JP2008231295A - ガス化炉 - Google Patents

Abstract

【課題】二段ガス化炉のスケールアップを図る目的を前提とし、炉本体の直径の増大を最小限に抑えつつかかる目的達成のため、炉本体内でのガス流速を大きくした際、炉本体のガス出口から溶融スラグが飛散し、ファウリング障害を起こすことがないようにすることにある。
【解決手段】固形炭化水素燃料粉末と酸化剤との反応によりガスを生成する円筒状の炉本体２と、この炉本体２の上部に配され、固形炭化水素燃料粉末と酸化剤との混合流体を噴射する上部バーナー群３と、炉本体の下部に配され、固形炭化水素燃料粉末と酸化剤との混合流体を噴射する下部バーナー群４を備え、炉本体２の上端部には、製品ガスが排出されるガス出口５が形成され、炉本体２の下端部には溶融スラグが排出される溶融スラグ出口７が形成され、ガス出口の直径（Ｄｏｕｔ）と炉本体の直径（Ｄ）との比率を１＞Ｄｏｕｔ／Ｄ≧０．４とする。
【選択図】図１

Description

この発明は、石炭等の固形炭化水素燃料から一酸化炭素、水素、メタンなどの燃料ガスを製造する石炭ガス化プロセスに用いられるガス化炉に関する。

石炭ガス化に用いられるプロセスとして、二段ガス化法がある。この二段ガス化法に関して、例えば特公平５−４７５９５号公報（以下、先行発明と言うことがある。）にこのプロセスに用いられる二段ガス化炉が開示されている。

図１は、このような二段ガス化炉の一例を示すものである。この二段ガス化炉１は、図１（ａ）に示すように、炉本体２と、この炉本体２の上部に設けられた上部バーナ群３と、炉本体２の下部に設けられた下部バーナ群４とから概略構成されている。
炉本体２は、ほぼ一定の断面積を有する円筒状となっており、その頂部には炉本体２内で生成した一酸化炭素、水素、メタンなどの製品ガスを導出するガス出口５が開口している。このガス出口５の直径（Ｄｏｕｔ）は、炉本体２の直径（Ｄ）よりも小さくされ、後段の機器に接続されるようになっている。

炉本体２に下部の内面には、円環状のスラグスタック６が取り付けられており、このスラグスタック６の中心開口部は、溶融スラグが流下する溶融スラグ出口７となっている。この溶融スラグ出口７の直径も炉本体２の直径よりも小さくされ、この溶融スラグ出口７からの放熱を少なくするように構成されている。

上部バーナ群３は、炉本体２の上部に配置され、図１（ｂ）に示すように４本のバーナ３１、３２、３３、３４がそれぞれ炉本体２の周壁に均等に配されて取り付けられている。これらバーナ３１・・・は、それぞれの噴射口が炉本体２の中心軸に向けられておらず、図示のように、中心軸よりも外側に向けられており、それぞれの噴射口から噴射される燃焼ガスが炉本体２の円周方向に流れ、炉本体２内で旋回流を形成するようになっている。

この上部バーナ群３により形成される旋回流の仮想的な円の直径は「仮想旋回流円径」と呼ばれ、これの直径を以下、Ｄｕと呼ぶ。
なお、本発明での「仮想旋回流円径」とは、現実のガスの流れによる旋回流についてのものではなく、各バーナ３１、３２・・のノズルの噴射方向軸を延長した４本の仮想線に内接する円の直径を言うものと定義する。これにより、「仮想旋回流円径」を定めることにより、各バーナ３１、３２・・の配置が定まることになる。

上部バーナ群３を構成する個々のバーナには、石炭などの固形炭化水素燃料の微粉末と空気、酸素ガスなどの酸素含有気体からなる酸化剤が供給され、これがそれぞれの噴射口から噴射されるようになっている。以下、酸化剤と固形炭化水素燃料との混合比（酸化剤供給量／固形炭化水素燃料供給量：重量比）を酸化剤量比とする。

