JP3681228B2 - ガスタービン発電装置と廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備 - Google Patents
ガスタービン発電装置と廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備 Download PDFInfo
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、廃棄物の乾留熱分解溶融燃焼装置とガスタービン発電装置との組み合せに係る複合設備の改良に関するものであり、設備の総合的な熱効率の大幅な向上と環境汚染の減少を可能にした複合設備に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
廃棄物の乾留熱分解溶融燃焼装置とガスタービン発電装置とを組み合せた複合設備としては、図３に示すような複合設備が先きに開示されている（特開平８−４９８２２号）。
図３に於いて４０は熱分解反応器、４０ａは廃棄物供給口、４０ｂは搬送装置、４１は溶融燃焼装置、４２は分離装置、４３は廃熱ボイラ、４４は集塵装置、４５は排ガス処理装置、４６は誘引通風機、４７は煙突、４９はガスタービン発電装置、４９ａは燃焼器、４９ｂはガスタービン、４９ｃはガスタービン発電機、５０は蒸気タービン発電装置であり、廃棄物供給口４０ａから熱分解反応器４０内へ供給された都市ごみ等の廃棄物Ｃは、ここで空気の遮断下に於いてガスタービン発電装置４９からのタービン排ガスＡによって加熱され、乾留ガスＧと熱分解残渣Ｄに変換される。
【０００３】
前記乾留熱分解反応器４０内で形成された熱分解生成物は、搬送装置４０ｂに於いて乾留ガスＧと熱分解残渣Ｄに分離され、前者の乾留ガスＧは溶融燃焼装置４１内で燃焼される。また、後者の熱分解残渣Ｄは分離装置４２へ送られ、この中から比較的粗い不燃性固形物が除去されると共に、残った可燃性の固形物Ｉは微粉砕されたあと溶融燃焼装置４１へ供給され、ここで溶融燃焼される。
更に、前記溶融燃焼装置４１内の溶融スラグＦは水砕スラグとして順次取り出されて行く。
【０００４】
ところで、乾留熱分解反応器４０内の廃棄物Ｃを加熱するためのエネルギー源としては、溶融燃焼装置４１からの高温排ガスを用いるのが熱経済上最も好ましい方策である。
しかし、前記溶融燃焼装置４１からの高温排ガス内には、廃棄物Ｃに含まれている塩化ビニル等の主として有機塩素化合物の燃焼によって生成する塩化水素（ＨＣｌ）ガスが多量に含有されており、その高温に於ける激しい腐食性のため、これを乾留熱分解反応器４０の加熱用熱源としてもちいることは一般に忌避されている。
【０００５】
そのため、図３の複合設備に於いては、前述のようにガスタービン発電装置４９からのタービン排ガスＡを熱分解反応器４０の加熱管内へ供給し、当該タービン排ガスＡの熱により廃棄物Ｃを加熱する構成としている。何故なら、ガスタービン発電装置４９の燃焼器４９ａで形成される燃焼ガスは一般に所謂クリーンなガスであり、腐食性物質を殆んど含有しないうえ廃棄物Ｃの加熱に必要な温度（約５００℃）を保持しているからである。
【０００６】
前記図３の複合設備は、ガスタービン発電装置４９からのタービン排ガスＡの熱の有効利用が図れ、熱効率の改善の点では優れた効用を奏するものである。
しかし乍ら、当該図３の複合設備にも改善すべき多くの問題が残されている。先ず第１の問題は、熱効率の改善の度合が比較的低いうえ、大気への排ガス放出量が増加して環境汚染を生じ易いと云う問題である。
即ち、図３の複合設備ではガスタービン発電装置４９からのガスタービン排ガスＡの一部を廃熱回収ボイラの入口側へ放出すると共に、熱分解反応器４０内の廃棄物Ｃの加熱に利用した後のガスタービン排ガスＡをそのまま煙道へ排出し、排ガス処理装置４５を通して大気中へ排出する構成としている。
その結果、廃熱ボイラ４３の出口側の酸素濃度が上昇して熱効率の低下を来たすと共に、約３００℃の温度と約１５％の酸素濃度を有する熱分解反応器４０からのタービン排ガスＡが煙道へ直接排出されることによって所謂排ガスロスが増加し、総合的な熱効率の一層の向上が図れないと云う点である。
また、溶融燃焼装置４１へ燃焼用空気として新鮮空気が供給されるため、煙突から大気中へ排出される排ガス量が増大することになり、大気温度の上昇等の環境汚染を生ずることになる。
【０００７】
第２の問題点は熱分解反応器４０の熱負荷変動に関する点である。
図３の複合設備ではガスタービン発電装置４９からのタービン排ガスＡを熱分解反応器４０と溶融燃焼装置４１と廃熱ボイラ４３の入口側の３個所へ夫々供給しつつ、熱分解反応器４０や溶融燃焼装置４１等を運転する構成となっている。
【０００８】
ところが、現実に熱分解反応器４０内へ供給されてくる都市ごみ等の廃棄物Ｃはその品質が一定でなく、低水分の廃棄物（単位重量当りの発熱量が大）から高水分の廃棄物（単位重量当りの発熱量が小）まで様々である。
その結果、熱分解反応器４０で必要とする乾留加熱用熱量も相当の幅に亘って変動することになり、所要熱量の変動に応じてタービン排ガスＡの供給量を調整することが必要となってくる。
【０００９】
しかし、タービン排ガスＡの供給量を燃焼器４９ａの出力を調整することにより制御することは、ガスタービン発電装置の運用上効率低下を招く。
従って、現実には相当大容量のガスタービン発電装置４９を設置しておき、発生した余剰のタービン排ガスＡは廃熱ボイラ４３の入口側へ放出する手段が取られているものと思われる。
尚、特開平８−４９８２２号にはガスタービン発電装置４９の容量と熱分解反応器４０の容量（熱負荷）の関係については一切開示されていないのでその詳細は不明であるが、上述のような方法が取られているものと想定される。
【００１０】
ところが、大容量のガスタービン発電装置を設置しておき、熱分解反応器の負荷変動に応じてタービン排ガスＡの供給量を調整する方法では、熱分解反応器４０の軽負荷時に大気中へ放散するタービン排ガス量が必然的に増加することになり、総合的な熱効率の向上が一層困難になるうえ、廃棄物Ｃの単位重量当りのガスタービン発電装置４９の設備容量が増加することになり、設備費の高騰を招くことになる。
【００１１】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、従前のガスタービン発電装置と廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備に於ける上述の如き問題、即ち▲１▼熱分解反応器４０から導出した約３００℃の温度を有するタービン排ガスＡが大気中へ放出されること等により、熱効率の一層の向上を図り難いこと、及び▲２▼廃棄物の処理量に比較して設置すべきガスタービン発電装置の容量が相対的に大となり、設備費の引き下げが困難なこと、及び▲３▼大気へ放出する排ガス量が増えること等の問題を解決せんとするものであり、総合的な熱効率の一層の向上が図れると共に、ガスタービン発電装置の単位容量に対する廃棄物処理量が大きく、単位排ガス量当りの発電量が大で大気中への排ガスの放出量を減少することができ、そのうえガスタービン発電装置と熱分解反応器の両方をより安定に運転できるようにした複合設備を提供せんとするものである。
【００１２】
【課題を解決するための手段】
本願請求項１に記載の発明は、常時定格又は定格に近い状態下で運転されるガスタービン発電装置と、廃棄物の乾留熱分解反応器と溶融燃焼装置と廃熱ボイラと蒸気タービン発電装置とを備えた廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備に於いて、前記乾留熱分解反応器を複数の加熱管を備えた間接加熱型の乾留熱分解反応器とすると共に、ガスタービン発電装置からのタービン排ガスの全量を前記乾留熱分解反応器の加熱管内へ供給し、乾留熱分解反応器で必要とする廃棄物の乾留熱分解用熱量の全部又は大部分を前記ガスタービン発電装置からのタービン排ガスの保有熱量によって供給すると共に、前記乾留熱分解反応器から導出した廃棄物を加熱した後のタービン排ガスを送風機により溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給し、更に、溶融燃焼装置からの排ガスの熱を廃熱ボイラによって回収し、当該廃熱ボイラの蒸気により前記蒸気タービン発電装置を駆動する構成としたことを発明の基本構成とするものである。
【００１３】
請求項２に記載の発明は、常時定格又は定格に近い状態下で運転されるガスタービン発電装置と、廃棄物の乾留熱分解反応器と溶融燃焼装置と廃熱ボイラと蒸気タービン発電装置とを備えた廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備に於いて、前記乾留熱分解反応器を複数の加熱管を備えた間接加熱型の乾留熱分解反応器とすると共に、ガスタービン発電装置からのタービン排ガスの全量を前記乾留熱分解反応器の加熱管内へ供給し、廃棄物の乾留熱分解反応器で必要とする廃棄物の乾留熱分解用熱量を前記ガスタービン発電装置からのタービン排ガスの保有熱量によって供給すると共に、前記乾留熱分解反応器から導出した廃棄物を加熱した後のタービン排ガスを送風機により溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給し、また、廃棄物の乾留熱分解用熱量の不足分を、前記乾留熱分解反応器で生成した熱分解残渣の可燃性細粒を燃料とする熱風炉からの高温加熱ガスにより前記送風機により導出したタービン排ガスの一部を間接加熱すると共に、当該加熱したガスをガスタービン発電装置からのタービン排ガス内へ戻すことによって補給し、更に、溶融燃焼装置からの排ガスの熱を廃熱ボイラによって回収し、当該廃熱ボイラの蒸気により蒸気タービン発電装置を駆動する構成としたことを発明の基本構成とするものである。
