^-4)

-126-

(3) 0ーパラス インプット

Xo ;廃棄物中の酸素

Xoa;空気中の酸素分。 空気中O2 21 vol%とすると、 次式であらわされる。

=0.21xXmxAox32/22.4 = 0.3m.Ao XOW;水分中の酸素分=XWI x 16/18=9・XWI/8 アウトプット

Yco" Yco， YHIO 従って

Xo + Xoa + Xow=Xo + 0.3皿・Ao+9・XWI/8

= Yco， x 44 x 32/44+ Yco x 28 x 16/28 + YH，O x 18 x 16/18

= 16 (2Y co， + Y co + Y H，O)・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2 - 5)

(4) Nーバランス

インプット

Xn ;廃棄物中の窒素

Xna;空気中の窒素分。 空気中N2 79vol%として 、 次式で表される。

28

= o. 79 _X m x Ao x

一一一一

アウトプット

YN， (HCN， NHJは無視) 従って

Xn+O.9875 皿・Ao= YN， X 28 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2 -6)

(5)全モル数 L: y= Yco， + Yco + YCH4 + YH， + YH，O + YN，..・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2 -7)

(6)シフト反応

次の2つの反応が平衡に達すると仮定する.

CO+H20 CO2+H2・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2 - 8) CO + 3H2

<E-二三

ウーのノU1i

式(2-8)に相、うする反応式は、 次式でぶされる。

K， ==

J

l 一 [CO]・[H20]

(YC02/2:y)・Y1I2/2: y YC02・Y1I2

'一 '一 二 Yco・Y1I20 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2-10)

UÈ， CCOJ CH20 J…はモル濃度)

問機に式(2-9)に相可する反応式は、 次式で表される。

nU干lJnn一口U

4一ハUHn一一ρしρu一

fL

vn

川一y

z

2

、/一UJ 竹一VA

y子U

VA一 H1y

YClI，・Y1I20・(2: y)2

Yco・YH23 (2-11)

(7)理論空気量の計算

理論宅気量Ao(m3N/kg.R)は， 次式で計算する。

22.4 1

Ao二寸玄- ^x 万三了⁽X^c Xηc x 32/12 + X h x 16/2 -X ⁰ + X ^s)

==8.89Xc・ηc+26.7Xh-3.33Xo+3.33Xs

. • • • • • . • • . • • • • • • • • • •

U主、 焼却炉の場合は、 未燃分中の炭素量、 酸素量を考慮したが、 ガス化溶融の場 合は、 最終的に溶融燃焼炉で高温となることと概略計算でもあり、 同考慮は行 わないこととした。)

(8)出口ガス組成の計算

YCOI， Yco， YCH" YHIO， YHI， YNI はモル数であるので， ガス中の容積%， 重量%を求め るには， 次による.

容積%をC J， 重量%を( )内数値で表わすと，

容積%は次式であらわされる。

CYjJ ==Yjx 100/2:y

• • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • •

また、 重量%は次式で表される。

(Y j) == Y i X Mo 1 j X 100/ 2: (Y j X Mo 1 j ) ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2-14) Mol jは， 成分iの 1 モルあたり重里

(9) 全体の電量バランス

全体の 重量バランスは3 次式のとおりである。(ただし、 本式は上述の各式に含ま

nHU ηノU

1i

れているので、 基本的は総質量あるいはチェックの場合に川いる。) インプット

LXi==1.0 (kg/kg.R) アウトプット

LYi xMi +Xs+Xc1 +Xa

== YCOI x 44 + Yco x 28 + YHI x 2 + YHIO x 18

+ YCH， X 16 + YNI X 28 + Xs + Xc1 + Xa (kg/kg. R)

(Mi，分子量) 微量分を無視すると

LXi== LYi>くMi+Xa

== Ycol _X 44 + Yco _X 28 + YHI >く2+ YHIO _X 18

+ Y CH， x 16 + Y N 1 >く28+ Xa== 1. 0・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2-15)

