JP4287941B2 - 加圧流動層ボイラ用脱塵装置および脱塵方法 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は加圧流動層ボイラ用脱塵装置に関し、さらに詳しくは加圧流動層ボイラから排出される高温排ガス中の煤塵濃度を効果的に低減するのに好適な加圧流動層ボイラ用用脱塵装置および脱塵方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
加圧流動層ボイラ複合発電プラントは、微粉炭燃焼ボイラの代わりに加圧下のボイラ内において微細に砕いた石炭を流動燃焼させ、流動層内に敷設された水管から発生する蒸気により蒸気タービンを駆動するとともに、ボイラより排出する高圧の燃焼排ガスによりガスタービンを駆動し、蒸気タービンとガスタービンの両方で、それぞれ発電を行うものである。
図２１は、従来技術による加圧流動層ボイラ複合発電プラントの系統図である。
【０００３】
この複合発電プラントは、石炭を流動層に供給して燃焼を行う加圧流動層ボイラ１と、該燃焼により発生した蒸気により発電を行う蒸気タービン２と、前記加圧流動層ボイラ１から排出される高温排ガスの除塵を行うサイクロン７、８と、該除塵された高温排ガスにより発電を行うガスタービン１０とを備える。
このような構成において、加圧流動層ボイラ１内での石炭の燃焼によって発生した蒸気は蒸気タービン２に供給され、蒸気タービン用発電機３により発電を行う。蒸気タービン２を駆動した蒸気は復水器４で冷却されて、ボイラ給水となり、給水ポンプ５より加圧流動層ボイラ１にボイラ給水として再供給される。また加圧流動層ボイラ１で発生した高温高圧の含塵排ガスは、高温ガス配管６より一次サイクロン７にて粗脱塵を行い、次いで二次サイクロン８にて精密脱塵を行う。二次サイクロン８より排出されるガスは、高温ガス配管９よりガスタービン１０に供給されてこれを駆動し、ガスタービン用発電機１１により発電を行う。ガスタービン１０を出た排ガスは、排ガスクーラ１２により冷却され、低温集塵装置１３で微細な煤塵が除去されて煙突１４より大気に放出される。
なお、図２１中の１５、１６はそれぞれ一次サイクロン７、二次サイクロン８を収納する格納容器、１７は空気圧縮機、１８は灰処理装置を示す。
【０００４】
上記プラントを運転するに際し、石炭の燃焼に伴って生じる煤塵によるガスタービン１０のブレードの摩耗が問題となるため、ガスタービン１０のブレードの摩耗が問題とならないように十分低いダスト濃度まで脱塵を行う必要があり、高温高圧下で使用できる遠心式集塵方法であるサイクロン型集塵器が用いられている。
しかし、このようなサイクロン型集塵器の使用により、均質な石炭を用いて燃焼しているときには、ガスタービン１０のブレードの摩耗が問題とならない程度にまでダスト濃度を下げることができるが、燃焼する炭種が違った場合、または燃焼状態の変化等により煤塵の粒径が細かくなった場合には、集塵性能が低下し、ガスタービン１０に流れ込む煤塵が多くなり、ガスタービン１０のブレードに摩耗を与えるという問題があった。
【０００５】
図２２は、サイクロン型集塵器として用いられる、複数のサイクロンを格納したサイクロン容器の説明図である。図２２において、加圧流動層ボイラから排出される、例えば平均粒径が数１０μｍの燃焼灰や石灰石等を含み、灰濃度数１０g/Nm3 の８００〜９００℃の高温の含塵ガス３９は、数１０m/s の流速でサイクロンエレメント３２に供給され、その内部での気流旋回により、脱塵され、清澄ガスがサイクロン容器３３上部のプレナム３８に集められ、サイクロン出口排ガス４０としてサイクロン容器の外部に排出される。捕集した灰３５は容器下部ホッパより重力沈降により排出される。
しかし、このようなサイクロン型集塵器では、プラント運転中に火炉飛散ダストの粒子径またはダスト濃度等の性状が変動した場合には、サイクロン自体に脱塵性能の調節機能が設けられていないため、サイクロン出口排ガス中のダスト濃度が変動するという問題点があった。このため、従来では、入り口ダスト濃度が増加する方向に変動した場合には、ガスタービンを保護するために一旦プラントの出力を下げてダスト負荷を低減するか、またはプラントを停止してサイクロンを高効率のものに取り替える等の施策が必要であった。
【０００６】