【００１４】
請求項３の発明は、請求項１又は請求項２の発明において、送風機により乾留熱分解反応器から導出して溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給するタービン排ガスの量を一定量に制御すると共に、乾留熱分解反応器の入口側に設けた加熱用のタービン排ガスの温度検出器により乾留熱分解反応用熱量の不足による反応器内加熱ガス流の温度低下を検知し、該検知信号により前記熱風炉を作動させると共に送風機により熱分解反応器から導出したタービン排ガスの一部を熱風炉内へ導入して加熱し、当該加熱したガスを乾留熱分解反応器入口側のタービン排ガス内へ混入するようにしたものである。
【００１５】
請求項４の発明は、請求項３の発明において、熱風炉からの排ガスを溶融燃焼装置へ供給すると共に、溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給するタービン排ガス量が過剰な際にはその一部を廃熱ボイラの入口側へ供給するようにしたものである。
【００１６】
請求項１に記載の発明によれば、乾留熱分解反応器７で廃棄物Ｃを加熱したあとのタービン排ガスの全量が溶融燃焼装置１０へ燃焼用空気として供給され、しかも、燃焼用空気として供給されるタービン排ガス内の残留酸素量が、溶融燃焼装置で燃焼させねばならない被燃物の燃焼に必要とする酸素量にほぼ近い値となるため、新鮮空気の供給が通常は不要となる。また、ガスタービン発電装置を常に定格状態で運転するため、その運転がより安定したものとなると共に、乾留熱分解反応器７への供給熱量も安定したものになる。
その結果、総合的な発電効率が上昇すると共に、単位排ガス量当りの発電量が増加し、外部へ放出する排ガス量が従前の複合設備に比較してほぼ半減することになり、環境汚染を減ずることが可能となる。
【００１７】
請求項２の発明に於いては、ガスタービン発電装置を常に定格状態で運転するため、その運転がより安定したものになると共に、乾留熱分解反応器７への供給熱量も安定したものになる。また、タービン排ガスによる加熱用熱量の不足分を熱風炉により迅速に補給されることになる。
そのため、従前の複合設備のように、予かじめ廃棄物Ｃの質や処理量の変動を見越して大容量のガスタービン発電装置を設けると共に、余剰のタービン排ガスを廃熱ボイラの入口側へ放出するような必要性が殆ど無くなり、ガスタービン発電装置の設備容量を減らすことができると共にガスタービン発電装置を安定した状態下で運転することができ、総合的な発電効率（熱利用率）もより一層高めることができる。
更に、乾留熱分解反応器７への加熱用熱量の供給が廃棄物Ｃの質や量の変化に応じて自動的に調整されると共に、溶融燃焼装置１０へは常に一定量の反応器７から導出されたタービン排ガスが供給されるため、その燃焼がより安定したものとなる。
【００１９】
【発明の実施の形態】
以下に図面に基づいて本発明の実施の態様を説明する。
図１は本発明の第１実施形態を示すものであり、図１に於いて、１は廃棄物ピット、２はシュレッダー、３はクレーン、４は下水汚泥タンク、５はホッパー、６はフィーダ、７は乾留熱分解反応器、８は加熱管、８ａは入口ケーシング、８ｂは出口ケーシング、９は搬出装置、１０は溶融燃焼装置、１１は冷却コンベア、１２は分離器、１３はクラッシャー、１４はサイロ、１５は熱風炉、１５ａはパイロットバーナ、１６は廃熱ボイラ、１７は蒸気タービン発電装置、１８は集塵装置、１９は排ガス処理装置、２０は誘引通風機、２１はダイオキシン除去装置、２２は煙突、２３はスラグ冷却槽、２４はガスタービン発電装置、２４ａは空気圧縮機、２４ｂは燃焼器、２４ｃはガスタービン、２４ｄはタービン発電機、２４ｅはガス燃料、２５ａ、２５ｂ、２５ｃ、２５ｄは送風機、２６ａ、２６ｂはロータリバルブ、２７ａ、２７ｂ、２８は制御弁、２９は流量検出器、３０はダンパー、３１ａ、３１ｂ、３１ｃは温度検出器、３２、３３ａ、３３ｂ、３３ｃは流量コントローラ、３４は酸素濃度検出器である。
【００２０】
前記乾留熱分解反応器７は水平に対して約１．５度の傾斜角度で入口側を上方に、出口側を下方に位置せしめた状態で回転自在に軸支されており、運転中は約１〜３ＲＰＭの回転速度で回転駆動される。また、反応器７の内部には複数本の加熱管８がドラムの軸芯方向に平行に配設されており、且つ各加熱管８は、両端部を入口ケーシング８ａ及び出口ケーシング８ｂへ夫々連通せしめた状態で支持固定されており、反応器７と一体となって回転する。
【００２１】
前記加熱管８には加熱用熱媒体としてガスタービン２４ｃから排出されたタービン排ガスＡ又はタービン排ガスＡと熱風炉１５からの高温加熱ガスＡ′との混合ガスＣＧが流通され、これによって反応器７内の廃棄物Ｃを間接的に加熱する。
即ち、タービン排ガスＡは入口ケーシング８ａ、加熱管８、出口ケーシング８ｂ、ブロワー２５ａを通して流通し、約４００〜６００℃の温度を有するタービン排ガスＡは、反応器７内の加熱管８を通過する間に廃棄物Ｃに熱エネルギーを供給し、自らは約２５０〜３５０℃（通常３００℃）の温度となって出口ケーシング８ｂへ入り、その後後述する如く溶融燃焼装置１０へその燃焼用空気として供給されて行く。
【００２２】
前記ガスタービン発電装置２４は公知の空気圧縮機２４ａ、燃焼器２４ｂ、ガスタービン２４ｃ、タービン発電機２４ｄ等から形成されており、ガス発生用燃焼器２４ｂの燃料２４ｅには石油や天然ガス等の化石燃料が使用される。従って、タービン排ガスＡはＨＣｌガス等の腐蝕性物を含有しないクリーンなガス体であって且つガスタービン２４ｃの出口に於いて４００°〜６００℃の温度を有しているので、乾留熱分解反応器７の加熱用熱媒体として最適である。
また、当該タービン排ガスＡの内部には１３．５〜１５Ｖｏｌ％の酸素が残留しており、しかもこの酸素量が後述するように溶融燃焼装置１０で必要とする燃焼用酸素量にほぼ近い値となっているため、乾留熱分解反応器７から排出されたタービン排ガスＡの全量をそのまま、溶融燃焼装置１０の燃焼用空気として利用することが可能となる。
【００２３】
前記ガスタービン発電装置２４としては、その排出するタービン排ガスＡによって乾留熱分解反応器７に於ける廃棄物Ｃの乾留熱分解に必要な熱量を供給し得るだけの容量を備えたものであることが望ましい。
本実施態様に於いては、後述するように、ガスタービン発電装置２４は、その排出するタービン排ガスＡでもって約２４００Ｍｃａｌ／ｔｏｎの発熱量を有する所定量の廃棄物を乾留熱分解するのに必要な熱量を供給することができるようにその容量が選定されており、廃棄物Ｃの水分含有量が増加した場合の乾留熱分解用熱の不足分は、熱分解残渣の可燃物を燃料とする熱風炉１５の活用により補なうようにしている。
【００２４】
次に、本発明に係る複合設備の作動について説明する。
図１を参照して、トラック等により搬入されて来た廃棄物Ｃは先ず廃棄物ピット１に貯わえられる。この廃棄物ピット１は廃棄物Ｃの搬入が数日間途絶えても、溶融燃焼処理プラントの正常な運転を維持できるだけの容量をもっている。
ピット１内の廃棄物Ｃはシュレッダー２により約１５０ｍｍ以下の大きさに破砕されたあと、クレーン３を介して乾留熱分解反応器７のホッパー５へ移送され、フィーダ６によって順次反応器７内へ供給されて行く。尚、このとき、必要に応じて、下水汚泥タンク４内に貯えられた下水汚泥もホッパー５内へ供給されて行く。
乾留熱分解反応器７内へ供給された廃棄物Ｃ等は、ほぼ酸素が遮断された状態の下で常温から３００℃〜６００℃、好ましくは４００℃〜５００℃の温度に加熱され、約１時間程度反応器７内に回転による攪拌混合を受け乍ら滞留する。
その結果、乾留熱分解反応器７内の廃棄物Ｃはこの間に熱分解されることになり、乾留ガスＧと固形の熱分解残渣Ｄが反応器７内に生成される。
【００２５】
尚、乾留熱分解反応器７内に於ける廃棄物Ｃの熱分解は通常約１時間程度で完了し、概ね７５ｗｔ％の乾留ガスＧと２５ｗｔ％の熱分解残渣Ｄとが生成される。
【００２６】
前記乾留熱分解反応器７内に発生した乾留ガスＧは水分、ＣＯ、ＣＯ2 、Ｈ2 及び炭化水素を主成分とするものであり、ダスト及びタールが若干含まれている。その低位発熱量は約１５００〜２０００ｋｃａｌ／ｋｇである。
また、発生した熱分解残渣Ｄは炭素と灰分がその主体を成すものであるが、炭素含有量は熱分解残渣Ｄの粒径によって変化し、粒径が小さいものほど炭素の含有量が増加する。例えば、熱分解残渣Ｄの粒径が５ｍｍ以下の場合には、炭素の含有量は概ね３５ｗｔ％となる。
【００２７】
乾留熱分解反応器７内の乾留ガスＧと熱分解残渣Ｄは、反応器７に隣接する搬出装置９内へ排出され、ここで分離された乾留ガスＧは、溶融燃焼装置１０へ供給され、所謂溶融燃焼が行なわれる。
また、熱分解残渣Ｄの方は、冷却コンベア１１上で約４００℃〜５００℃の温度から約１００℃の温度にまで冷却されたあと、分離機１２において細粒Ｄ1 と粗大粒Ｄ2 に分級される。
尚、前記分級された粗大粒Ｄ2 には砂、ガラス、金属等の不燃物が多く含まれ、これ等はリサイクルできるように分離される（図示省略）。
また、前記分離器１２には通常５ｍｍサイズの篩が使用されており、この篩を通過した細粒Ｄ1 はローラクラッシャー１３で微粒化されたあと、サイロ１４へ貯えられる。
【００２８】