(9) 平衡定^数の計^算

k == _expムF/RT

ここに，ムF(kca1/皿01)は自由エネルギ一、 R(kca1/mo1/0 K)は気体定数 T( 0 K)はガスの温度。ムFは、 次式により計算する。(出典;都市ガス工業)

(K1の)ムF==-10，000+1.81 T 1nT-0.00445T�

+0.00000068T3+0.54T ... (2-16) (K�の)ムF==-47，110+9.19 T 1nT+0.0003T2

- O. 00000037T3 -14.14T ... (2 -17) R==1.987

2.1.3 実際の計算要領

式(2-1)--(2-11)を再度整理する。

式(2-1)より

YCOI + Yco + YCH， == Xc・ηc /12 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2-18) 式(2-4)より

YHIO+ YNI +2YCH， ==Xh/2+ (XWI +0. 01683mAo)/18・・・・・・・・・・・・・・・・ (2-19)

ハ同υ円411A

式(2-5)より

2YC01+Yro+Ym=lV

J

=

去

式(2-6)より

YN1 == (Xn + O. 9875mAo) /28 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2-21) 式(2-20)より

YC01 + Yco1 + Yco + YH10 == (Xo + O. 3mAo + 8XW1/9 ) /16 式(2-28)より YC01 + Yco == Xc・ηc/12 -YCH4なので 式(2-20)は，

川(

1t

す

h

8 1

・. YC01==YCH4- YH10+ 16 (Xo+0.3mAo+g XW1) -τ2Xc・ηc ... (2-22) ここに理論空気量Aoは式(2-12)より与えられる。 次式はその再掲。

Ao==8.89Xc・ηc+ 26. 7・Xh-3. 33Xo + 3. 33Xs 同式と式(2-22)とから、 YH10は次の式で表される。

1 1

YH10二17Xh+ T画一(^{X W 1} + 0 . 0 1683 mAo ) -Y H 1 -2 Y CH 4・・・・・・・・・・・・・・・・ (2 -23) ここで

1 1

α二一 Xh+一一(XWl+0.01683mAo)とおくと 2 ^{i1.11 I} 18

式(2-23)は

YH10 二α-YH1-2YCH4・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2 -24) 式(2-22)に， 式(2-24)を代入して整理すると

1 1

YC01 == 3YcH4 + YH1 +ττXo -2 Xh +0. 017815mAo - 1/12 x Xc・ηc l_ l_で，

1 1

β== � 16 Xo-^{i1. V} --i-2 Xh+0.017815mAo-^{i1.1J I V. V.l.I}U.l.VU.l.flV 1()XC・ηcとおくと

12 リ

YC01 == 3YCH4 + YH1 +β ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2 -25) 式(2-18)より

Yco ==τ玄Xc・ηc一(Y C01 + Y CH4 )

であるので、 式(2-25)に代入して次式を得る。 なお、 γ=1/12X XC'ηc とおく。

。 =

J-

=γ-(4YcH4 + YH1 +β) ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2 -26)

ハHVη、U41ム

次ぎに， 全モル数(ガス成分) は3

Ly==YC0 1+YCO+YCH，+YH1+YII10+YN1.••••••••.•••.••••.••...••.. (2-27) で表されるので、式(2-18)を代入して

LY==

す

L Y == Xc・ηc/12+α-2YCH， + YNI

==-2YCH，+ (α+ 12Xc・ηc+ YNI) ここで， ご=α+τZXc・ηC+YN1とおくと

上式は

Ly==-2YCH，+ご・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ (2 -28) で表される。

計算上は YCH，/ L Yが先に求まるので， さらに上式は次のように変形して用いる。

Ly==-2・YCH，/ L y ^X L y+ごより、

LY==ご/( 1 + 2 . YCH，/ L y) ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ (2 -29) 次ぎに， CO/H2のシフト反応であるが、

式(2-10)に、式(2-24)、(2 - 25)、(2-28)を代入すると次式が得られる。

Kl一{α一(4YCH，+ YH2 +β)} (α-YH2 -2YcH，) (3YCH， + YH2 +β) ・ YH2 ここに， Y CH， == Y とおいて上式を整理すると、