またサイクロン内壁部は、侵食性粒子を含有する約９００〜１０００℃の高温度のガスにさらされるため、耐侵食性耐火材料が施工されている（特開平３−８９９６２号公報等）。図２３は、サイクロン内壁部の耐火材構造を示す拡大説明図である。図２３において、サイクロン内壁部の耐火材４４は、水壁管５４およびフィン５４に溶接で取付けられた複数のスタッド５６およびアンカ５３により保持された構造となっている。
しかし、このような構造では、アンカ５３によって耐火材４４が部分的に保持されているだけであり、耐火材表面の剥離や脱落に対する防止策がなされておらず、剥離や脱落した耐火材が粉塵としてサイクロン出口から排出されるという問題があった。
【０００７】
また上記ガスタービン発電系において加圧流動層ボイラからガスタービンに導かれる高温高圧排ガス（温度約８５０℃、圧力８〜１０気圧）中には、石炭灰、脱硫剤としての石灰石（生石灰も一部含まれる）、脱硫反応で生じた石膏が含まれ、これらが排ガスラインの機器に摩耗損傷を与えるという問題があった（以下、上記のボイラから飛散する石炭灰、石灰石、石膏等をフライアッシュという）。この摩耗の対象となる部位には、高温ガス配管、サイクロン、ガスタービンのブレード等が含まれ、いずれも重要な機能が要求される機器である。
従来、これら機器の摩耗対策としては、耐摩耗性の優れた高級材料を選定する、摩耗のための余肉を考慮した設計を行う、摩耗が生じたら取り替えを行うことを前提として取り替えやすい構造とするといった方法が採用され、また摩耗が生じ難いようにガスの流速を遅くするなどの方法が取られていた。
しかし、上述のような対策方法では、(1) 高温ガス配管は事業用プラント（２５０〜３５０ＭＷ）では２００〜３００m の長さに及ぶので、高級材料の使用や余肉を大きくとる方式を採用するとプラント製作コストが増大する、(2) 高温ガス配管の流速を遅くすると、配管の直径が大きくなり、外表面積が増えてヒートロスが大きくなり、ガスタービン入り口の温度が下がりガスタービン効率が低下するなどの問題があった。
【０００８】
さらに従来の加圧流動層ボイラ複合発電プラントには、加圧流動層ボイラ等の異常発生に対応するための緊急減圧設備が設けられている。
図２４は、加圧流動層ボイラの緊急減圧設備の説明図である。図２４において、通常運転時には、燃焼用空気は、圧縮機１１２より空気配管１０７を経て圧力容器１０２に至る。さらに燃焼用空気は、起動用熱風炉１０３を経て火炉１０１に至る。火炉１０１で生成した燃焼ガスは、火炉出口高温ガス配管１０５、高温高圧脱塵装置１０４および脱塵装置出口高温ガス配管１０６を経て、ガスタービン１１３に至る。ガスタービン１１３を駆動した後、減圧冷却された燃焼ガスは、ガスタービン出口ダクト１１４、脱硝装置１１５、排熱回収装置１１６をへて、バグフィルタまたは電気集塵機等の低温低圧脱塵装置により脱塵され、煙突１１７より大気に放出される。なお、１０３は軌道用熱風炉である。
一方、ボイラトリップ等の緊急時には、圧縮機１１２およびガスタービン１１３を隔離し系統全体を減圧する。すなわち、トリップ直後、圧縮機出口弁１１２およびガスタービン入口弁１１３を閉とし、通常閉である緊急均圧弁１１８を開いて燃焼ガスと燃焼用空気を混合して均圧化する。均圧したのち、緊急減圧弁１１９を開いて大気に放出する。
【０００９】
しかし、通常運転時には、燃焼ガス中の煤塵は、高温高圧脱塵装置１０４と低温低圧脱塵装置１３８で脱塵され、所定の濃度で大気に放出されるが、従来の緊急減圧設備では、緊急減圧の経路に通常運転時の低温低圧脱塵装置１３８に相当する脱塵設備が設置されていないため、緊急時の短時間に通常を超える濃度の煤塵が大気に放出されることになる。また、通常時は、ガスタービン駆動により燃焼ガスは減温するが、緊急減圧時にはガスタービンに相当する機器がないため高温のガスが大気に放出されることになる。環境規制条件が厳しいプラントでは、たとえ放出時間が短時間であり、また放出総量がすくない場合でも煤塵濃度を低下させる必要がある。
このように従来設備では緊急時の脱塵性能が通常運転時と同等にすることができず、緊急時において煤塵濃度制限値を満足できないという環境面での問題があった。
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】