前記サイロ１４に貯えられた細粒Ｄ1 は、廃熱ボイラ１６や集塵装置１８等からのダストＥと共に空気輸送によって溶融燃焼装置１０へ送られ、ここで乾留ガスＧと共に燃焼される。
また、サイロ１４に貯えられた細粒Ｄ1 は後述する如く熱風炉１５へ供給され、細粒Ｄ1 の燃焼熱により乾留熱分解反応器７から導出されたタービン排ガスの一部Ａ′が加熱される。
【００２９】
溶融燃焼装置１０内へ供給された炭素含有量の高かい細粒Ｄ1 は、乾留ガスＧと共に溶融燃焼装置１０内で約１４００℃の高温燃焼をされる。
尚、前記燃焼温度（約１４００℃）は灰の溶融温度より１００〜１５０℃ほど高いので、細粒Ｄ1 中の灰分は溶融状態となり、スラグ冷却槽２３内へ排出されることによって所謂水砕スラグＨとなる。
また、形成された水砕スラグＨは不活性なものであって、このままの状態で安全に埋立処分をしたり、或いは有価物として利用することができる。
【００３０】
一方、溶融燃焼装置１０から排出される排ガスＶ1 中の熱エネルギーは、廃熱ボイラ１６で回収され、発電設備１７による発電や地域暖房用に供せられる。
また、廃熱ボイラ１６による熱回収によって約２００℃位にまで冷却された排ガスＶ1 は、電気集塵器等の集塵装置１８によってダストＥが除去されたあと、更に公知の排ガス処理装置１９例えばスクラバーなどで洗滌され、ＨＣｌやＳＯｘなどの有害物質が除去される。
その後排ガスはダイオキシン除去装置２１を通してダイオキシン除去が行なわれ、煙突２２より排出されて行く。
【００３１】
尚、ダイオキシン類を吸着した後の使用済み活性炭Ｘ2 は溶融燃焼装置１０へ送り、ここで完全溶融燃焼させる。
【００３２】
前記熱風炉１５はサイロ１４に貯えられた乾留熱分解残渣の細粒Ｄ1 を燃焼させる燃焼炉である。本実施態様に於いては、熱風炉１５をサイクロン燃焼式の微粉炭燃焼を原理とする燃焼装置としているが、その他の方式、例えば流動炉方式等の燃焼装置であっても良い。尚１５ａはＬＮＧらを燃料とするパイロットバーナである。
また、プラントの始動時や、細粒Ｄ1 の不足時にそなえ、化石燃料を用いる助燃焼装置を設備しているが、これを常時使用することはない。
【００３３】
而して、前記廃棄物Ｃ中に含有されている塩素成分の大部分は、通常ポリ塩化ビニル等に代表される有機塩素化合物に由来するものであるが、これ等の物質は乾留熱分解により殆ど完全にガス側に移行してしまうため、熱分解残渣Ｄ側に残留する塩素成分は、廃棄物Ｃ中に含有されていた少量の無機塩素化合物、代表的には塩化ナトリウム（ＮａＣｌ）のみとなっている。
一方、塩化ナトリウムは高温下に於いてその極く一部がＨＣｌに転換することが知られているが、熱風炉１５の燃焼排ガスＶ2 中のＨＣｌ濃度は極めて微量であるので、熱風炉１５内の腐蝕は低く抑えられる。このように、本発明に係る装置では、ＨＣｌによる腐蝕の危険を回避しつつ装置内で発生した熱分解残渣Ｄを熱源として利用することができ、化石燃料等の外部からの燃料を全く必要としない。
【００３４】
前記熱風炉１５内の燃焼温度は通常８００℃又はそれ以上に達しており、この燃焼ガスＶ2 の有する熱エネルギーがガスＡ′へ供給される。また、当該燃焼排ガスＶ2 はガスＡ′へ熱を供給した後でもなお６００℃前後の温度を保持しており、且つ当該燃焼ガスＶ2 には、ダイオキシン類等の未燃有害物質が残存している可能性があるので、これを直接に大気中へ放散させずに溶融燃焼装置１０の高温部に送入する。
【００３５】
当該熱風炉１５は、廃棄物Ｃの質（特に水分含有量）及び量が基準点（設計点）の近傍にある場合には、通常運転されることがない。何故なら、ガスタービン２４ｃからのタービン排ガスＡを全量乾留熱分解反応器７へ加熱ガス流ＣＧとして通すことにより、廃棄物Ｃの乾留熱分解を十分に行なえるからである。
尚、この運転状態に於けるタービン排ガスＡの反応器入口に於ける温度は約５００℃であり、また反応器出口に於ける温度は約３００℃となる。
【００３６】
一方、廃棄物Ｃの質が変化し、その水分含有量が設計点（基準点）より増加（発熱量低下）した場合には、ガスタービン２４ｃからのタービン排ガスＡが一定流量であるのに対して廃棄物の受熱量が増えるため、反応器出口に於ける加熱ガス流ＣＧの温度が低下する。
前記反応器内加熱ガス流ＣＧの反応器出口に於ける温度が低下すると、温度検知器３１ａの検出信号によりコントローラ３３ａを介してブロワ２５ａの回転数が上昇され、加熱ガス流ＣＧの循環量が増加する。
【００３７】
一方溶融燃焼装置１０へ供給される燃焼ガス量Ａ″は流量検出器２９の検出信号によりコントローラ３２を介して制御弁２８により一定流量（タービン排ガスＡの流量）に制御されているため、加熱用ガス流ＣＧの循環流量の増加分は熱風炉１５へ流入する。
熱風炉１５へ低温度の加熱用ガス流ＣＧの一部Ａ′が流入すると、反応器入口に於ける加熱用ガス流ＣＧの温度が低下し、温度検出器３１ｂの検出信号によりコントローラ３３ｂを介してブロワ２５ｃ及びロータリバルブ２６ａが作動されると共に熱風炉１５が起動され、加熱ガス流Ａ′の加熱により加熱用ガス流ＣＧが昇温される。
【００３８】
尚、温度検知器３１ｂの信号により、ガス流ＣＧの反応器入口に於ける温度が廃棄物Ｃの水分含有量に応じた設定値に制御されることは勿論である。
又、溶融燃焼装置１０へは、反応器加熱用ガス流ＣＧの一部Ａ″や熱風炉１５の排ガスＶ2 、ブロワ２５ｂからの新鮮空気（これは通常は供給されない）等が燃焼用空気として供給されてくるが、溶融燃焼装置１０内に設けた温度検出器３１ｃの検出信号によってコントローラ３３ｃを介して制御弁２７ａ、２７ｂが開閉制御されており、溶融燃焼装置１０への空気供給量が過剰な場合には、ガスＡ″の一部が廃熱ボイラ１６の入口側へ導出される。
【００３９】
また、逆に廃棄物Ｃの質が変化してその水分含有量が設計点（基準点）より低下（発熱量増加）した場合には、ガスタービン２４ｃからのタービン排ガスＡの流量が一定であるのに対して廃棄物の受熱量が減少するため、反応器出口における加熱用ガス流ＣＧの温度が上昇する。
【００４０】
尚、加熱用ガス流ＣＧの温度が上昇しても、ブロワ２５ａが耐熱性であれば特に問題を生じることなく、約３００℃以上の高温の加熱用ガス流ＣＧ（即ち、ガスタービン焼ガスＡ）の全量が溶融燃焼装置１０へ燃焼用空気Ａ″として送られる。この場合、溶融燃焼装置１０への必要燃焼用空気が不足するのでＶ1 流中の酸素濃度が低下し、酸素濃度検出器３４により信号が制御器３３ｃに送られ新鮮空気取入ダンパー２７ａが開く。
【００４１】
【実施例】
次に、廃棄物Ｃを約２，４００Ｍｃａｌ／ｔｏｎの発熱量を持つ都市ごみとした場合の、複合設備を形成するガスタービン発電装置２４や乾留熱分解反応器７、溶融燃焼装置１０等の設計具体例について説明をする。
図２を参照して、約２，４００Ｍｃａｌ／ｔｏｎの発熱量を持つ都市ごみＣが乾留熱分解反応器７へ送入され、ここで常温から４５０℃に加熱され乍ら酸素遮断の下で乾留される。乾留に必要な熱量ＱD は約３７０Ｍｃａｌ／ｔｏｎである。 この乾留に必要な熱量ＱD は、ガスタービン２４ｃからの排ガスＡの排熱によってまかなわれる。ガスタービン２４ｃからの排ガスＡの温度が５３０℃のとき、これが３００℃になる迄の熱量が反応器７内の廃棄物Ｃの加熱に利用されるとすると、ガスタービン２４ｃからの排ガスＡの必要量Ｇ1 は、
Ｇ1 ＝（３７０，０００／０．３×（５３０−３００））＝５，３６３Ｎｍ3 ／ｔｏｎ廃棄物となる。ここで０．３はタービン排ガスＡの比熱である。
従って、このガスタービンからの排ガスＡの総保有熱量Ｑ1 は、
Ｑ1 ＝５，３６３×０．３×５３０＝８５２，８１６ｋｃａｌ／ｔｏｎ廃棄物となる。
【００４２】
また、このようなガスタービンからの排ガスＡを反応器７の加熱用ガスとして供給しうるガスタービン２４ｃの燃料容量ｆｏは、ガスタービンの発電効率３０％、燃料発熱量９，９４０ｋｃａｌ／ｋｇとして、
ｆｏ＝８５２，８１６×（１／０．７）×（１／９，９４０）＝１２２．６ｋｇ／ｔｏｎ廃棄物。
燃料のもつ総熱量Ｑｏは、
Ｑｏ＝８５２，８１６×（１／０．７）＝１，２１８，３００ｋｃａｌ／ｔｏｎ廃棄物である。
従って、このガスタービン発電装置２４の発電量Ｐ1 は、
Ｐ1 ＝１，２１８，３００×０．３×（１／８６０）＝４２５ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物である。
すなわち、２，４００Ｍｃａｌ／ｔｏｎの廃棄物を乾留するために、少くとも４２５ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物の発電容量を持つガスタービン発電装置２４を廃棄物乾留熱分解溶融燃焼に併設する。
【００４３】
尚、廃棄物Ｃの水分が低くて発熱量が更に高い例えば３，１００Ｍｃａｌ／ｔｏｎの場合には、乾留のために必要とする熱量は２９０Ｍｃａｌ／ｔｏｎであるので、上記と同様の計算手順に従えば、少くとも３３３ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物の発電容量を持つガスタービン発電装置２４を設ければ良い。
また逆に、廃棄物Ｃの水分が多くて発熱量が低い例えば１，７００Ｍｃａｌ／ｔｏｎしかない場合には、乾留のために必要とする熱量は４６０Ｍｃａｌ／ｔｏｎであるので、少くとも５２８ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物の発電容量を持つガスタービン発電装置２４が必要である。
何れにせよ、処理すべき廃棄物の発熱量に応じてそれの乾留に必要な熱量を供給しうるだけのタービン排ガスＡを生成しうるガスタービン発電装置２４を設けることが、本発明の要点である。