(K1 -1 )YHI2ー{K1(α+γ-β)+β+ (3-6K1 )Y}YHI

+ (8K1 y2 ^-2Kl (2α+γ一β) Y+K1α(γ-β) ) == ⁰ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ (2-31) (2 - 30)

これを解く。 ただし、 同2次方程式の2つの根中各組成が正となる方を採用する。

Kl"# 1の時

YHI == {Kl (α+γ-β)+β+(3-6Kt)Y} 一αα

2(K1-1) (2^-31)

ここに、ααは次式で定義される。

αα

イ

YH- 8Kl y2-2K1 (2α+γ一β)YtK1α(γ一β) nl- ー{Kl(α+γ一β)tβt(6KI-3)Y}

4si n〈U11ム

入熱(Qin) :

入熱(Qin)は次式で表される。

ク勺安

チャー

一

8y2-2(2α+γ-β) Y +α(γ-β)

(3Y-α一γ) (2-33)

以上により， YH10， YC01， Yco， YH1が全て， YCI!4の関係にて表わされるので， これを 式(12-12)に代入して， Y (す なわちYCHJを求める。

本計算は、 3次方程式となるのでコンビュータによる繰り返し計算により行う。

2.1.4 熱収支

先ず、 出口温度を仮定し次式により熱収支を計算し、

取終的に熱収支の差等を考慮し同温度の妥当性を評価 し、 必要に応じて再度仮定した温度を見直す。 ^ごみ

生hえガス

一一う放熱

灰

Qin=Hl+29/22.4X m XAoXHga 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 . . . 0" 0 0 0" 0 0 0 0 (2・34) ここに、 Hl;廃棄物の化学熱(kcal/kg0 R)

Hga;空気のエンタルピ(kcal/kg) であるので、

29/22.4X m XAoXHgaは空気による持込顕熱(kcaJ/kgoR)を意味する。

次に、 出熱(Qout)は次式で示される。

Qout= (44 X Y C 0 2 X Hg C 0 2 + 18 X Y H 2 ⁰ X HgH 2 0 + 28 X Y N 2 X HgN 2 + ²⁸ X ^{Y C 0} X ^H g ^{C 0} + 2 X Y H 2 X H g H 2 + ¹⁶ X ^{Y C H} 4 X ^H g ^{C H} 4) ^{X 103} + X ^a X CPash X K T + X c X (1-ηc) ^{X CPc X T}

+XCX (1-ηc) X Hlchar + Hlgas X 22.4 X 2: Yi + Ql・・・・・・・・・・・・・ (2・35) ここに、 ^HgC02， HgH20、HgN2、・・・・・・は、 それぞれ CO2、 H20、 CO……ガス の分解炉の温度におけるエンタルピ(kcal/kg)、 Cp仏) ashけlはま灰の比熱(kca叫l/kgω)、

Cp仏cはチヤ一の比熱(kca計l/kgOC)ト、 Hlc]山1

生成ガスの発熱量(kca叫1 /m3り)、 Qlは、 分解炉の熱損失(kcal/kgoR)を示す。

な お、 熱収支は分解炉の熱損失の設定にもよるが必ずしも一致しない。

一般に、 Qout>Qinであり、 その差、

つム円〈υ1i

Qadd ⁼ Qout ^- Qin... (2・36) で計算されるQadd が熱分解反応に必要な外部加熱量を示す。

ηο ηべutzi

2.2 ガス化溶融燃焼炉

溶融燃焼炉の場合は、 熱分解炉で計算されたアウトプットである�IJ燃性ガス組成

(Y ^{C 02、 yH 20、 yN 2、 yC 0、 y II 2、 YC II 4} )が今度は廃棄物に代わるインプットと

なり、 空気または酸素により完全燃焼するという計算であるが、 基本的な計算法は在来 月J焼却炉とほぼ問機でありその詳細は省略する。 ただし、 花来型焼却炉であるストーカ 炉と溶融燃焼炉の構造的な相違、 さらに燃焼温度が高い、 空気比が低い等多少の条件の 相違がある点は注意を要する。

凋斗孟qO 41i