下部バーナ群４は、炉本体２の下部のスラグスタック６の上方に配置され、図１（ｃ）に示すように４本のバーナ４１、４２、４３、４４がそれぞれ炉本体２の周壁に均等に配されて取り付けられている。これらバーナ４１・・・も、それぞれの噴射口が炉本体２の中心軸に向けられておらず、図示のように、中心軸よりも外側に向けられており、それぞれの噴射口から噴射される燃焼ガスが同様にして炉本体２内で旋回流を形成するようになっている。
この下部バーナ群４により形成される旋回流の仮想的な円の直径は、やはり「仮想旋回流円径」と呼ばれ、この直径を以下、Ｄｌと呼ぶ。ここでの「仮想旋回流円径」の定義は、上部バーナ群３におけるものと同様である。

下部バーナ群４を構成する個々のバーナには、上部バーナ群３と同様に、固形炭化水素燃料の微粉末と空気、酸素ガスなどの酸素含有気体からなる酸化剤が供給され、これがそれぞれの噴射口から噴射されるようになっている。
そして、上部バーナ群３による仮想旋回流円径Ｄｕが下部バーナ群４による仮想旋回流円径Ｄｌよりも大きくなるように、かつ下部バーナ群４による仮想旋回流円径Ｄｌがガス出口５の直径Ｄｏｕｔよりも大きくなるように構成されている（Ｄｕ＞Ｄｌ＞Ｄｏｕｔ）。

また、炉本体２のスラグスタック６の下方には、溶融スラグ冷却室８が設けられている。この溶融スラグ冷却室８は、炉本体２と一体に連続して形成され炉本体２とほぼ同径の円筒状となっており、溶融スラグ出口７から落下した溶融スラグを冷却し、固化するようになっている。

このように構成された二段ガス化炉１では、上部バーナ群３での酸化剤量比を低くし、下部バーナ群４での酸化剤量比を高くして、燃焼させることにより燃焼ガスの旋回流が形成されると同時に、図２に示すような炉本体２内での温度分布が形成され、上部領域では固形炭化水素燃料中の灰分が溶融しない温度で、下部領域では灰分が溶融する温度で運転される。

これにより、上部バーナ群３付近の領域では、高温の旋回流内での化学反応により、水素、一酸化炭素、メタンなどのガスが生成し、上部のガス出口５から高温の製品ガスとして導出される。この製品ガスの温度は、固形炭化水素燃料中の灰分の溶融温度よりも低い温度となっている。
一方、下部バーナ群４付近の領域では二酸化炭素、水分などのガスが生成し、このガスは上部バーナ群３の領域に上昇し、ここでの反応に供される。また、固形炭化水素燃料中の灰分は、上部バーナ群３で生成して降下する灰分ととも溶融し、この溶融した灰分は溶融スラグとして、旋回流に乗って炉本体２の壁面に付着し、ここを伝わって下部の溶融スラグ出口７から流下し、溶融スラグ冷却室８に排出される。

そして、上記先行発明では、炉本体２の直径（Ｄ）をガス出口５の直径（Ｄｏｕｔ）よりも大きく、Ｄｏｕｔ／Ｄを０．２〜０．３５程度とし、かつ上部バーナ群３による仮想旋回流円径Ｄｕが下部バーナ群４による仮想旋回流円径Ｄｌよりも大きくなるように、かつ下部バーナ群４による仮想旋回流円径Ｄｌがガス出口５の直径Ｄｏｕｔよりも大きく（Ｄｕ＞Ｄｌ＞Ｄｏｕｔ）することで、ガス化効率の向上が可能であるとされている。

ところで、この先行発明におけるガス炉の運転条件等を保ちつつ、ガス化炉をスケールアップ（処理能力増強）する場合、炉本体２自体の寸法の増大を最小限に抑えることが、設備費低減、熱損失量低減などの観点から重要となる。
このため、炉本体２の直径を増大する際にも、その増大量をできるだけ小さくする必要がある。炉本体２の直径の増大を抑えつつ、処理能力を高める方策として、炉本体２内でのガス流速を高める方法がある。