【００４４】
前記４２５ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物の発電容量を持つガスタービン発電装置２４から排出した５３０℃、５，３６３Ｎｍ3 ／ｔｏｎ廃棄物のタービン排ガスＡは反応器７にて廃棄物Ｃへ授熱して３００℃となる。
そして、その燃焼ガスＡ中には、ガスタービンの燃焼器２４ｂ内で空気過剰率３．９で燃焼した結果として、１５．６％の酸素残存し、その酸素量Ｇ1 Ｏ2 は、 Ｇ1 Ｏ2 ＝５，３６３×０．１５６＝８３７Ｎｍ3 ／ｔｏｎ廃棄物である。このような性状を有するガスタービンからの排ガスＡは、溶融燃焼装置１０の燃焼用空気として利用することができる。
【００４５】
溶融燃焼装置１０に於いて、乾留ガスＧと固形残渣細粒Ｄ1 を燃焼させるために必要とする酸素量は、空気比１．３で燃焼する場合７５４Ｎｍ3 ／ｔｏｎとなる。
すなわち、ガスタービンからの排ガス中に残存する酸素量８３７Ｎｍ3 ／ｔｏｎ廃棄物にて、溶融燃焼装置１０で必要とする酸素量のすべてをまかなうことができる。
【００４６】
溶融燃焼装置１０内にて、完全に溶融燃焼させるために必要な温度Ｔ3 は、少くとも１，４００℃が必要である。
上記のガスタービンからの排ガスＡを燃焼用空気として使用した場合、温度Ｔ3 は、
Ｔ3 ＝（２，４００×１０００＋０．３×５３０×５，３６３）／０．３５×５，７４３）＝１，６１８℃となり、１，４００℃を越えるので、溶融燃焼を維持することが可能となる。
ここで、５，７４３Ｎｍ3 ／ｔｏｎ廃棄物は、溶融燃焼装置１０に於ける廃棄物１ｔｏｎ当りの燃焼排ガス量であり、０．３５ｋｃａｌ／Ｎｍ3 ・℃は約１，４００℃の排ガスの比熱である。
【００４７】
溶融燃焼装置１０で発生した燃焼排ガスは、排熱ボイラ１６で熱回収され、発生した蒸気によって蒸気タービン発電装置１７にて発電をする。この場合の発電量Ｐ2 は発電効率を２４％として、
発電量Ｐ2 ＝（２，４００×１，０００＋８５２，８１６）×０．２４×（１／８６０）＝９０７ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物となる。
従って、上述のガスタービン発電装置２４による発電量Ｐ1 を加えると、複合設備に於ける発電総量Ｐ3 は、
Ｐ3 ＝Ｐ1 ＋Ｐ2 ＝４２５＋９０７＝１，３３２ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物となる。
また、この場合の発電効率は、
η＝（８６０×１，３３２×１００）／（２，４００×１，０００＋１２２．６×９，９４０）＝３１．７％となる。
【００４８】
この発電効率η＝３１．７％は、在来方式の発電効率（ごみ焼却炉＋蒸気タービン＋ガスタービンのとき約２８％）と比べ高いものとなるうえ、乾留溶融燃焼による単独発電（約２４％）の場合や、ガスタービンによる単独発電（約３０％）の場合に比しても、高い発電効率となる。
【００４９】
又、ガスタービンの排気を溶融燃焼装置１０の燃焼用空気として使用するため、本実施例に於いては単位排ガス量当りの発電量は下記のようになる。
排ガス量 ６，２７０Ｎｍ3 ／ｔｏｎ
発電量 １，３３２ｋｗ／ｔｏｎ
排ガス１，０００Ｎｍ当りの発電量 ２１２ｋｗ／１，０００Ｎｍ3
これに対して、従来の下記▲１▼、▲２▼、▲３▼の方式にあっては、何れも排ガス１，０００Ｎｍ3 当りの発電量が本発明の場合よりも小さい。
▲１▼ 焼却炉＋蒸気タービン
空気比１．９の場合、排ガス量約６，２００Ｎｍ3 ／ｔｏｎ、発電効率２０％とすると、発電量５５０ｋｗ／ｔｏｎ、排ガス１，０００Ｎｍ3 当りの発電量８９ｋｗ／１，０００Ｎｍ3
▲２▼ 焼却炉＋蒸気タービン＋ガスタービン
同上条件、ガスタービン効率３０％、空気比４．０とすると、排ガス量１０，２５０Ｎｍ3 ／ｔｏｎ、発電量１，０５０ｋｗ／ｔｏｎ、排ガス１，０００Ｎｍ3 当りの発電量１０２ｋｗ／１，０００Ｎｍ3
▲３▼ 乾留燃焼＋蒸気タービン
空気比１．３の場合、排ガス量４，５００Ｎｍ3 ／ｔｏｎ、発電効率２４％とすると、発電量６７０ｋｗ／ｔｏｎ、排ガス１，０００Ｎｍ3 当りの発電量１５０ｋｗ／１，０００Ｎｍ3
上述のように排ガス量当りの発電量は従来のガスタービン併設の場合と比べ約２倍となり、地球温暖化防止上も好ましいものとなる。
【００５０】
【発明の効果】
本発明に於いては、標準的な発熱量（又は水分含有量）を有する所定量の廃棄物Ｃを乾留熱分解するに必要な加熱用熱量をガスタービン発電装置からのタービン排ガスＡの排熱によってまかなうと共に、廃棄物Ｃを加熱した後のタービン排ガスＡを溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給する構成としている。
また、前記標準的な発熱量を有する所定量の廃棄物Ｃの乾留熱分解に要するガスタービン排ガスＡの量は、溶融燃焼装置に必要とする燃焼用空気量（酸素量）を供給するのに丁度適した値となっている。
その結果、従前の廃棄物Ｃを加熱した後のガスタービン排ガスを大気へ直接放出するようにした複合設備に比較して、単位燃焼排ガス量当りの発電量が大幅に増加し、高い総合的な発電効率（熱利用効率）が得られると共に、同じ発電量の場合には大気中への排出ガスが減少し、大気汚染や環境保全の点で極めて有利となる。
【００５１】
また、本発明では、ガスタービン発電装置を常に定格出力状態で運転し、万一廃棄物の品質や量が変動してガスタービン排ガスによる廃棄物の乾留用加熱熱量が不足した場合には、熱分解残渣の細粒Ｄ1 を燃料とする熱風炉を作動させると共に反応器内加熱ガス流ＣＧを増大させ、該熱風炉による加熱ガスＡ′を反応器７へ供給するようにしている。
その結果、ガスタービン発電装置は、廃棄物Ｃの品質の変動と無関係に安定した運転が出来ると共に、廃棄物Ｃの乾留加熱も不足なく行なえ、しかも熱風炉や反応器７に腐蝕性ガスによる損傷を生ずることもない。
【００５２】
本発明は上述の通り、高い発電効率（又は熱利用率）が得られると共にプラントの安定した運転が可能になり、そのうえ環境保全にも寄与することができると云う優れた実用的効用を奏するものである。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係るガスタービン発電装置と廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備の系統図である。
【図２】廃棄物Ｃを標準的な都市ごみとした場合の複合設備の各部に於けるエネルギバランスを示す一例である。
【図３】従前の複合設備の系統図である。
【符号の説明】
１は廃棄物ピット、２はシュレッダー、３はクレーン、４は下水汚泥タンク、５はホッパー、６はフィーダ、７は乾留熱分解反応器（乾留ドラム）、８は加熱管、８ａは入口ケーシング、８ｂは出口ケーシング、９は搬出装置、１０は溶融燃焼装置、１１は冷却コンベア、１２は分離器、１３はクラッシャー、１４はサイロ、１５は熱風炉、１５ａはパイロトバーナ、１６は廃熱ボイラ、１７は蒸気タービン発電装置、１８は集塵装置、１９は排ガス処理装置、２０は誘引通風機、２１はダイオキシン除去装置、２２は煙突、２３はスラグ冷却槽、２４はガスタービン発電装置、２４ａは圧縮機、２４ｂは燃焼器、２４ｃはガスタービン、２４ｄはタービン発電機、２４ｅはガス燃料、２５ａ・２５ｂ・２５ｃ・２５ｄはブロワ、２６ａ・２６ｂはロータリーバルブ、２７ａ・２７ｂ、２８は制御弁、２９は流量検出器、３０はダンパー、３１ａ・３１ｂ・３１ｃは温度検出器、３２、３３ａ・３３ｂ・３３ｃは流量コントローラ、３４は酸素濃度検出器、Ａはガスタービン排ガス、Ａ′は高温加熱ガス、ＣＧは反応器内加熱ガス流、Ｃは廃棄物、Ｇは乾留ガス、Ｄは熱分解残渣、Ｄ1 は細粒、Ｄ2 は粗大粒、Ｅはダスト、Ｆは溶融スラグ、Ｈは水砕スラグ、Ｖ1 は排ガス、Ｖ2 は熱風炉の燃焼ガス、Ｓは蒸気である。
【発明の属する技術分野】
本発明は、廃棄物の乾留熱分解溶融燃焼装置とガスタービン発電装置との組み合せに係る複合設備の改良に関するものであり、設備の総合的な熱効率の大幅な向上と環境汚染の減少を可能にした複合設備に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
廃棄物の乾留熱分解溶融燃焼装置とガスタービン発電装置とを組み合せた複合設備としては、図３に示すような複合設備が先きに開示されている（特開平８−４９８２２号）。
図３に於いて４０は熱分解反応器、４０ａは廃棄物供給口、４０ｂは搬送装置、４１は溶融燃焼装置、４２は分離装置、４３は廃熱ボイラ、４４は集塵装置、４５は排ガス処理装置、４６は誘引通風機、４７は煙突、４９はガスタービン発電装置、４９ａは燃焼器、４９ｂはガスタービン、４９ｃはガスタービン発電機、５０は蒸気タービン発電装置であり、廃棄物供給口４０ａから熱分解反応器４０内へ供給された都市ごみ等の廃棄物Ｃは、ここで空気の遮断下に於いてガスタービン発電装置４９からのタービン排ガスＡによって加熱され、乾留ガスＧと熱分解残渣Ｄに変換される。
【０００３】
前記乾留熱分解反応器４０内で形成された熱分解生成物は、搬送装置４０ｂに於いて乾留ガスＧと熱分解残渣Ｄに分離され、前者の乾留ガスＧは溶融燃焼装置４１内で燃焼される。また、後者の熱分解残渣Ｄは分離装置４２へ送られ、この中から比較的粗い不燃性固形物が除去されると共に、残った可燃性の固形物Ｉは微粉砕されたあと溶融燃焼装置４１へ供給され、ここで溶融燃焼される。
更に、前記溶融燃焼装置４１内の溶融スラグＦは水砕スラグとして順次取り出されて行く。
