【０００１】
【産業上の利用分野】
この発明は、ＬＮＧ冷熱利用発電システムに関するものである。さらに詳しくは、この発明は、発電効率に優れた、簡便な構造のＬＮＧ冷熱利用発電システムに関するものである。
【０００２】
【従来の技術とその課題】
従来より、電気エネルギーは産業社会にとって重要な基盤をなしており、その電気エネルギーを得るために、石炭、石油、あるいは天然ガスなどの化石燃料が広く利用されている。しかしながら、このような化石燃料は無尽蔵に存在するものではなく、このままの状態で利用し続けると数１００年後には、枯渇する恐れもある。
【０００３】
このような化石燃料の枯渇に対して、現在まで、数々の工夫がなされており、そのひとつとして、最小限の投入エネルギーに対して、最大限の出力エネルギーを得ることが可能な高効率な発電システムが検討されている。
化石燃料の一つである液化天然ガス（ＬＮＧ）を用いた発電システムは、ＬＮＧの低ＮＯｘ 低ＳＯｘ 性より注目されている。
【０００４】
ＬＮＧを用いた発電システムでは、大きく分けて、直接膨張方式、別流体ランキンサイクル方式、直接膨張方式＋別流体ランキンサイクル方式が知られている。
直接膨張方式は、ＬＮＧタンクを流出したＬＮＧをＬＮＧポンプを用いて昇圧し、この昇圧されたＬＮＧを海水などの温熱源を用いて加熱し、ＬＮＧを気化させ、さらに、この気化した高圧天然ガス（ＮＧ）をタービン発電機に送り込み、直接タービンを駆動して、発電するものである。また、この直接膨張方式では、タービンを駆動させたあとのＬＮＧを、さらに海水で昇温し、その後、火力プラントの燃料として用いることができる。この直接方式は、一般的に、ＬＮＧ排出圧力があまり大きくない場合に利用されるものであって、一般的にその効率は、１２〜２２％程度である。
【０００５】
一方、別流体ランキンサイクルは、コンデンサを用いて、プロパンやフロン等の流体を冷却凝縮させて、その後、この冷却凝縮した流体をポンプを用いて昇圧し、その昇圧した流体を海水等の温熱源を用いて加熱し気化させて、その気化された流体を用いてタービンを駆動させ、発電するものである。この別流体ランキンサイクル方式は、ＬＮＧ排出圧力が大きい場合でも利用できるが、プロパンやフロンなどの二次媒体を用いるため、効率は１０程度と悪くなる。
【０００６】
さらに、直接膨張方式＋フロンランキンサイクル方式は、たとえば図１に例示したように、直接膨張方式とフロンランキンサイクル方式とを組み合せたものであり、効率は１７〜２７程度と非常によい。
しかしながら、この直接膨張方式＋フロンランキンサイクル方式は、熱サイクルを利用しているために、保守性が悪い上、フロンを二次媒体として用いた場合には、オゾン層破壊の問題が存在する。二次媒体として、フロン以外にも例えばプロパン等を用いることもできるが、その場合は効率が非常に落ちる。
【０００７】
そこで、最近になって、従来の直接膨張方式＋フロンランキンサイクル方式に対して、ＬＮＧ直接膨張＋熱電発電器が検討されつつある。
このＬＮＧ直接膨張＋熱電発電器方式は、たとえば図４に例示したように、ＬＮＧタンクより流出したＬＮＧをＬＮＧポンプを用いて昇圧し、この昇圧されたＬＮＧを、ＬＮＧ蒸発器内に通過させ、そして、このＬＮＧ蒸発器内に設置された熱電発電器により発電を行い、さらに、ＬＮＧの昇温も同時に行なうものである。
【０００８】
そして、このＬＮＧ直接膨張＋熱電発電器方式においては、この熱電発電器により発電するだけではなく、昇温されたＬＮＧをＬＮＧタービンに導き、そのタービンを駆動させて発電することが可能となる。
さらに、このＬＮＧ直接膨張＋熱電発電器方式においては、ＬＮＧタービン内のタービンを駆動した後のＮＧを、通常の火力発電器燃料として用いている。
【０００９】
そして、このＬＮＧ直接膨張＋熱電発電機方式においては、ＬＮＧ蒸発器が非常に重要な役割をしている。
現在まで、一般的なＬＮＧ蒸発器は、おもにオープンラック方式とサブマージトコンバスション方式との２つがある。
オープンラック方式は、たとえば図２に例示したように、アルミ管をつなぎ合わせてエバポレータパネルをつくり、この配管内にＬＮＧを通すようにしている。このエバポレータパネルの外部に海水等をかけることにより、ＬＮＧを気化（ＮＧ化）する。このオープンラック方式は、熱源として燃料を利用せず、海水供給動力のみで運転が可能であるために、構造が非常に単純である。このため、このオープンラック方式は、通常運転におけるベースロード用の蒸発器として使用されている。
【００１０】
一方、サブマージトコンバスション方式は、たとえば図３に例示したように、液中でも燃焼することが可能なサブマージトコンバスションバーナを用いて、加熱用燃料を水槽内で燃焼させ、加熱された温水でＬＮＧの蒸発を行なう方式である。
このサブマージトコンバスション方式は、熱源として燃料を必要とするものの、オープンラック方式と比べて、装置が小型であり、急速起動が可能であることから、発電機のピークロード時の運転に利用されることが多い。
【００１１】
しかしながら、これらの現状のＬＮＧ蒸発器を用いたＬＮＧ冷熱利用発電システムにおいても、その効率の点からみれば、依然として十分満足できるものではないのが実情である。