本発明の課題は、上記従来技術の問題点を解決し、(1)燃焼する炭種の違い、燃焼状態の変化、煤塵の粒径分布の変化などによる高温燃焼排ガスの集塵効率の低下を防止し、(2)加圧流動層ボイラの燃焼条件により火炉からの飛散ダスト性状が変動した場合でもプラントを停止することなく、脱塵性能を調節できるようにし、(3)サイクロン内壁の耐摩耗性を向上させて脱落物からの粉塵等の発生を防ぐことにより、ガスタービンに供給される高温排ガス中のダスト濃度を効果的に低減することができる加圧流動層ボイラ用脱塵装置、さらに(4)加圧流動層ボイラの緊急減圧時に大気に放出するガス中の煤塵量を規定値以下にすることができ、(5)緊急減圧時の過大な熱変形および熱応力による高温ダクト壁面の疲労損傷を防止できる加圧流動層ボイラ用脱塵装置を提供することにある。
【００１１】
【課題を解決するための手段】
本願で特許請求される発明は以下のとおりである。
（１）加圧流動層ボイラから排出される高温排ガスをサイクロンに供給し、該排ガス中の煤塵を除去した後、系外に排出する脱塵装置において、前記高温排ガス中の煤塵粒径分布を測定する測定器を備えたカスケードインパクターを前記サイクロンと並列に設け、かつ該サイクロン入口に流量調節器を設け、前記測定器で測定した排ガス中の煤塵粒径分布に基づき、該粒径分布が所定範囲になるように該流量調節器で前記サイクロンに入る排ガスの流速を調節するようにしたことを特徴とする加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（２）前記測定器により測定した高温排ガス中の煤塵粒径分布に基づき、前記サイクロンに入る排ガスの流速を自動的に調節する制御装置を設けたことを特徴とする（１）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
【００１２】
（３）前記サイクロンの排ガス出口の円筒部に、該サイクロンの排ガス入口ダクトの床面からの高さを基準として、前記円筒部の高さを調節する手段を設け、該サイクロンの脱塵性能を調節するようにしたことを特徴とする（１）または（２）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
【００１３】
（４）網目内に耐火材を保持した、連続した網目状金物で、前記サイクロン内壁を構成したことを特徴とした（１）〜（３）のいずれかに記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（５）前記連続した網目状金物の任意の領域を脱着可能としたことを特徴とする（４）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（６）前記連続した網目状金物の一単位網目の形状が多角形または円形であり、かつ耐火材が保持される内周面が平滑面または凹凸面を有することを特徴とする（４）または（５）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（７）前記連続した網目状金物の露出表面に耐摩耗層を設けたことを特徴とする（４）〜（６）のいずれかに記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（８）前記耐摩耗層が硬化肉盛層または溶射層であることを特徴とする（７）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（９）前記溶射層の皮膜が、Ａｌ2 Ｏ3 、ＭｇＯ、ＺｒＯ2 またはこれらの混合物からなることを特徴とする（８）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
【００１５】
（１０） 前記加圧流動層ボイラの緊急減圧時に排出される高温排ガスから煤塵を除去する緊急脱塵装置を設けたことを特徴とする（１）〜（９）のいずれかに記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（１１）前記緊急脱塵装置は、緊急減圧時の加圧流動層ボイラから排出される高温排ガスの除塵を行うスプレー式脱塵塔と該スプレー脱塵塔に散布する水を貯留する水タンクとを備えていることを特徴とする（１０）に記載の加圧流動層ボイラ用緊急脱塵装置。