【０００４】
ところで、乾留熱分解反応器４０内の廃棄物Ｃを加熱するためのエネルギー源としては、溶融燃焼装置４１からの高温排ガスを用いるのが熱経済上最も好ましい方策である。
しかし、前記溶融燃焼装置４１からの高温排ガス内には、廃棄物Ｃに含まれている塩化ビニル等の主として有機塩素化合物の燃焼によって生成する塩化水素（ＨＣｌ）ガスが多量に含有されており、その高温に於ける激しい腐食性のため、これを乾留熱分解反応器４０の加熱用熱源としてもちいることは一般に忌避されている。
【０００５】
そのため、図３の複合設備に於いては、前述のようにガスタービン発電装置４９からのタービン排ガスＡを熱分解反応器４０の加熱管内へ供給し、当該タービン排ガスＡの熱により廃棄物Ｃを加熱する構成としている。何故なら、ガスタービン発電装置４９の燃焼器４９ａで形成される燃焼ガスは一般に所謂クリーンなガスであり、腐食性物質を殆んど含有しないうえ廃棄物Ｃの加熱に必要な温度（約５００℃）を保持しているからである。
【０００６】
前記図３の複合設備は、ガスタービン発電装置４９からのタービン排ガスＡの熱の有効利用が図れ、熱効率の改善の点では優れた効用を奏するものである。
しかし乍ら、当該図３の複合設備にも改善すべき多くの問題が残されている。先ず第１の問題は、熱効率の改善の度合が比較的低いうえ、大気への排ガス放出量が増加して環境汚染を生じ易いと云う問題である。
即ち、図３の複合設備ではガスタービン発電装置４９からのガスタービン排ガスＡの一部を廃熱回収ボイラの入口側へ放出すると共に、熱分解反応器４０内の廃棄物Ｃの加熱に利用した後のガスタービン排ガスＡをそのまま煙道へ排出し、排ガス処理装置４５を通して大気中へ排出する構成としている。
その結果、廃熱ボイラ４３の出口側の酸素濃度が上昇して熱効率の低下を来たすと共に、約３００℃の温度と約１５％の酸素濃度を有する熱分解反応器４０からのタービン排ガスＡが煙道へ直接排出されることによって所謂排ガスロスが増加し、総合的な熱効率の一層の向上が図れないと云う点である。
また、溶融燃焼装置４１へ燃焼用空気として新鮮空気が供給されるため、煙突から大気中へ排出される排ガス量が増大することになり、大気温度の上昇等の環境汚染を生ずることになる。
【０００７】
第２の問題点は熱分解反応器４０の熱負荷変動に関する点である。
図３の複合設備ではガスタービン発電装置４９からのタービン排ガスＡを熱分解反応器４０と溶融燃焼装置４１と廃熱ボイラ４３の入口側の３個所へ夫々供給しつつ、熱分解反応器４０や溶融燃焼装置４１等を運転する構成となっている。
【０００８】
ところが、現実に熱分解反応器４０内へ供給されてくる都市ごみ等の廃棄物Ｃはその品質が一定でなく、低水分の廃棄物（単位重量当りの発熱量が大）から高水分の廃棄物（単位重量当りの発熱量が小）まで様々である。
その結果、熱分解反応器４０で必要とする乾留加熱用熱量も相当の幅に亘って変動することになり、所要熱量の変動に応じてタービン排ガスＡの供給量を調整することが必要となってくる。
【０００９】
しかし、タービン排ガスＡの供給量を燃焼器４９ａの出力を調整することにより制御することは、ガスタービン発電装置の運用上効率低下を招く。
従って、現実には相当大容量のガスタービン発電装置４９を設置しておき、発生した余剰のタービン排ガスＡは廃熱ボイラ４３の入口側へ放出する手段が取られているものと思われる。
尚、特開平８−４９８２２号にはガスタービン発電装置４９の容量と熱分解反応器４０の容量（熱負荷）の関係については一切開示されていないのでその詳細は不明であるが、上述のような方法が取られているものと想定される。
【００１０】
ところが、大容量のガスタービン発電装置を設置しておき、熱分解反応器の負荷変動に応じてタービン排ガスＡの供給量を調整する方法では、熱分解反応器４０の軽負荷時に大気中へ放散するタービン排ガス量が必然的に増加することになり、総合的な熱効率の向上が一層困難になるうえ、廃棄物Ｃの単位重量当りのガスタービン発電装置４９の設備容量が増加することになり、設備費の高騰を招くことになる。
【００１１】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、従前のガスタービン発電装置と廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備に於ける上述の如き問題、即ち▲１▼熱分解反応器４０から導出した約３００℃の温度を有するタービン排ガスＡが大気中へ放出されること等により、熱効率の一層の向上を図り難いこと、及び▲２▼廃棄物の処理量に比較して設置すべきガスタービン発電装置の容量が相対的に大となり、設備費の引き下げが困難なこと、及び▲３▼大気へ放出する排ガス量が増えること等の問題を解決せんとするものであり、総合的な熱効率の一層の向上が図れると共に、ガスタービン発電装置の単位容量に対する廃棄物処理量が大きく、単位排ガス量当りの発電量が大で大気中への排ガスの放出量を減少することができ、そのうえガスタービン発電装置と熱分解反応器の両方をより安定に運転できるようにした複合設備を提供せんとするものである。
【００１２】
【課題を解決するための手段】
本願請求項１に記載の発明は、常時定格又は定格に近い状態下で運転されるガスタービン発電装置と、廃棄物の乾留熱分解反応器と溶融燃焼装置と廃熱ボイラと蒸気タービン発電装置とを備えた廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備に於いて、前記乾留熱分解反応器を複数の加熱管を備えた間接加熱型の乾留熱分解反応器とすると共に、ガスタービン発電装置からのタービン排ガスの全量を前記乾留熱分解反応器の加熱管内へ供給し、乾留熱分解反応器で必要とする廃棄物の乾留熱分解用熱量の全部又は大部分を前記ガスタービン発電装置からのタービン排ガスの保有熱量によって供給すると共に、前記乾留熱分解反応器から導出した廃棄物を加熱した後のタービン排ガスを送風機により溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給し、更に、溶融燃焼装置からの排ガスの熱を廃熱ボイラによって回収し、当該廃熱ボイラの蒸気により前記蒸気タービン発電装置を駆動する構成としたことを発明の基本構成とするものである。
【００１３】
請求項２に記載の発明は、常時定格又は定格に近い状態下で運転されるガスタービン発電装置と、廃棄物の乾留熱分解反応器と溶融燃焼装置と廃熱ボイラと蒸気タービン発電装置とを備えた廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備に於いて、前記乾留熱分解反応器を複数の加熱管を備えた間接加熱型の乾留熱分解反応器とすると共に、ガスタービン発電装置からのタービン排ガスの全量を前記乾留熱分解反応器の加熱管内へ供給し、廃棄物の乾留熱分解反応器で必要とする廃棄物の乾留熱分解用熱量を前記ガスタービン発電装置からのタービン排ガスの保有熱量によって供給すると共に、前記乾留熱分解反応器から導出した廃棄物を加熱した後のタービン排ガスを送風機により溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給し、また、廃棄物の乾留熱分解用熱量の不足分を、前記乾留熱分解反応器で生成した熱分解残渣の可燃性細粒を燃料とする熱風炉からの高温加熱ガスにより前記送風機により導出したタービン排ガスの一部を間接加熱すると共に、当該加熱したガスをガスタービン発電装置からのタービン排ガス内へ戻すことによって補給し、更に、溶融燃焼装置からの排ガスの熱を廃熱ボイラによって回収し、当該廃熱ボイラの蒸気により蒸気タービン発電装置を駆動する構成としたことを発明の基本構成とするものである。
【００１４】
請求項３の発明は、請求項１又は請求項２の発明において、送風機により乾留熱分解反応器から導出して溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給するタービン排ガスの量を一定量に制御すると共に、乾留熱分解反応器の入口側に設けた加熱用のタービン排ガスの温度検出器により乾留熱分解反応用熱量の不足による反応器内加熱ガス流の温度低下を検知し、該検知信号により前記熱風炉を作動させると共に送風機により熱分解反応器から導出したタービン排ガスの一部を熱風炉内へ導入して加熱し、当該加熱したガスを乾留熱分解反応器入口側のタービン排ガス内へ混入するようにしたものである。
【００１５】
請求項４の発明は、請求項３の発明において、熱風炉からの排ガスを溶融燃焼装置へ供給すると共に、溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給するタービン排ガス量が過剰な際にはその一部を廃熱ボイラの入口側へ供給するようにしたものである。
【００１６】
請求項１に記載の発明によれば、乾留熱分解反応器７で廃棄物Ｃを加熱したあとのタービン排ガスの全量が溶融燃焼装置１０へ燃焼用空気として供給され、しかも、燃焼用空気として供給されるタービン排ガス内の残留酸素量が、溶融燃焼装置で燃焼させねばならない被燃物の燃焼に必要とする酸素量にほぼ近い値となるため、新鮮空気の供給が通常は不要となる。また、ガスタービン発電装置を常に定格状態で運転するため、その運転がより安定したものとなると共に、乾留熱分解反応器７への供給熱量も安定したものになる。
その結果、総合的な発電効率が上昇すると共に、単位排ガス量当りの発電量が増加し、外部へ放出する排ガス量が従前の複合設備に比較してほぼ半減することになり、環境汚染を減ずることが可能となる。