そこでこの発明は、以上の通りの事情に鑑みてなされたものであり、上記の通りのＬＮＧ蒸発器を用いた発電システムの特徴を生かしつつ、従来技術の限界を克服して、さらに高効率のＬＮＧ冷熱利用発電システムを提供することを目的としている。
【００１２】
【課題を解決するための手段】
この発明は、上記の課題を解決するために、エバポレータ内をＬＮＧが流れ、その外側を海水が流れるＬＮＧ蒸発器のＬＮＧ流路内壁部に、Ｐ型とＮ型の２種類の熱電素子が配設されていることを特徴とするＬＮＧ冷熱利用発電システムを提供する。
【００１３】
そして、この発明は、一つの態様として、２枚以上の平行な平板状のエバポレータパネルにＰ型とＮ型の２種類の熱電素子が配設されていることを特徴とするＬＮＧ冷熱利用発電システムを提供する。
【００１４】
【作用】
すなわち、この発明のシステムでは、ＬＮＧ蒸発器は、従来のオープンラック方式のＬＮＧ蒸発器と比べて、外部熱源として海水を利用して、これをエバポレータ外面に流すことによって、内部のＬＮＧを気化させるという点では、同様であるが、エバポレータに熱電素子を配置したという点で大きく異なり、エバポレータ外側に海水を流してＬＮＧを気化するとき、ＬＮＧと海水の温度差を利用して、その配置した熱電素子においても発電を行なうことに大きな特徴がある。
【００１５】
この発明のＬＮＧ冷熱利用発電システムは、Ｐ型とＮ型の２種類の熱電素子をＬＮＧの流路に対に配置し、熱電素子一対当たり起電力は小さくし、通過熱流束をなるべく大きくすることが望ましいため、電気的に直列に、熱的には並列になるように熱電素子対を配置したモジュールが構成される。
そして、この発明においては、エバポレータを構成するパネルは、平行平板状が望ましく、熱電素子のエバポレータパネルへの配置場所は、たとえば図５に例示したように、２つのエバポレータパネルの間であるＬＮＧ流路側とする。
【００１６】
仮に、エバポレータパネルの外側にこの熱電素子対を配置した場合、海水に対する壊食を防ぐ必要があり、さらに、このような熱電素子対の配置では、熱電素子が高温側に位置するために、低温において高性能なＢｉ−Ｓｂ系熱電素子を用いることはできない。
そして、この発明で用いられる熱電素子は、たとえば図６に例示したものを利用することができるが、もちろん、このような配置に限定されるものではない。
【００１７】
ＬＮＧの流路を従来の円管からプレート状に変更する場合、熱電素子低温側における防食絶縁の必要がなくなり、さらに、熱電素子高温側では、構造材であるエバポレータパネルにより海水から保護され、また、電気的接続が自由であるため電流密度の最適化の点で有利であり、さらに、全体が平板であるため一体真空ろう付けなどの加工が可能となる。
【００１８】
この発明において、熱電素子を取り付けたエバポレータパネルは、たとえば図７に例示したものをひとつの態様として示すことができる。
一般的にＬＮＧは不導体であるので、エバポレータパネルのＬＮＧ側に取り付けた熱電素子については、絶縁の必要はなく、熱電素子の低温側温度の低下のために、ＬＮＧ側に露出して配置してもよい。
【００１９】
一方、エバポレータパネルの海水側に取り付けたエバポレータパネルについては、高温側電極の絶縁のため、セラミックス製の基盤を使用することが望ましい。
またこの発明においては、セラミックスと金属の熱膨張率差による熱応力緩和のため、低温端電極と、エバポレータパネルには湾曲部を設けることが望ましい。さらに、この湾曲部は高温側、および、低温側の流体内に突き出た形になるため、フィンとして機能し熱通過率の向上を図ることができる。
【００２０】
この発明における熱電素子は、低温用の場合、Ｂｉ−Ｔｅ系の熱電素子が一般的に用いることができるが、低温域においては、高い性能指数を持つ熱電素子として、Ｂｉ−Ｓｂ系の熱電素子を用いてもよい。一般的に、０℃付近から低温域においては、Ｂｉ−Ｓｂ系の熱電素子の方が、Ｂｉ−Ｔｅ系の熱電素子よりも、性能が高いことが知られており、この発明においては、ＬＮＧ蒸発器の海水側の外側メタル温度は、１０℃以下の領域が大部分であり、熱電素子の平均温度はほとんどの領域で０℃以下となると考えられるため、この発明においては、Ｂｉ−Ｓｂ系の熱電素子を用いることが望ましい。
【００２１】
以下、実施例を示し、さらに詳しくこの発明について説明する。
【００２２】
【実施例】
実施例１
冷熱発電システムにおけるエバポレータが筒状であって、φ２７ｍｍ×１５０本の場合であるとき、冷熱発電システムの最適の熱電素子形状と、その出力を検討した。
【００２３】
発電システムの通過熱量は熱伝導による熱量だけでなく、ペルチェ効果による吸熱および放熱をも考慮する必要がある。
このペルチェ効果による吸熱量および放熱量は、電流密度に依存する。このため、熱電素子特性に加えて高温側および低温側における、熱伝熱率および流体温度が発電システムの条件として重要なパラメータであり、したがって、そのパラメータとして熱電素子の厚さ、電流密度の最適化を図る必要がある。また、熱流速により熱電素子端の温度は変化するため、熱電素子厚みおよび電流密度の最適化のための収束計算を行なう。
【００２４】