しかしながら、炉本体２内でのガス流速を高めると、溶融スラグの一部がガス出口５から製品ガスに同伴されて飛散し、この溶融スラグが後段の熱回収ボイラなどの機器内壁に付着し、種々の不具合を発生するファウリング障害を起こすことが判明した。
図３は、このファウリング障害について説明するためのもので、炉本体２内でのガスの流れを示す模式図で、図１と同一構成部分には同一符号を付してある。

ガス化炉の運転に伴い、溶融スラグは炉本体２の炉壁を伝わって溶融スラグ出口７からスラグ冷却室８に落下する。一方、ガスの流れとして、炉壁側には旋回しながら下降する旋回下降流２０が存在する。この旋回下降流の一部は溶融スラグ出口７を通してスラグ冷却室８に流れ込み、ここで反転して再び溶融スラグ出口７を通過して炉本体２内に戻る溶融スラグ出口反転流２１を形成する。
炉本体２の中心部のガスの流れは基本的に上昇流２２である。この時、溶融スラグ出口７を流下する溶融スラグ１３の一部が上記反転流２１に吹き千切られ、炉本体２に再び運ばれる現象が起こる。

さらに、吹き千切られた溶融スラグは、上記上昇流２２に乗り飛散スラグとして炉本体２のガス出口５に向って飛散する場合がある。こうして、溶融スラグはガス出口５の後段に設置された熱回収ボイラなどの機器の内壁に付着し、ファウリング障害を起こす。
かくして、炉本体２内のガス流速を速くすることはファウリング障害の原因となる溶融スラグの飛散を増長するのである。
特公平５−４７５９５号公報

よって、本発明における課題は、二段ガス化炉のスケールアップを図る目的を前提とし、炉本体の直径の増大を最小限に抑えつつかかる目的達成のため、炉本体内での平均ガス流速を大きくした際、炉本体のガス出口から溶融スラグが飛散し、ファウリング障害を起こすことがないようにすることにある。

かかる課題を解決するため、
請求項１にかかる発明は、固形炭化水素燃料粉末と酸化剤との反応によりガスを生成する円筒状の炉本体と、この炉本体の上部に配され、固形炭化水素燃料粉末と酸化剤との混合流体を炉本体内に噴射する上部バーナー群と、炉本体の下部に配され、固形炭化水素燃料粉末と酸化剤との混合流体を炉本体内に噴射する下部バーナー群を備え、
炉本体の上端部には、製品ガスが排出されるガス出口が形成され、炉本体の下端部には溶融スラグが排出される溶融スラグ出口が形成され、
ガス出口の直径（Ｄｏｕｔ）と炉本体の直径（Ｄ）との比率Ｄｏｕｔ／Ｄを１＞Ｄｏｕｔ／Ｄ≧０．４としたことを特徴とするガス化炉である。

請求項２にかかる発明は、上部バーナ群および下部バーナ群は、いずれも３以上のバーナから構成され、これらバーナは炉本体の周壁に配置され、
上部バーナ群の各バーナによって形成される仮想的な旋回流の直径をＤｕとし、
下部バーナ群の各バーナによって形成される仮想的な旋回流の直径をＤｌとした時、
Ｄ＞Ｄｕ≧Ｄｏｕｔ＞Ｄｌとなるように両バーナー群を配置したことを特徴とする請求項１記載のガス化炉である。

本発明によれば、ガス出口の直径（Ｄｏｕｔ）と炉本体の直径（Ｄ）との比率を１＞Ｄｏｕｔ／Ｄ≧０．４とすることで、炉本体での平均ガス流速を大きくして、炉自体の処理能力を高めても、炉本体のガス出口から溶融スラグの一部が飛散してファウリング障害を生じることがない。
また、上部バーナ群により形成される旋回流の直径をＤｕとし、下部バーナ群により形成される旋回流の直径をＤｌとした時、Ｄ＞Ｄｕ≧Ｄｏｕｔ＞Ｄｌとなるように両バーナー群を配置したことにより、上部バーナ群から噴出した固形炭化水素燃料粉末の一部が直接ガス出口に向かって流れることがなく、ガス化効率が低下することもない。