【００１７】
請求項２の発明に於いては、ガスタービン発電装置を常に定格状態で運転するため、その運転がより安定したものになると共に、乾留熱分解反応器７への供給熱量も安定したものになる。また、タービン排ガスによる加熱用熱量の不足分を熱風炉により迅速に補給されることになる。
そのため、従前の複合設備のように、予かじめ廃棄物Ｃの質や処理量の変動を見越して大容量のガスタービン発電装置を設けると共に、余剰のタービン排ガスを廃熱ボイラの入口側へ放出するような必要性が殆ど無くなり、ガスタービン発電装置の設備容量を減らすことができると共にガスタービン発電装置を安定した状態下で運転することができ、総合的な発電効率（熱利用率）もより一層高めることができる。
更に、乾留熱分解反応器７への加熱用熱量の供給が廃棄物Ｃの質や量の変化に応じて自動的に調整されると共に、溶融燃焼装置１０へは常に一定量の反応器７から導出されたタービン排ガスが供給されるため、その燃焼がより安定したものとなる。
【００１９】
【発明の実施の形態】
以下に図面に基づいて本発明の実施の態様を説明する。
図１は本発明の第１実施形態を示すものであり、図１に於いて、１は廃棄物ピット、２はシュレッダー、３はクレーン、４は下水汚泥タンク、５はホッパー、６はフィーダ、７は乾留熱分解反応器、８は加熱管、８ａは入口ケーシング、８ｂは出口ケーシング、９は搬出装置、１０は溶融燃焼装置、１１は冷却コンベア、１２は分離器、１３はクラッシャー、１４はサイロ、１５は熱風炉、１５ａはパイロットバーナ、１６は廃熱ボイラ、１７は蒸気タービン発電装置、１８は集塵装置、１９は排ガス処理装置、２０は誘引通風機、２１はダイオキシン除去装置、２２は煙突、２３はスラグ冷却槽、２４はガスタービン発電装置、２４ａは空気圧縮機、２４ｂは燃焼器、２４ｃはガスタービン、２４ｄはタービン発電機、２４ｅはガス燃料、２５ａ、２５ｂ、２５ｃ、２５ｄは送風機、２６ａ、２６ｂはロータリバルブ、２７ａ、２７ｂ、２８は制御弁、２９は流量検出器、３０はダンパー、３１ａ、３１ｂ、３１ｃは温度検出器、３２、３３ａ、３３ｂ、３３ｃは流量コントローラ、３４は酸素濃度検出器である。
【００２０】
前記乾留熱分解反応器７は水平に対して約１．５度の傾斜角度で入口側を上方に、出口側を下方に位置せしめた状態で回転自在に軸支されており、運転中は約１〜３ＲＰＭの回転速度で回転駆動される。また、反応器７の内部には複数本の加熱管８がドラムの軸芯方向に平行に配設されており、且つ各加熱管８は、両端部を入口ケーシング８ａ及び出口ケーシング８ｂへ夫々連通せしめた状態で支持固定されており、反応器７と一体となって回転する。
【００２１】
前記加熱管８には加熱用熱媒体としてガスタービン２４ｃから排出されたタービン排ガスＡ又はタービン排ガスＡと熱風炉１５からの高温加熱ガスＡ′との混合ガスＣＧが流通され、これによって反応器７内の廃棄物Ｃを間接的に加熱する。
即ち、タービン排ガスＡは入口ケーシング８ａ、加熱管８、出口ケーシング８ｂ、ブロワー２５ａを通して流通し、約４００〜６００℃の温度を有するタービン排ガスＡは、反応器７内の加熱管８を通過する間に廃棄物Ｃに熱エネルギーを供給し、自らは約２５０〜３５０℃（通常３００℃）の温度となって出口ケーシング８ｂへ入り、その後後述する如く溶融燃焼装置１０へその燃焼用空気として供給されて行く。
【００２２】
前記ガスタービン発電装置２４は公知の空気圧縮機２４ａ、燃焼器２４ｂ、ガスタービン２４ｃ、タービン発電機２４ｄ等から形成されており、ガス発生用燃焼器２４ｂの燃料２４ｅには石油や天然ガス等の化石燃料が使用される。従って、タービン排ガスＡはＨＣｌガス等の腐蝕性物を含有しないクリーンなガス体であって且つガスタービン２４ｃの出口に於いて４００°〜６００℃の温度を有しているので、乾留熱分解反応器７の加熱用熱媒体として最適である。
また、当該タービン排ガスＡの内部には１３．５〜１５Ｖｏｌ％の酸素が残留しており、しかもこの酸素量が後述するように溶融燃焼装置１０で必要とする燃焼用酸素量にほぼ近い値となっているため、乾留熱分解反応器７から排出されたタービン排ガスＡの全量をそのまま、溶融燃焼装置１０の燃焼用空気として利用することが可能となる。
【００２３】
前記ガスタービン発電装置２４としては、その排出するタービン排ガスＡによって乾留熱分解反応器７に於ける廃棄物Ｃの乾留熱分解に必要な熱量を供給し得るだけの容量を備えたものであることが望ましい。
本実施態様に於いては、後述するように、ガスタービン発電装置２４は、その排出するタービン排ガスＡでもって約２４００Ｍｃａｌ／ｔｏｎの発熱量を有する所定量の廃棄物を乾留熱分解するのに必要な熱量を供給することができるようにその容量が選定されており、廃棄物Ｃの水分含有量が増加した場合の乾留熱分解用熱の不足分は、熱分解残渣の可燃物を燃料とする熱風炉１５の活用により補なうようにしている。
【００２４】
次に、本発明に係る複合設備の作動について説明する。
図１を参照して、トラック等により搬入されて来た廃棄物Ｃは先ず廃棄物ピット１に貯わえられる。この廃棄物ピット１は廃棄物Ｃの搬入が数日間途絶えても、溶融燃焼処理プラントの正常な運転を維持できるだけの容量をもっている。
ピット１内の廃棄物Ｃはシュレッダー２により約１５０ｍｍ以下の大きさに破砕されたあと、クレーン３を介して乾留熱分解反応器７のホッパー５へ移送され、フィーダ６によって順次反応器７内へ供給されて行く。尚、このとき、必要に応じて、下水汚泥タンク４内に貯えられた下水汚泥もホッパー５内へ供給されて行く。
乾留熱分解反応器７内へ供給された廃棄物Ｃ等は、ほぼ酸素が遮断された状態の下で常温から３００℃〜６００℃、好ましくは４００℃〜５００℃の温度に加熱され、約１時間程度反応器７内に回転による攪拌混合を受け乍ら滞留する。
その結果、乾留熱分解反応器７内の廃棄物Ｃはこの間に熱分解されることになり、乾留ガスＧと固形の熱分解残渣Ｄが反応器７内に生成される。
【００２５】
尚、乾留熱分解反応器７内に於ける廃棄物Ｃの熱分解は通常約１時間程度で完了し、概ね７５ｗｔ％の乾留ガスＧと２５ｗｔ％の熱分解残渣Ｄとが生成される。
【００２６】
前記乾留熱分解反応器７内に発生した乾留ガスＧは水分、ＣＯ、ＣＯ2 、Ｈ2 及び炭化水素を主成分とするものであり、ダスト及びタールが若干含まれている。その低位発熱量は約１５００〜２０００ｋｃａｌ／ｋｇである。
また、発生した熱分解残渣Ｄは炭素と灰分がその主体を成すものであるが、炭素含有量は熱分解残渣Ｄの粒径によって変化し、粒径が小さいものほど炭素の含有量が増加する。例えば、熱分解残渣Ｄの粒径が５ｍｍ以下の場合には、炭素の含有量は概ね３５ｗｔ％となる。
【００２７】
乾留熱分解反応器７内の乾留ガスＧと熱分解残渣Ｄは、反応器７に隣接する搬出装置９内へ排出され、ここで分離された乾留ガスＧは、溶融燃焼装置１０へ供給され、所謂溶融燃焼が行なわれる。
また、熱分解残渣Ｄの方は、冷却コンベア１１上で約４００℃〜５００℃の温度から約１００℃の温度にまで冷却されたあと、分離機１２において細粒Ｄ1 と粗大粒Ｄ2 に分級される。
尚、前記分級された粗大粒Ｄ2 には砂、ガラス、金属等の不燃物が多く含まれ、これ等はリサイクルできるように分離される（図示省略）。
また、前記分離器１２には通常５ｍｍサイズの篩が使用されており、この篩を通過した細粒Ｄ1 はローラクラッシャー１３で微粒化されたあと、サイロ１４へ貯えられる。
【００２８】
前記サイロ１４に貯えられた細粒Ｄ1 は、廃熱ボイラ１６や集塵装置１８等からのダストＥと共に空気輸送によって溶融燃焼装置１０へ送られ、ここで乾留ガスＧと共に燃焼される。
また、サイロ１４に貯えられた細粒Ｄ1 は後述する如く熱風炉１５へ供給され、細粒Ｄ1 の燃焼熱により乾留熱分解反応器７から導出されたタービン排ガスの一部Ａ′が加熱される。
【００２９】
溶融燃焼装置１０内へ供給された炭素含有量の高かい細粒Ｄ1 は、乾留ガスＧと共に溶融燃焼装置１０内で約１４００℃の高温燃焼をされる。
尚、前記燃焼温度（約１４００℃）は灰の溶融温度より１００〜１５０℃ほど高いので、細粒Ｄ1 中の灰分は溶融状態となり、スラグ冷却槽２３内へ排出されることによって所謂水砕スラグＨとなる。
また、形成された水砕スラグＨは不活性なものであって、このままの状態で安全に埋立処分をしたり、或いは有価物として利用することができる。
【００３０】
一方、溶融燃焼装置１０から排出される排ガスＶ1 中の熱エネルギーは、廃熱ボイラ１６で回収され、発電設備１７による発電や地域暖房用に供せられる。
また、廃熱ボイラ１６による熱回収によって約２００℃位にまで冷却された排ガスＶ1 は、電気集塵器等の集塵装置１８によってダストＥが除去されたあと、更に公知の排ガス処理装置１９例えばスクラバーなどで洗滌され、ＨＣｌやＳＯｘなどの有害物質が除去される。
その後排ガスはダイオキシン除去装置２１を通してダイオキシン除去が行なわれ、煙突２２より排出されて行く。
【００３１】
尚、ダイオキシン類を吸着した後の使用済み活性炭Ｘ2 は溶融燃焼装置１０へ送り、ここで完全溶融燃焼させる。
【００３２】
前記熱風炉１５はサイロ１４に貯えられた乾留熱分解残渣の細粒Ｄ1 を燃焼させる燃焼炉である。本実施態様に於いては、熱風炉１５をサイクロン燃焼式の微粉炭燃焼を原理とする燃焼装置としているが、その他の方式、例えば流動炉方式等の燃焼装置であっても良い。尚１５ａはＬＮＧらを燃料とするパイロットバーナである。
また、プラントの始動時や、細粒Ｄ1 の不足時にそなえ、化石燃料を用いる助燃焼装置を設備しているが、これを常時使用することはない。
【００３３】