一方、流体の温度は伝熱面上を流れるにしたがって変化し、伝熱面上において、最適厚み、および、最適電流密度は変化する。この実施例においては、伝熱面を流体の流れ方向に分割し、区間毎に液体温度の計算と、高温端温度および低温端温度の収束計算とから、ＬＮＧ冷熱発電システムの最適化と最適運転の設定を行なった。
【００２５】
以下に、その条件を示す。正確には、ＬＮＧの相変化と海水の氷結により熱伝率およびＬＮＧの比熱が流動方向に沿って変化するが、簡単とするために比熱、熱伝達率ともに流動方向によらず、一定であるものとした。その条件は、表１に示す通りである。
【００２６】
【表１】
【００２７】
ここで、流体流量は、伝熱面断面長さ当りの流量である。
最適化されたこの発明のＬＮＧ冷熱発電システムの伝熱面の位置による最適素子厚みの変化は、図８に示した通りであり、流体温度および素子両端部の温度変化は、図９に示した通りである。またさらに、最適電流密度および出力密度の変化は図１０に示した通りであり、素子両端部の吸熱および放熱量の変化は図１１に示した通りである。
【００２８】
これらの結果から、素子の最適厚みは４．２ｍｍであることがわかる。またさらに、これらの結果から、流体および素子の温度分布はＬＮＧ入り口付近の温度差が大きく、出口（ピンチ）付近では温度の変化は小さい。これにより最適電流密度の分布は大きく変化し、ＬＮＧ入り口付近では２００，０００Ａ／ｍ２ を越えているのに対して出口部では１４，３００Ａ／ｍ２ である。出力密度も同様に変化しＬＮＧ入口から１．５ｍの位置までで出力のほとんどを得ている。
【００２９】
実際のＬＮＧ冷熱発電システムが、φ２７ｍｍ×１５０本のエバポレータより構成されているとすると、エバポレータ１枚あたりの出力の計算結果は次の表３に示した通りである。
なお、（）内の数値は従来の一般的なＬＮＧ蒸発器の設計値である。
【００３０】
【表２】
【００３１】
上記の結果より定まった熱電発電器の概略形状は例えば図１２に示したものをひとつの態様として示すことができる。
ここで基本設計を行ったＬＮＧ冷熱利用発電システムのＬＮＧ：１Ｔ／Ｈあたりの比出力は発電端で１１．９ｋＷ／（Ｔ／Ｈ−ＬＮＧ）であり、発電効率は５．１％である。直接膨張にコンバインドしたフロンランキンサイクルの発電端比出力：１０．９ｋＷ／（Ｔ／Ｈ−ＬＮＧ）を上回る比出力を得ることができる。またさらに、このＬＮＧ冷熱利用発電システムを直接膨張式ＬＮＧ発電プラントとコンバイドすると比出力は６３．７ｋＷ／（Ｔ／Ｈ−ＬＮＧ）にもなる。
実施例２
次に、実施例１の冷熱発電システムにおける筒状のエバポレータの場合を参考にして、最適の平板状のエバポレータの形状について検討した。
【００３２】
すなわち、まず、実施例１より、エバポレータパネル一枚当りの伝熱面積が、３９．４ｍ２ であるとすると、必要な熱電素子の体積はエバポレータパネル一枚あたり０．１５８ｍ３ 、１１０Ｔ／ｈのＬＮＧの蒸発に必要な熱電素子体積は８．８３ｍ３ である。最適熱電素子厚みは４ｍｍであり、使用する熱電素子の形状は、１０×１０×４ｍｍ、熱電素子間の隙間を１ｍｍとすると、エバポレータパネルの形状は６，９９０×３，４１０ｍｍとなり、必要な熱電素子数は、１．９７×１０５ ×２、約４０万個である。
【００３３】
もちろん、熱電素子形状を大型化することにより熱電素子形状を減らすことが可能ではあるが、熱電素子／電極結合部の代表長さが大きくなり、熱応力に対する配慮が必要となる。
そして、この発明における発電システム１ブロックの概略形状は、例えば、図１３に例示する通りである。
実施例３
次に実施例２を基本として、この発明のＬＮＧ冷熱利用発電システムのヒートバランスを検討した。
【００３４】
この発明のＬＮＧ冷熱利用発電システムの系統およびヒートバランスは、たとえば、ＬＮＧタービン発電機端出力４、９００ｋＷ、熱電発電システム出力１．３１３ｋＷ（ＤＣ）とした場合、図１４に例示した通りとなる。
この試設計を行なった発電システムは、低温域では１５００Ｗ／ｍ２ を超える高い出力密度を得ることができるが、ピンチ付近の高温域の出力密度は低く、発電システムにほとんど寄与していない。これは、たとえば図１５に例示したように、低温域の海水とＬＮＧ温度差が大きく、熱電素子間の温度差が大きいのに対して、ピンチ付近では流体間の温度が近づいているため、熱電素子両端の温度差が小さいことに起因する。
【００３５】
このような場合は、たとえば、図１６に示すように、高温域の熱電素子を取り外し、熱電素子の数を減少させ、伝熱面積の低減を行なってもよい。
実施例４
さらに、この発明において、伝熱面全体に発電システムを取り付けるときに必要な伝熱面の長さ３．１ｍに対して、熱電素子の取り付け長さを変化させて、発電システムの性能を検討した。その結果は、図１７に例示した通りであり、熱電素子の取り付け部の長さを１ｍまで短縮した場合でも１，０００ｋＷ程度の出力を得ることが可能である。
実施例５
次に、この発明のＬＮＧ冷熱利用発電システムについて、エクセルギ評価を行なった。エクセルギ評価とは排熱回収システムが受け取るエクセルギのうちどれだれを電気に変換したかを示すものである。その定義式は、
【００３６】
【数１】
【００３７】