以下、図１を利用して本発明を説明する。
本発明者の検討によれば、溶融スラグのガス出口５からの飛散は、ガス化炉中心部の上昇流速度に依存し、この速度は、ガス出口５の直径の影響を強く受けることがわかった。
この知見に基づいて、ガス出口５の直径とファウリングの関係についてさらに検討を行い、その結果を表１に示す。

ファウリング障害の度合は、ガス出口５における圧力損失（図３でのΔＰｏｕｔ）の時間経過による増加割合ΔＰｏｕｔ／Δｔ（ｋＰａ／ｈ）で評価した。
炉本体２内のガス平均速度（Ｕｇａｓ）は、単位時間当たりの生成ガス量を炉本体２の断面積で割った値で、試験Ｎｏ＝１での値を１とした相対値で示している。
なお、表１の検討例は、固形炭化水素燃料の処理能力が５０〜１５０トン／日で、炉内圧力が２．５〜３．０ＭＰａの規模のガス化炉におけるものである。

表１での「従来法」とは、上述の特公平５−４７５９５号公報に開示された先行発明によるものである。
従来法の〔試験１〕は、ガス出口径／炉本体直径（Ｄｏｕｔ／Ｄ）が小さいため、炉本体２の中心部でのガスの上昇速度が速く、溶融スラグの飛散量が多くなってΔＰｏｕｔ／Δｔ＝０．１６６ｋＰａ／ｈとなり、ガス出口５での溶融スラグの付着と成長が認められた。
同じく、従来法の〔試験２〕では、Ｄｏｕｔ／Ｄを〔試験１〕より大きくした結果、ΔＰｏｕｔ／Δｔは小さくなり、溶融スラグの飛散防止に有効であった。

本発明の〔試験３〕は、ガス平均速度Ｕｇａｓを従来法より１．４３倍に大きくしたケースであるが、ΔＰｏｕｔ／Δｔは一層小さくなった。これはＤｏｕｔ／Ｄを従来法試験Ｎｏ．２より更に大きくした効果によりスラグ飛散が飛躍的に抑制されたためである。
〔試験４〕は、〔試験３〕より更にガス平均速度Ｕｇａｓを大きくしたが、ΔＰｏｕｔ／Δｔは同程度であった。
以上により、ガス平均速度Ｕｇａｓを従来法の２倍に増やしても、Ｄｏｕｔ／Ｄをある程度大きくすることにより、ファウリング障害が防止できることを見出した。
表１より、適切なＤｏｕｔ／Ｄは０．４以上となる。

一方、ガス出口径Ｄｏｕｔは、炉本体２直径Ｄよりも大きくなることは装置構成上あり得ず、よってＤｏｕｔ／Ｄは１未満となる。したがって、１＞Ｄｏｕｔ／Ｄ≧０．４となり、実用上は、０．７≧Ｄｏｕｔ／Ｄ≧０．４が好ましくは、さらには０．６≧Ｄｏｕｔ／Ｄ≧０．５が最も好ましい値となる。

図４に、ガス化炉の実用化を考慮して、年間８０００時間の運転を行った場合の表１での圧力損失ΔＰｏｕｔ／Δｔの積算値とＤｏｕｔ／Ｄとの関係を示した。図４のグラフにおいて、横軸にＤｏｕｔ／Ｄを、縦軸に８０００時間後のΔＰｏｕｔ（ΔＰｏｕｔ／Δｔ×８０００）を炉内圧力Ｐｇで除した値を取っている。
実用ガス化炉では、できるだけ運転障害がないことが必要であり、年間の差圧上昇程度（ΔＰｏｕｔ／Ｐｇ）は、炉内圧力の１％以下が望ましい。よって、図４のグラフから、Ｄｏｕｔ／Ｄは、０．４以上となる。

また、Ｄｏｕｔの上限については、上部バーナ群２での仮想旋回流円径Ｄｕを超えないこと、即ちＤｕ≧Ｄｏｕｔがよい。これを超えると、生成ガス出口側バーナから噴出した固形炭化水素燃料粉末が直接生成ガス出口に向って流れるようになり、ガス化率の低下を招くからである。
したがって、Ｄ＞Ｄｕ≧Ｄｏｕｔ＞Ｄｌという関係が好適である。この関係は、すなわち、１＞Ｄｕ／Ｄ≧Ｄｏｕｔ／Ｄ＞Ｄｌ／Ｄとなる。Ｄｕ／Ｄは、図１に示したように上部バーナ群３の配置位置によって定まる。この比が１に近いとバーナ火炎が炉壁に直接当たり損傷をもたらす。この点を考慮すると０．９＞Ｄｕ／Ｄとなる。