（１２） 前記水タンクを前記スプレー式脱塵塔の上部に設け、電源停止時直後でも水頭差で該スプレー式脱塵塔に水を供給できるようにしたことを特徴とする（１１）に記載の加圧流動層ボイラ用緊急脱塵装置。
（１３）前記スプレー式脱塵塔の後流にミストセパレータを設け、除湿した排ガスを大気に放出するようにしたことを特徴とする（１１）または（１２）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
【００１６】
（１４）前記スプレー式脱塵塔に高温排ガスを供給する高温ダクト内にスプレー配管を設けるとともに、該高温ダクトの内側に熱伸び吸収機構を備えた遮蔽板を設けたことを特徴とする（１１）〜（１３）のいずれかに記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（１５） 前記遮蔽板と遮蔽板の間に排ガス流れ方向に沿ってスリット部を設け、該スリット部に伸縮可能なベローを取り付けたことを特徴とする（１４）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
【００１７】
【発明の実施の形態】
以下、本発明を図面により詳しく説明する。
図１は、本発明の一実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図、図２は、図１のサイクロン縦断面図、図３は、該サイクロンのＡ−Ａ′矢視断面図である。図１〜図３において、従来技術の図２１と異なる点は、サイクロン７、８をそれぞれ収納した格納容器１５、１６に並列に高温排ガス中の煤塵粒径分布を測定する測定器２４を備えたカスケードインパクター２３を設け、かつサイクロン入口にガス流量調節器としてダンパ２９を設け、該測定器２４で測定した高温排ガス中の煤塵粒径分布に基づいてダンパ２９の開閉を行うようにした点である。
加圧流動層ボイラ１より排出される燃焼排ガスには、１m3N 当たり、約３２ｇの煤塵が含まれ、煤塵の粒径はおよそ０．１〜１００μｍに分布している。ガス温度は８５０〜９００℃である。
【００１８】
図１において、加圧流動層ボイラ１からの排出ガスは、まず、一次サイクロン７によって粗脱塵され、二次サイクロン８により精密脱塵され、ガスタービン１０のブレードの摩耗に問題がない燃焼排ガスとして供給される。一次サイクロン７の入口側の高温ガス配管６と二次サイクロン８の出口側の高温ガス配管９の間には、一次サイクロン７と二次サイクロン８による排ガスの圧力損失があるため、排ガスの差圧が生じている。そのため、一次サイクロン７、二次サイクロン８に並列に設けたカスケードインパクター２３には、上記排ガスの差圧により排ガスが流れ、煤塵の粒径ごとに煤塵を捕集することができる。このカスケードインパクター２３により粒径ごとに捕集された煤塵は、計測器２４によりその重量が測定され、粒径分布を測定することができる。
【００１９】
図２および図３において、サイクロン入口管２５より流入したガスは、サイクロン本体２６内をガス流れ２８のように旋回しながら下降し、ダストホッパ２７付近で反転して上昇し、サイクロン出口管２１から排出される。一方、煤塵は遠心力により、ダストホッパ２７の内壁に沿って下降し、捕集灰２２として排出される。なお、２１はサイクロン出口管、２８はガス流れである。
煤塵は、サイクロン本体２６内に生じるガス流れ２８の遠心力の違いにより集塵効率が異なり、煤塵の粒径が細かいほど、集塵するために必要なガス流速を速くする必要がある。従って、煤塵の粒径が細かくなった場合は、サイクロン本体２６の入口のダンパ２９を閉じ、ガス流速を速くすることにより集塵効率を上げることができる。ダンパー２９の開閉は、カスケードインパクター２３で測定した排ガス中の煤塵の粒径分布に基づき、所定の粒径分布の範囲になるように行うが、制御装置を設けて上記信号に基づいて自動的にダンパ２９の開閉の調節することもできる。
【００２０】
例えば、煤塵の粒径が大きくなったときにはダンパ２９を開方向として排ガスのガス流速を遅くすることで、サイクロン内部のキャスタブルの摩耗を防ぎ、煤塵の粒径が細かくなったときには、ダンパ２９を閉方向とし、ガス流速を速めることで、集塵効率の低下を防ぎ、ガスタービン１０のブレードの摩耗を防ぐことができる。