の通りである。図１８にエクセルギによる評価の計算例を示す。ＬＮＧ冷熱と海水とのエクセルギ授受はこの図１８において、＜１＞から＜２＞と＜３＞から＜４＞において行なわれている。
そのＬＮＧの単位流量あたりのエクセルギの授受率は、４４３．４１ｋＪ／ｋｇであり、この検討におけるＬＮＧ蒸発器のＬＮＧ流量は、１１０Ｔ／Ｈであるので、エクセルギ授受の総量は、１３，５４８．６ｋＷである。タービンの発電機出力４９５０ｋＷに発電システム出力９４６ｋＷを加えると、電気出力は５８９６ｋＷであり、エクセルギ効率は４３．５％である。
【００３８】
一般的な火力発電所でのエクセルギフローは図１９に示した通りであり、さらに、各部でのエントロピの生成量は図２０に示した通りである。
実施例６
次に、この発明のＬＮＧ冷熱利用発電システムについて、エネルギー収支を検討した。
【００３９】
エネルギー収支はシステムの投入エネルギーと生産するエネルギー量の比を表わすものであり、次式で示される。
【００４０】
【数２】
【００４１】
ここで、Ｂｉの密度は、約９８２０ｋｇ／ｍ３ 、Ｓｂは約６６２０ｋｇ／ｍ３ である。
Ｂｉ−Ｓｂ系の熱電素子の密度を９５６４ｋｇ／ｍ３ と仮定すると、この発明のＬＮＧ冷熱利用発電システムの熱電素子体積は８．８３ｍ３ であるので、熱電素子製造に必要なエネルギー量は８．８３×９５６４×２００＝１６，８９０，０２４ｋＷｈである。ここで、発電システムの運用に必要なエネルギー量は、直接膨張サイクルの気化動力２ｋＷと等しいものとし、発電システムの耐用年数を２０年とすると、エネルギー収支は約４６７である。
【００４２】
【発明の効果】
以上詳しく説明した通り、この発明によって、出力の向上が可能となる。具体的には、比出力は発電端で１１．８ｋＷ／（ｔ／ｈ−ＬＮＧ）であり、発電効率は５．１％である。この値は、フロンランキンサイクルの比出力１０．９ｋｗ（ｔ／ｈ−ＬＮＧ）を上回る。
【００４３】
さらに、この発明をＬＮＧ直接膨張とコンバインドした場合、比出力は６３．７ｋＷ（ｔ／ｈ−ＬＮＧ）であり、直接膨張＋フロンランキンサイクルの６２．７ｋＷ（ｔ／ｈ−ＬＮＧ）を上回る。
さらにこの発明においては、ＬＮＧ／フロン間の熱交換器やフロンの蒸発器などを必要とせず、システム構成も簡単でメンテナンスも容易である。
【００４４】
またさらに、この発明においては、ＬＮＧの流路を従来の円管からプレート状に変更したことにより、熱電素子低温側における防食絶縁の必要がなくなり、さらに、熱電素子高温側では、構造材であるエバポレータパネルにより海水から保護され、また、電気的接続が自由であるため電流密度の最適化の点で有利であり、さらに、全体が平板であるため一体真空ろう付けなどの加工が可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】従来のＬＮＧ冷熱発電システムを示した概略図である。
【図２】従来のＬＮＧ冷熱発電システムにおけるＬＮＧ蒸発器を示した概略図である。
【図３】従来のＬＮＧ冷熱発電システムにおけるＬＮＧ蒸発器を示した概略図である。
【図４】この発明のＬＮＧ冷熱発電システムを示した概略図である。
【図５】この発明のＬＮＧ冷熱発電システムにおけるＬＮＧ蒸発器を示した概略図である。
【図６】この発明のＬＮＧ冷熱発電システムにおける発熱素子を示した概略図である。
【図７】この発明のＬＮＧ冷熱発電システムにおけるエバポレータパネルを示した断面図である。
【図８】この発明のＬＮＧ冷熱発電システムにおける伝熱面上の位置と素子の最適厚さを示した関係図である。
【図９】この発明のＬＮＧ冷熱発電システムにおける伝熱面上の位置と温度を示した関係図である。
【図１０】この発明のＬＮＧ冷熱発電システムにおける伝熱面上の位置と電流密度を示した関係図である。
【図１１】この発明のＬＮＧ冷熱発電システムにおける伝熱面上の位置と熱流束を示した関係図である。
【図１２】この発明の伝熱パネルの実施例を示した概略図である。
【図１３】この発明の伝熱パネルの実施例を示した概略図である。
【図１４】この発明の実施例を示した概略図である。
【図１５】この発明の実施例において、伝熱面上のこの発明の特性を示した関係図である。
【図１６】この発明の実施例を示した概略図である。
【図１７】この発明の実施例において、素子取り付けの減少による出力の低下を示した関係図である。
【図１８】この発明の実施例において、エクセルギ計算を示した概略図と関係図である。
【図１９】ＬＮＧ専焼火力発電所での一般的なエクセルギ損失を示した関係図である。
【図２０】ＬＮＧ専焼火力発電所での一般的な各部でのエントロピ生成量を示した関係図である。[0001]
[Industrial applications]
The present invention relates to an LNG cold heat power generation system. More specifically, the present invention relates to an LNG cold heat power generation system having excellent power generation efficiency and a simple structure.