而して、前記廃棄物Ｃ中に含有されている塩素成分の大部分は、通常ポリ塩化ビニル等に代表される有機塩素化合物に由来するものであるが、これ等の物質は乾留熱分解により殆ど完全にガス側に移行してしまうため、熱分解残渣Ｄ側に残留する塩素成分は、廃棄物Ｃ中に含有されていた少量の無機塩素化合物、代表的には塩化ナトリウム（ＮａＣｌ）のみとなっている。
一方、塩化ナトリウムは高温下に於いてその極く一部がＨＣｌに転換することが知られているが、熱風炉１５の燃焼排ガスＶ2 中のＨＣｌ濃度は極めて微量であるので、熱風炉１５内の腐蝕は低く抑えられる。このように、本発明に係る装置では、ＨＣｌによる腐蝕の危険を回避しつつ装置内で発生した熱分解残渣Ｄを熱源として利用することができ、化石燃料等の外部からの燃料を全く必要としない。
【００３４】
前記熱風炉１５内の燃焼温度は通常８００℃又はそれ以上に達しており、この燃焼ガスＶ2 の有する熱エネルギーがガスＡ′へ供給される。また、当該燃焼排ガスＶ2 はガスＡ′へ熱を供給した後でもなお６００℃前後の温度を保持しており、且つ当該燃焼ガスＶ2 には、ダイオキシン類等の未燃有害物質が残存している可能性があるので、これを直接に大気中へ放散させずに溶融燃焼装置１０の高温部に送入する。
【００３５】
当該熱風炉１５は、廃棄物Ｃの質（特に水分含有量）及び量が基準点（設計点）の近傍にある場合には、通常運転されることがない。何故なら、ガスタービン２４ｃからのタービン排ガスＡを全量乾留熱分解反応器７へ加熱ガス流ＣＧとして通すことにより、廃棄物Ｃの乾留熱分解を十分に行なえるからである。
尚、この運転状態に於けるタービン排ガスＡの反応器入口に於ける温度は約５００℃であり、また反応器出口に於ける温度は約３００℃となる。
【００３６】
一方、廃棄物Ｃの質が変化し、その水分含有量が設計点（基準点）より増加（発熱量低下）した場合には、ガスタービン２４ｃからのタービン排ガスＡが一定流量であるのに対して廃棄物の受熱量が増えるため、反応器出口に於ける加熱ガス流ＣＧの温度が低下する。
前記反応器内加熱ガス流ＣＧの反応器出口に於ける温度が低下すると、温度検知器３１ａの検出信号によりコントローラ３３ａを介してブロワ２５ａの回転数が上昇され、加熱ガス流ＣＧの循環量が増加する。
【００３７】
一方溶融燃焼装置１０へ供給される燃焼ガス量Ａ″は流量検出器２９の検出信号によりコントローラ３２を介して制御弁２８により一定流量（タービン排ガスＡの流量）に制御されているため、加熱用ガス流ＣＧの循環流量の増加分は熱風炉１５へ流入する。
熱風炉１５へ低温度の加熱用ガス流ＣＧの一部Ａ′が流入すると、反応器入口に於ける加熱用ガス流ＣＧの温度が低下し、温度検出器３１ｂの検出信号によりコントローラ３３ｂを介してブロワ２５ｃ及びロータリバルブ２６ａが作動されると共に熱風炉１５が起動され、加熱ガス流Ａ′の加熱により加熱用ガス流ＣＧが昇温される。
【００３８】
尚、温度検知器３１ｂの信号により、ガス流ＣＧの反応器入口に於ける温度が廃棄物Ｃの水分含有量に応じた設定値に制御されることは勿論である。
又、溶融燃焼装置１０へは、反応器加熱用ガス流ＣＧの一部Ａ″や熱風炉１５の排ガスＶ2 、ブロワ２５ｂからの新鮮空気（これは通常は供給されない）等が燃焼用空気として供給されてくるが、溶融燃焼装置１０内に設けた温度検出器３１ｃの検出信号によってコントローラ３３ｃを介して制御弁２７ａ、２７ｂが開閉制御されており、溶融燃焼装置１０への空気供給量が過剰な場合には、ガスＡ″の一部が廃熱ボイラ１６の入口側へ導出される。
【００３９】
また、逆に廃棄物Ｃの質が変化してその水分含有量が設計点（基準点）より低下（発熱量増加）した場合には、ガスタービン２４ｃからのタービン排ガスＡの流量が一定であるのに対して廃棄物の受熱量が減少するため、反応器出口における加熱用ガス流ＣＧの温度が上昇する。
【００４０】
尚、加熱用ガス流ＣＧの温度が上昇しても、ブロワ２５ａが耐熱性であれば特に問題を生じることなく、約３００℃以上の高温の加熱用ガス流ＣＧ（即ち、ガスタービン焼ガスＡ）の全量が溶融燃焼装置１０へ燃焼用空気Ａ″として送られる。この場合、溶融燃焼装置１０への必要燃焼用空気が不足するのでＶ1 流中の酸素濃度が低下し、酸素濃度検出器３４により信号が制御器３３ｃに送られ新鮮空気取入ダンパー２７ａが開く。
【００４１】
【実施例】
次に、廃棄物Ｃを約２，４００Ｍｃａｌ／ｔｏｎの発熱量を持つ都市ごみとした場合の、複合設備を形成するガスタービン発電装置２４や乾留熱分解反応器７、溶融燃焼装置１０等の設計具体例について説明をする。
図２を参照して、約２，４００Ｍｃａｌ／ｔｏｎの発熱量を持つ都市ごみＣが乾留熱分解反応器７へ送入され、ここで常温から４５０℃に加熱され乍ら酸素遮断の下で乾留される。乾留に必要な熱量ＱD は約３７０Ｍｃａｌ／ｔｏｎである。 この乾留に必要な熱量ＱD は、ガスタービン２４ｃからの排ガスＡの排熱によってまかなわれる。ガスタービン２４ｃからの排ガスＡの温度が５３０℃のとき、これが３００℃になる迄の熱量が反応器７内の廃棄物Ｃの加熱に利用されるとすると、ガスタービン２４ｃからの排ガスＡの必要量Ｇ1 は、
Ｇ1 ＝（３７０，０００／０．３×（５３０−３００））＝５，３６３Ｎｍ3 ／ｔｏｎ廃棄物となる。ここで０．３はタービン排ガスＡの比熱である。
従って、このガスタービンからの排ガスＡの総保有熱量Ｑ1 は、
Ｑ1 ＝５，３６３×０．３×５３０＝８５２，８１６ｋｃａｌ／ｔｏｎ廃棄物となる。
【００４２】
また、このようなガスタービンからの排ガスＡを反応器７の加熱用ガスとして供給しうるガスタービン２４ｃの燃料容量ｆｏは、ガスタービンの発電効率３０％、燃料発熱量９，９４０ｋｃａｌ／ｋｇとして、
ｆｏ＝８５２，８１６×（１／０．７）×（１／９，９４０）＝１２２．６ｋｇ／ｔｏｎ廃棄物。
燃料のもつ総熱量Ｑｏは、
Ｑｏ＝８５２，８１６×（１／０．７）＝１，２１８，３００ｋｃａｌ／ｔｏｎ廃棄物である。
従って、このガスタービン発電装置２４の発電量Ｐ1 は、
Ｐ1 ＝１，２１８，３００×０．３×（１／８６０）＝４２５ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物である。
すなわち、２，４００Ｍｃａｌ／ｔｏｎの廃棄物を乾留するために、少くとも４２５ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物の発電容量を持つガスタービン発電装置２４を廃棄物乾留熱分解溶融燃焼に併設する。
【００４３】
尚、廃棄物Ｃの水分が低くて発熱量が更に高い例えば３，１００Ｍｃａｌ／ｔｏｎの場合には、乾留のために必要とする熱量は２９０Ｍｃａｌ／ｔｏｎであるので、上記と同様の計算手順に従えば、少くとも３３３ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物の発電容量を持つガスタービン発電装置２４を設ければ良い。
また逆に、廃棄物Ｃの水分が多くて発熱量が低い例えば１，７００Ｍｃａｌ／ｔｏｎしかない場合には、乾留のために必要とする熱量は４６０Ｍｃａｌ／ｔｏｎであるので、少くとも５２８ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物の発電容量を持つガスタービン発電装置２４が必要である。
何れにせよ、処理すべき廃棄物の発熱量に応じてそれの乾留に必要な熱量を供給しうるだけのタービン排ガスＡを生成しうるガスタービン発電装置２４を設けることが、本発明の要点である。
【００４４】
前記４２５ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物の発電容量を持つガスタービン発電装置２４から排出した５３０℃、５，３６３Ｎｍ3 ／ｔｏｎ廃棄物のタービン排ガスＡは反応器７にて廃棄物Ｃへ授熱して３００℃となる。
そして、その燃焼ガスＡ中には、ガスタービンの燃焼器２４ｂ内で空気過剰率３．９で燃焼した結果として、１５．６％の酸素残存し、その酸素量Ｇ1 Ｏ2 は、 Ｇ1 Ｏ2 ＝５，３６３×０．１５６＝８３７Ｎｍ3 ／ｔｏｎ廃棄物である。このような性状を有するガスタービンからの排ガスＡは、溶融燃焼装置１０の燃焼用空気として利用することができる。
【００４５】
溶融燃焼装置１０に於いて、乾留ガスＧと固形残渣細粒Ｄ1 を燃焼させるために必要とする酸素量は、空気比１．３で燃焼する場合７５４Ｎｍ3 ／ｔｏｎとなる。
すなわち、ガスタービンからの排ガス中に残存する酸素量８３７Ｎｍ3 ／ｔｏｎ廃棄物にて、溶融燃焼装置１０で必要とする酸素量のすべてをまかなうことができる。
【００４６】
溶融燃焼装置１０内にて、完全に溶融燃焼させるために必要な温度Ｔ3 は、少くとも１，４００℃が必要である。
上記のガスタービンからの排ガスＡを燃焼用空気として使用した場合、温度Ｔ3 は、
Ｔ3 ＝（２，４００×１０００＋０．３×５３０×５，３６３）／０．３５×５，７４３）＝１，６１８℃となり、１，４００℃を越えるので、溶融燃焼を維持することが可能となる。
ここで、５，７４３Ｎｍ3 ／ｔｏｎ廃棄物は、溶融燃焼装置１０に於ける廃棄物１ｔｏｎ当りの燃焼排ガス量であり、０．３５ｋｃａｌ／Ｎｍ3 ・℃は約１，４００℃の排ガスの比熱である。
【００４７】
溶融燃焼装置１０で発生した燃焼排ガスは、排熱ボイラ１６で熱回収され、発生した蒸気によって蒸気タービン発電装置１７にて発電をする。この場合の発電量Ｐ2 は発電効率を２４％として、
発電量Ｐ2 ＝（２，４００×１，０００＋８５２，８１６）×０．２４×（１／８６０）＝９０７ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物となる。