以上の結果、従来法（前記先行発明）ではＤｌ＞Ｄｏｕｔであった下部バーナ群３での仮想旋回流円径は、本発明では逆にＤｏｕｔ＞Ｄｌが優れることとなった。
そして、Ｄ＞Ｄｕ≧Ｄｏｕｔ＞Ｄｌという関係が満たされるように、上部バーナ群３と下部バーナ群４とのそれぞれのバーナ３１、３２・・、４１、４２・・の配置を設定することが好適である。

このような構成を採用することにより、炉本体２内でのガス速度を２倍に増大してもスラグ飛散が抑制できる。表１に示したように、これにより、炉本体２の直径Ｄは従来法に記載の条件を満たしてスケールアップしたものの少なくとも１／√２≒０．７に縮小でき、コンパクト化に役立つ。すなわち、表１から、ガス平均流速Ｕｇａｓを従来のものの少なくとも２倍とすることができ、ガス平均流速Ｕｇａｓは、生成ガス量を炉本体２の断面積で除したたもの、換言すれば、炉本体２直径の二乗で除したものに相当するから、１／√２となるのである。
例えば、５００ＭＷ用発電設備に用いるガス化炉の直径は従来法では５ｍだったものが、本発明法では約３．５ｍにでき、設備費及び炉壁からの伝熱損失が低減できる。

なお、以上の説明において、各バーナ群３、４を構成するバーナは、４本の例を示したが、これに限定されず、２本以上であればよい。
また、本発明での固形炭化水素燃料としては、石炭以外にオイルコークスなどの灰分となる無機物を含む固形炭化水素燃料が用いられ、さらには灰分となる無機物を添加したプラスチックなども使用できる。
さらに、酸化剤には、空気、純酸素ガス、酸素含有ガス、水、水蒸気などが用いられる。

本発明における二段ガス化炉の例を示す概略構成図である。 本発明における二段ガス化炉の炉本体内の温度分布を示すグラフである。 本発明における二段ガス化炉内のガスの流れを示す図面である。 本発明における圧力損失積算値とＤｏｕｔ／Ｄとの関係を示すグラフである。

符号の説明

１…二段ガス化炉、２…炉本体、３…上部バーナ群、４…下部バーナ群、５…ガス出口、７…溶融スラグ出口、８…溶融スラグ冷却室、２０…旋回下降流、２１…溶融スラグ出口反転流、２２…上昇流

Claims (2)

1. 固形炭化水素燃料粉末と酸化剤との反応によりガスを生成する円筒状の炉本体と、この炉本体の上部に配され、固形炭化水素燃料粉末と酸化剤との混合流体を炉本体内に噴射する上部バーナー群と、炉本体の下部に配され、固形炭化水素燃料粉末と酸化剤との混合流体を炉本体内に噴射する下部バーナー群を備え、
   炉本体の上端部には、製品ガスが排出されるガス出口が形成され、炉本体の下端部には溶融スラグが排出される溶融スラグ出口が形成され、
   ガス出口の直径（Ｄｏｕｔ）と炉本体の直径（Ｄ）との比率Ｄｏｕｔ／Ｄを１＞Ｄｏｕｔ／Ｄ≧０．４としたことを特徴とするガス化炉。
2. 上部バーナ群および下部バーナ群は、いずれも３以上のバーナから構成され、これらバーナは炉本体の周壁に配置され、
   上部バーナ群の各バーナによって形成される仮想的な旋回流の直径をＤｕとし、
   下部バーナ群の各バーナによって形成される仮想的な旋回流の直径をＤｌとした時、
   Ｄ＞Ｄｕ≧Ｄｏｕｔ＞Ｄｌとなるように両バーナー群を配置したことを特徴とする請求項１記載のガス化炉。

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