[0002]
[Prior art and its problems]
Conventionally, electric energy has been an important basis for industrial society, and fossil fuels such as coal, oil, and natural gas have been widely used to obtain the electric energy. However, such fossil fuels do not exist inexhaustibly, and if they continue to be used as they are, they may be depleted after several hundred years.
[0003]
To date, many efforts have been made to address this depletion of fossil fuels, one of which is high-efficiency power generation that can obtain the maximum output energy for the minimum input energy. The system is being considered.
Power generation system using liquefied natural gas, which is one of the fossil fuel (LNG) is focused from a low NO x low SO x of LNG.
[0004]
In the power generation system using LNG, a direct expansion system, a separate fluid Rankine cycle system, and a direct expansion system + another fluid Rankine cycle system are known roughly.
In the direct expansion method, LNG flowing out of the LNG tank is pressurized using an LNG pump, and the pressurized LNG is heated using a heat source such as seawater to vaporize LNG. (NG) is sent to the turbine generator to directly drive the turbine to generate power. Further, in this direct expansion method, LNG after driving the turbine can be further heated with seawater and then used as fuel for a thermal power plant. This direct method is generally used when the LNG discharge pressure is not so large, and its efficiency is generally about 12 to 22%.
[0005]
On the other hand, another fluid Rankine cycle uses a condenser to cool and condense a fluid such as propane or chlorofluorocarbon, and then increases the pressure of the cooled and condensed fluid using a pump, and then uses the pumped fluid as a heat source such as seawater. Is used to heat and vaporize, and the vaporized fluid drives a turbine to generate power. This separate fluid Rankine cycle method can be used even when the LNG discharge pressure is large, but the efficiency is reduced to about 10 because a secondary medium such as propane or chlorofluorocarbon is used.
[0006]
Further, the direct expansion type and the Freon Rankine cycle type are a combination of the direct expansion type and the Freon Rankine cycle type as exemplified in FIG. 1, for example, and the efficiency is as good as about 17 to 27.
However, since the direct expansion method and the Freon Rankine cycle method use a thermal cycle, maintainability is poor, and when using Freon as a secondary medium, there is a problem of ozone layer destruction. As the secondary medium, for example, propane or the like can be used in addition to chlorofluorocarbon.
[0007]
Therefore, recently, an LNG direct expansion + thermoelectric generator has been studied with respect to the conventional direct expansion type + Fron Rankine cycle type.
In the LNG direct expansion + thermoelectric generator system, as illustrated in FIG. 4, for example, LNG flowing out of an LNG tank is boosted using an LNG pump, and the boosted LNG is passed through an LNG evaporator. Then, power is generated by a thermoelectric generator installed in the LNG evaporator, and the temperature of the LNG is raised simultaneously.
[0008]
In the LNG direct expansion + thermoelectric generator system, it is possible not only to generate electric power by the thermoelectric generator but also to guide the heated LNG to the LNG turbine and drive the turbine to generate electric power.
Further, in the LNG direct expansion + thermoelectric generator system, NG after driving the turbine in the LNG turbine is used as a normal thermal power generator fuel.
[0009]
In the LNG direct expansion + thermoelectric generator system, the LNG evaporator plays a very important role.
Until now, there are two general LNG evaporators, an open rack type and a submerged combination type.
In the open rack system, as shown in FIG. 2, for example, an evaporator panel is formed by connecting aluminum tubes, and LNG is passed through the piping. By applying seawater or the like to the outside of the evaporator panel, LNG is vaporized (converted to NG). This open rack system has a very simple structure because it can be operated only by seawater supply power without using fuel as a heat source. For this reason, this open rack system is used as a base load evaporator in normal operation.
[0010]
On the other hand, the submerged combination system uses a submerged combination burner that can burn even in a liquid as shown in FIG. 3, for example, in which a heating fuel is burned in a water tank and heated with hot water. This is a method for evaporating LNG.