従って、上述のガスタービン発電装置２４による発電量Ｐ1 を加えると、複合設備に於ける発電総量Ｐ3 は、
Ｐ3 ＝Ｐ1 ＋Ｐ2 ＝４２５＋９０７＝１，３３２ｋｗ／ｔｏｎ廃棄物となる。
また、この場合の発電効率は、
η＝（８６０×１，３３２×１００）／（２，４００×１，０００＋１２２．６×９，９４０）＝３１．７％となる。
【００４８】
この発電効率η＝３１．７％は、在来方式の発電効率（ごみ焼却炉＋蒸気タービン＋ガスタービンのとき約２８％）と比べ高いものとなるうえ、乾留溶融燃焼による単独発電（約２４％）の場合や、ガスタービンによる単独発電（約３０％）の場合に比しても、高い発電効率となる。
【００４９】
又、ガスタービンの排気を溶融燃焼装置１０の燃焼用空気として使用するため、本実施例に於いては単位排ガス量当りの発電量は下記のようになる。
排ガス量 ６，２７０Ｎｍ3 ／ｔｏｎ
発電量 １，３３２ｋｗ／ｔｏｎ
排ガス１，０００Ｎｍ当りの発電量 ２１２ｋｗ／１，０００Ｎｍ3
これに対して、従来の下記▲１▼、▲２▼、▲３▼の方式にあっては、何れも排ガス１，０００Ｎｍ3 当りの発電量が本発明の場合よりも小さい。
▲１▼ 焼却炉＋蒸気タービン
空気比１．９の場合、排ガス量約６，２００Ｎｍ3 ／ｔｏｎ、発電効率２０％とすると、発電量５５０ｋｗ／ｔｏｎ、排ガス１，０００Ｎｍ3 当りの発電量８９ｋｗ／１，０００Ｎｍ3
▲２▼ 焼却炉＋蒸気タービン＋ガスタービン
同上条件、ガスタービン効率３０％、空気比４．０とすると、排ガス量１０，２５０Ｎｍ3 ／ｔｏｎ、発電量１，０５０ｋｗ／ｔｏｎ、排ガス１，０００Ｎｍ3 当りの発電量１０２ｋｗ／１，０００Ｎｍ3
▲３▼ 乾留燃焼＋蒸気タービン
空気比１．３の場合、排ガス量４，５００Ｎｍ3 ／ｔｏｎ、発電効率２４％とすると、発電量６７０ｋｗ／ｔｏｎ、排ガス１，０００Ｎｍ3 当りの発電量１５０ｋｗ／１，０００Ｎｍ3
上述のように排ガス量当りの発電量は従来のガスタービン併設の場合と比べ約２倍となり、地球温暖化防止上も好ましいものとなる。
【００５０】
【発明の効果】
本発明に於いては、標準的な発熱量（又は水分含有量）を有する所定量の廃棄物Ｃを乾留熱分解するに必要な加熱用熱量をガスタービン発電装置からのタービン排ガスＡの排熱によってまかなうと共に、廃棄物Ｃを加熱した後のタービン排ガスＡを溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給する構成としている。
また、前記標準的な発熱量を有する所定量の廃棄物Ｃの乾留熱分解に要するガスタービン排ガスＡの量は、溶融燃焼装置に必要とする燃焼用空気量（酸素量）を供給するのに丁度適した値となっている。
その結果、従前の廃棄物Ｃを加熱した後のガスタービン排ガスを大気へ直接放出するようにした複合設備に比較して、単位燃焼排ガス量当りの発電量が大幅に増加し、高い総合的な発電効率（熱利用効率）が得られると共に、同じ発電量の場合には大気中への排出ガスが減少し、大気汚染や環境保全の点で極めて有利となる。
【００５１】
また、本発明では、ガスタービン発電装置を常に定格出力状態で運転し、万一廃棄物の品質や量が変動してガスタービン排ガスによる廃棄物の乾留用加熱熱量が不足した場合には、熱分解残渣の細粒Ｄ1 を燃料とする熱風炉を作動させると共に反応器内加熱ガス流ＣＧを増大させ、該熱風炉による加熱ガスＡ′を反応器７へ供給するようにしている。
その結果、ガスタービン発電装置は、廃棄物Ｃの品質の変動と無関係に安定した運転が出来ると共に、廃棄物Ｃの乾留加熱も不足なく行なえ、しかも熱風炉や反応器７に腐蝕性ガスによる損傷を生ずることもない。
【００５２】
本発明は上述の通り、高い発電効率（又は熱利用率）が得られると共にプラントの安定した運転が可能になり、そのうえ環境保全にも寄与することができると云う優れた実用的効用を奏するものである。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係るガスタービン発電装置と廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備の系統図である。
【図２】廃棄物Ｃを標準的な都市ごみとした場合の複合設備の各部に於けるエネルギバランスを示す一例である。
【図３】従前の複合設備の系統図である。
【符号の説明】
１は廃棄物ピット、２はシュレッダー、３はクレーン、４は下水汚泥タンク、５はホッパー、６はフィーダ、７は乾留熱分解反応器（乾留ドラム）、８は加熱管、８ａは入口ケーシング、８ｂは出口ケーシング、９は搬出装置、１０は溶融燃焼装置、１１は冷却コンベア、１２は分離器、１３はクラッシャー、１４はサイロ、１５は熱風炉、１５ａはパイロトバーナ、１６は廃熱ボイラ、１７は蒸気タービン発電装置、１８は集塵装置、１９は排ガス処理装置、２０は誘引通風機、２１はダイオキシン除去装置、２２は煙突、２３はスラグ冷却槽、２４はガスタービン発電装置、２４ａは圧縮機、２４ｂは燃焼器、２４ｃはガスタービン、２４ｄはタービン発電機、２４ｅはガス燃料、２５ａ・２５ｂ・２５ｃ・２５ｄはブロワ、２６ａ・２６ｂはロータリーバルブ、２７ａ・２７ｂ、２８は制御弁、２９は流量検出器、３０はダンパー、３１ａ・３１ｂ・３１ｃは温度検出器、３２、３３ａ・３３ｂ・３３ｃは流量コントローラ、３４は酸素濃度検出器、Ａはガスタービン排ガス、Ａ′は高温加熱ガス、ＣＧは反応器内加熱ガス流、Ｃは廃棄物、Ｇは乾留ガス、Ｄは熱分解残渣、Ｄ1 は細粒、Ｄ2 は粗大粒、Ｅはダスト、Ｆは溶融スラグ、Ｈは水砕スラグ、Ｖ1 は排ガス、Ｖ2 は熱風炉の燃焼ガス、Ｓは蒸気である。
Claims (4)
- 常時定格又は定格に近い状態下で運転されるガスタービン発電装置と、廃棄物の乾留熱分解反応器と溶融燃焼装置と廃熱ボイラと蒸気タービン発電装置とを備えた廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備に於いて、前記乾留熱分解反応器を複数の加熱管を備えた間接加熱型の乾留熱分解反応器とすると共に、ガスタービン発電装置からのタービン排ガスの全量を前記乾留熱分解反応器の加熱管内へ供給し、乾留熱分解反応器で必要とする廃棄物の乾留熱分解用熱量の全部又は大部分を前記ガスタービン発電装置からのタービン排ガスの保有熱量によって供給すると共に、前記乾留熱分解反応器から導出した廃棄物を加熱した後のタービン排ガスを送風機により溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給し、更に、溶融燃焼装置からの排ガスの熱を廃熱ボイラによって回収し、当該廃熱ボイラの蒸気により前記蒸気タービン発電装置を駆動する構成としたガスタービン発電装置と廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備。
- 常時定格又は定格に近い状態下で運転されるガスタービン発電装置と、廃棄物の乾留熱分解反応器と溶融燃焼装置と廃熱ボイラと蒸気タービン発電装置とを備えた廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備に於いて、前記乾留熱分解反応器を複数の加熱管を備えた間接加熱型の乾留熱分解反応器とすると共に、ガスタービン発電装置からのタービン排ガスの全量を前記乾留熱分解反応器の加熱管内へ供給し、廃棄物の乾留熱分解反応器で必要とする廃棄物の乾留熱分解用熱量を前記ガスタービン発電装置からのタービン排ガスの保有熱量によって供給すると共に、前記乾留熱分解反応器から導出した廃棄物を加熱した後のタービン排ガスを送風機により溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給し、また、廃棄物の乾留熱分解用熱量の不足分を、前記乾留熱分解反応器で生成した熱分解残渣の可燃性細粒を燃料とする熱風炉からの高温加熱ガスにより前記送風機により導出したタービン排ガスの一部を間接加熱すると共に、当該加熱したガスをガスタービン発電装置からのタービン排ガス内へ戻すことによって補給し、更に、溶融燃焼装置からの排ガスの熱を廃熱ボイラによって回収し、当該廃熱ボイラの蒸気により蒸気タービン発電装置を駆動する構成としたガスタービン発電装置と廃棄物乾留分解溶融燃焼装置との複合設備。
- 送風機により乾留熱分解反応器から導出して溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給するタービン排ガスの量を一定量に制御すると共に、乾留熱分解反応器の入口側に設けた加熱用のタービン排ガスの温度検出器により乾留熱分解反応用熱量の不足による反応器内加熱ガス流の温度低下を検知し、該検知信号により前記熱風炉を作動させると共に送風機により熱分解反応器から導出したタービン排ガスの一部を熱風炉内へ導入して加熱し、当該加熱したガスを乾留熱分解反応器入口側のタービン排ガス内へ混入するようにした請求項１又は請求項２に記載のガスタービン発電装置と廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備。
- 熱風炉からの排ガスを溶融燃焼装置へ供給すると共に、溶融燃焼装置へ燃焼用空気として供給するタービン排ガス量が過剰な際にはその一部を廃熱ボイラの入口側へ供給するようにした請求項３に記載のガスタービン発電装置と廃棄物乾留熱分解溶融燃焼装置との複合設備。
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