Although this submerged combination method requires fuel as a heat source, it is used for operation during peak load of the generator because the equipment is smaller and can be started quickly compared to the open rack method. Often.
[0011]
However, even in the current LNG cryogenic power generation system using the LNG evaporator, it is still not sufficiently satisfactory in terms of efficiency.
Therefore, the present invention has been made in view of the above circumstances, and overcomes the limitations of the conventional technology while utilizing the features of the power generation system using the LNG evaporator as described above, to achieve a higher efficiency. It is intended to provide an LNG cold heat power generation system.
[0012]
[Means for Solving the Problems]
According to the present invention, two types of thermoelectric elements, P-type and N-type, are disposed on the inner wall of an LNG flow path of an LNG evaporator in which LNG flows inside an evaporator and seawater flows outside the evaporator. An LNG cold energy utilization power generation system is provided.
[0013]
According to one aspect of the present invention, there is provided an LNG cold-heat power generation system in which two or more parallel flat evaporator panels are provided with two types of P-type and N-type thermoelectric elements. I will provide a.
[0014]
[Action]
That is, in the system of the present invention, the LNG evaporator uses seawater as an external heat source and flows it to the outer surface of the evaporator to vaporize the internal LNG as compared with the conventional open rack type LNG evaporator. This is similar, but differs greatly in that a thermoelectric element is arranged on the evaporator. When seawater is vaporized outside the evaporator to vaporize LNG, the temperature difference between the LNG and the seawater is used to take advantage of the arranged thermoelectric element. The element also has a significant feature in generating power.
[0015]
In the power generation system using LNG cold energy of the present invention, two types of thermoelectric elements, P-type and N-type, are arranged in pairs in the flow path of LNG, the electromotive force per thermoelectric element pair is reduced, and the heat flux passing therethrough is increased as much as possible. Therefore, a module in which thermoelectric element pairs are arranged so as to be electrically in series and thermally in parallel is configured.
In the present invention, the panel constituting the evaporator is desirably a parallel plate, and the place where the thermoelectric elements are arranged on the evaporator panel is, for example, as shown in FIG. 5, the LNG flow between the two evaporator panels. Roadside.
[0016]
If this thermoelectric element pair is arranged outside the evaporator panel, it is necessary to prevent erosion against seawater.In addition, in such an arrangement of the thermoelectric element pair, since the thermoelectric element is located on the high temperature side, the temperature is low. Cannot use a high-performance Bi-Sb-based thermoelectric element.
As the thermoelectric element used in the present invention, for example, the element illustrated in FIG. 6 can be used, but of course, the arrangement is not limited to such an arrangement.
[0017]
When the flow path of LNG is changed from a conventional circular pipe to a plate shape, the need for anticorrosion insulation on the low-temperature side of the thermoelectric element is eliminated, and on the high-temperature side of the thermoelectric element, the evaporator panel, which is a structural material, protects against seawater. Since the electrical connection is free, it is advantageous in optimizing the current density. Further, since the whole is a flat plate, processing such as integral vacuum brazing becomes possible.
[0018]
In the present invention, an evaporator panel to which a thermoelectric element is attached can be, for example, one shown in FIG. 7 as one embodiment.
In general, since LNG is a non-conductor, the thermoelectric element mounted on the LNG side of the evaporator panel does not need to be insulated, and is exposed and arranged on the LNG side to lower the temperature of the thermoelectric element on the low temperature side. You may.
[0019]
On the other hand, for the evaporator panel attached to the seawater side of the evaporator panel, it is desirable to use a ceramic base for insulating the high-temperature side electrode.
Further, in the present invention, it is desirable to provide a curved portion on the low-temperature end electrode and the evaporator panel in order to reduce thermal stress due to a difference in thermal expansion coefficient between the ceramic and the metal. Further, since the curved portion protrudes into the fluid on the high temperature side and the fluid on the low temperature side, the curved portion functions as a fin, and the heat transmission rate can be improved.
[0020]
As the thermoelectric element in the present invention, a Bi-Te-based thermoelectric element can be generally used for a low-temperature use, but a Bi-Sb-based thermoelectric element is used as a thermoelectric element having a high figure of merit in a low-temperature region. May be used. In general, it is known that the performance of a Bi-Sb-based thermoelectric element is higher than that of a Bi-Te-based thermoelectric element in a low temperature range from around 0 ° C. Most of the outer metal temperature on the seawater side of the evaporator is 10 ° C. or less, and the average temperature of the thermoelectric element is considered to be 0 ° C. or less in most of the regions. It is desirable to use the thermoelectric element of the above.
[0021]
Hereinafter, the present invention will be described in more detail with reference to Examples.
[0022]
【Example】
Example 1
When the evaporator in the thermal power generation system was cylindrical and had a diameter of φ27 mm × 150, the optimal thermoelectric element shape of the thermal power generation system and its output were examined.
[0023]
The amount of heat passing through the power generation system needs to consider not only the amount of heat due to heat conduction but also heat absorption and heat dissipation due to the Peltier effect.
The amount of heat absorbed and the amount of heat released by the Peltier effect depend on the current density. For this reason, in addition to the thermoelectric element characteristics, the heat transfer coefficient and the fluid temperature on the high temperature side and the low temperature side are important parameters as conditions of the power generation system. It is necessary to plan. Further, since the temperature at the end of the thermoelectric element changes depending on the heat flow rate, convergence calculation for optimizing the thermoelectric element thickness and current density is performed.
[0024]
On the other hand, the temperature of the fluid changes as it flows on the heat transfer surface, and the optimum thickness and the optimum current density change on the heat transfer surface. In this embodiment, the heat transfer surface is divided in the flow direction of the fluid, and the optimization and optimal operation of the LNG cryogenic power generation system are performed based on the calculation of the liquid temperature and the convergence calculation of the high temperature end temperature and the low temperature end temperature for each section. Was set.
[0025]
The conditions are shown below. To be precise, the heat conductivity and the specific heat of LNG change along the flow direction due to the phase change of LNG and the freezing of seawater, but for simplicity, both the specific heat and the heat transfer coefficient are constant regardless of the flow direction. It was taken. The conditions are as shown in Table 1.
[0026]
[Table 1]
[0027]
Here, the fluid flow rate is a flow rate per heat transfer surface section length.
The change of the optimum element thickness depending on the position of the heat transfer surface of the optimized LNG thermal power generation system of the present invention is as shown in FIG. 8, and the change of the fluid temperature and the temperature of both ends of the element are shown in FIG. It is on the street. Further, changes in the optimum current density and output density are as shown in FIG. 10, and changes in heat absorption and heat dissipation at both ends of the element are as shown in FIG.
[0028]
From these results, it can be seen that the optimum thickness of the element is 4.2 mm. Further, from these results, the temperature distribution of the fluid and the element has a large temperature difference near the LNG entrance and a small temperature change near the exit (pinch). As a result, the distribution of the optimum current density changes greatly, and exceeds 200,000 A / m 2 near the entrance of LNG, whereas it is 14,300 A / m 2 at the exit. The power density changes similarly, and most of the power is obtained from the LNG entrance to a position 1.5 m from the entrance.
[0029]
Assuming that the actual LNG thermal power generation system is composed of evaporators of φ27 mm × 150, the calculation results of the output per evaporator are as shown in Table 3 below.
The values in parentheses are design values of a conventional general LNG evaporator.
[0030]
[Table 2]
[0031]
The schematic shape of the thermoelectric generator determined from the above results can be, for example, one shown in FIG. 12 as one embodiment.
Here, the specific output per 1 T / H of LNG of the LNG cold heat power generation system for which the basic design was performed is 11.9 kW / (T / H-LNG) at the power generation end, and the power generation efficiency is 5.1%. The specific output exceeding 10.9 kW / (T / H-LNG) of the power generation end of the Freon Rankine cycle combined with direct expansion can be obtained. Furthermore, when this LNG cold energy power generation system is combined with a direct expansion type LNG power generation plant, the specific output becomes 63.7 kW / (T / H-LNG).
Example 2
Next, with reference to the case of the cylindrical evaporator in the thermal power generation system of Example 1, the optimum shape of the flat evaporator was examined.
[0032]
That is, first, from Example 1, assuming that the heat transfer area per evaporator panel is 39.4 m 2 , the required thermoelectric element volume is 0.158 m 3 per evaporator panel, 110 T / h. thermoelectric element volume required for LNG vaporization is 8.83m 3. The optimum thermoelectric element thickness is 4 mm, the shape of the thermoelectric element used is 10 × 10 × 4 mm, and if the gap between the thermoelectric elements is 1 mm, the shape of the evaporator panel is 6,990 × 3,410 mm. The number of elements is 1.97 × 10 5 × 2, about 400,000.
[0033]
Of course, it is possible to reduce the shape of the thermoelectric element by enlarging the shape of the thermoelectric element, but the representative length of the thermoelectric element / electrode coupling portion increases, and it is necessary to consider thermal stress.
The schematic configuration of one block of the power generation system according to the present invention is, for example, as illustrated in FIG.
Example 3
Next, based on Example 2, the heat balance of the LNG cold energy power generation system of the present invention was examined.
[0034]
The system and heat balance of the LNG cold-heat utilizing power generation system of the present invention are as illustrated in FIG. 14, for example, when the LNG turbine generator terminal output is 4,900 kW and the thermoelectric generation system output is 1.313 kW (DC).
The power generation system that has been subjected to this trial design can obtain a high power density exceeding 1500 W / m 2 in a low temperature region, but has a low power density in a high temperature region near a pinch, and hardly contributes to the power generation system. For example, as illustrated in FIG. 15, the temperature difference between seawater in the low-temperature region and the LNG is large, and the temperature difference between the thermoelectric elements is large, whereas the temperature between the fluids near the pinch is close. This is because the temperature difference between both ends of the element is small.
[0035]
In such a case, for example, as shown in FIG. 16, a thermoelectric element in a high temperature range may be removed, the number of thermoelectric elements may be reduced, and the heat transfer area may be reduced.
Example 4
Furthermore, in the present invention, the performance of the power generation system was studied by changing the length of the thermoelectric elements attached to the length of 3.1 m required for mounting the power generation system on the entire heat transfer surface. . The result is as illustrated in FIG. 17. Even when the length of the mounting portion of the thermoelectric element is reduced to 1 m, an output of about 1,000 kW can be obtained.
Example 5
Next, an exergy evaluation was performed on the LNG cold energy generation system of the present invention. The exergy evaluation indicates which of the exergy received by the heat recovery system was converted to electricity. The definition formula is
[0036]
(Equation 1)
[0037]
It is as follows. FIG. 18 shows an example of calculation of evaluation by exergy. In FIG. 18, the exergy exchange between LNG cold and seawater is performed from <1> to <2> and <3> to <4>.
The exchange rate of exergy per unit flow rate of LNG is 443.41 kJ / kg, and the LNG flow rate of the LNG evaporator in this study is 110 T / H. Therefore, the total amount of exergy exchange is 13,548.6 kW. It is. When the power generation system output of 946 kW is added to the turbine generator output of 4950 kW, the electric output is 5896 kW and the exergy efficiency is 43.5%.
[0038]
The exergy flow in a general thermal power plant is as shown in FIG. 19, and the entropy generation amount in each part is as shown in FIG.
Example 6
Next, the energy balance of the LNG cold energy power generation system of the present invention was examined.
[0039]
The energy balance represents the ratio between the input energy of the system and the amount of energy to be produced, and is expressed by the following equation.
[0040]
(Equation 2)
[0041]
Here, the density of Bi is about 9820 kg / m 3 , and the density of Sb is about 6620 kg / m 3 .
When the density of Bi-Sb-based thermoelectric elements assuming 9564kg / m 3, since the thermoelectric element volume of LNG cold utilization power generating system of the present invention is 8.83m 3, the amount of energy required to thermoelectric device manufactured 8. 83 × 9564 × 200 = 16,890,024 kWh. Here, assuming that the amount of energy required for operation of the power generation system is equal to 2 kW of vaporization power of the direct expansion cycle, and assuming that the service life of the power generation system is 20 years, the energy balance is about 467.
[0042]
【The invention's effect】
As described above in detail, according to the present invention, the output can be improved. Specifically, the specific output is 11.8 kW / (t / h-LNG) at the power generation end, and the power generation efficiency is 5.1%. This value exceeds the specific power of the Freon Rankine cycle of 10.9 kw (t / h-LNG).
[0043]
Further, when the present invention is combined with LNG direct expansion, the specific power is 63.7 kW (t / h-LNG), which exceeds the 62.7 kW (t / h-LNG) of the direct expansion + Fron Rankine cycle.
Furthermore, in the present invention, a heat exchanger between LNG and Freon or a Freon evaporator is not required, and the system configuration is simple and maintenance is easy.
[0044]
Furthermore, in the present invention, the passage of the LNG is changed from a conventional circular pipe to a plate shape, so that the need for anticorrosion insulation on the low temperature side of the thermoelectric element is eliminated, and the structural material is used on the high temperature side of the thermoelectric element. It is protected from seawater by the evaporator panel, and is free from electrical connection, which is advantageous in optimizing the current density. Further, since the whole is a flat plate, processing such as integral vacuum brazing can be performed.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a schematic diagram showing a conventional LNG cryogenic power generation system.
FIG. 2 is a schematic diagram showing an LNG evaporator in a conventional LNG cryogenic power generation system.
FIG. 3 is a schematic diagram showing an LNG evaporator in a conventional LNG cold energy power generation system.
FIG. 4 is a schematic diagram showing an LNG cryogenic power generation system of the present invention.
FIG. 5 is a schematic view showing an LNG evaporator in the LNG cold power generation system of the present invention.
FIG. 6 is a schematic diagram showing a heating element in the LNG cold energy power generation system of the present invention.
FIG. 7 is a sectional view showing an evaporator panel in the LNG thermal power generation system of the present invention.
FIG. 8 is a relationship diagram showing a position on a heat transfer surface and an optimum thickness of an element in the LNG thermal energy generation system of the present invention.
FIG. 9 is a relationship diagram showing a position on a heat transfer surface and a temperature in the LNG cold energy power generation system of the present invention.
FIG. 10 is a relationship diagram showing a position on a heat transfer surface and a current density in the LNG thermal power generation system of the present invention.
FIG. 11 is a relationship diagram showing a position on a heat transfer surface and a heat flux in the LNG thermal power generation system of the present invention.
FIG. 12 is a schematic view showing an embodiment of the heat transfer panel of the present invention.
FIG. 13 is a schematic view showing an embodiment of the heat transfer panel of the present invention.
FIG. 14 is a schematic view showing an embodiment of the present invention.
FIG. 15 is a relationship diagram showing characteristics of the present invention on a heat transfer surface in the embodiment of the present invention.
FIG. 16 is a schematic diagram showing an embodiment of the present invention.
FIG. 17 is a relationship diagram showing a decrease in output due to a decrease in element attachment in the embodiment of the present invention.
FIG. 18 is a schematic diagram and a relationship diagram showing an exergy calculation in the embodiment of the present invention.
FIG. 19 is a relation diagram showing general exergy loss in an LNG-fired thermal power plant.
FIG. 20 is a relationship diagram showing the amount of entropy generated in each general part in an LNG-fired thermal power plant.