このようにサイクロンの入口部にガス流速を調節するためのダンパを備え、カスケードインパクターで測定した煤塵の粒径分布に基づいてサイクロン入口の調節ダンパを開閉を調節してサイクロン入口のガス流速を、煤塵の粒径分布に適したガス流速とすることにより、燃焼させる炭種の変化および燃焼状態の変化による煤塵の粒径分布の変化によって起こる集塵効率の低下を防ぐことができ、ガスタービンのブレードの摩耗を効果的に防ぐことができる。
【００２１】
図４は、本発明の他の実施例を示す脱塵装置に使用するサイクロン容器の説明図である。図４において、サイクロン容器３３に格納されたサイクロンエレメント３２のサイクロン内筒３７には、該内筒３７を上下方向にスライドさせる内筒スライド機構３４が設けられており、サイクロンエレメント３２に供給される排ガス中のダスト性状に応じてサイクロン内筒３７の入口ダクト床面からの挿入深さを調節できるようになっている。
含塵排ガスは、容器入り口座３０より流入する。流入したガスは個々のサイクロンエレメント３２に分配流入し、サイクロン内を旋回しながら下降し、レグ３６近傍で反転上昇しサイクロン内筒３７を経て、出口プレナム３７において他のエレメントからのガスと混合され、容器出口座３１から排出される。排ガス中のダストはサイクロン内の気流旋回により壁側に移動し、壁面に到達し、捕集したダストは壁面を沿って降下し、レグ３６より容器ホッパに集合し、灰排出座３５より外部へ排出される。プラント運転中に火炉飛散ダストの粒子径またはダスト濃度等の性状が変動した場合、内筒スライド機構３４により内筒３７の挿入深さを調節することにより、プラントを停止することなく、入り口ダスト条件に対して最適な脱塵効率を得るように調節することができる。
【００２２】
すなわち、含塵排ガスは、サイクロンエレメント３２の入口に設けられたダクト床面より下方に導入されるが、内筒の挿入深さが不十分な場合には、流入したダストの一部が直ちに内筒側へショートパスしてしまい、捕集されないために、全体の脱塵効率が低下する現象が起こりうる。また、内筒を過剰に深く挿入した場合には、サイクロンの圧力損失のみ増加するが脱塵効率は頭打ちとなってプラント全体の発電効率は低下することになる。
このようなサイクロン内筒の挿入深さが脱塵効率に及ぼす影響を図５に示すサイクロンを用いて調べ、その結果を図６に示した。入り口ダクトの高さＢに対する内筒挿入深さｈの比（内筒長比）を０．０４〜０．２２の範囲で変化させて実験を行ったが、サイクロンの脱塵効率の調節に関してはサイクロン内筒の挿入深さを変化させることが有効であり、特にｈ／Ｂ＝０．１２とした際にもっとも高い脱塵効率が得られることがわかった。
内筒スライド機構３４をサイクロン容器ホッパ部に設けて内筒３７の挿入深さを調節できるようにしたサイクロン容器を図７に示したが、このようにした場合にも上記と同様の効果が得られる。
【００２３】
図８は、本発明の他の実施例を示す脱塵装置に用いるサイクロンの断面説明図であり、図９には、図８のＡ部拡大断面図、図１０には、図９のＢ−Ｂ′矢視説明図を示した。図８および図９において、高さが約２０m であるサイクロン本体４１は、サイクロン外面５０を構成するケーシング４３と、耐火材４４と、連続した網目状金物４５とを有する。連続した網目状金網アンカ４５の足部は、溶接部５２でケーシング４３に固定され、耐火材４４は、剥離・脱落を防止するために連続した網目状金物アンカ４５部に保持されている。該網目状金物に使用する材料は、使用温度により異なるので特に限定するものではないが、例えば、使用温度が８００〜９００℃になる加圧流動層ボイラ用サイクロンの場合には耐熱鋼であるＳＵＳ３１０（２５Ｃｒ２０Ｎｉ−Ｆｅ）またはＳＵＳ３０４（１８Ｃｒ８Ｎｉ）が好適に用いることができる。また溶接による固定方法にも特に限定はなく、網目状金物の形状、材質および施工する耐火物の施工厚さ、材質等により任意に選定できる。また網目状金物の網目形状には特に限定されず、例えば図１０の(a) 〜(d) に示すような四角形、六角形等の多角形または円形とすることができる。
【００２４】
サイクロン本体４１には、高温、高速でかつ高濃度の灰を含む燃焼排ガスが衝突するため、耐摩耗性が要求されており、その内面には耐火物が施工されているが、耐火物は熱衝撃性に弱く、特に、サイクロン本体内面に施工された耐火物は、起動停止時には６００℃/h以上の昇温・降温速度で急熱、急冷されるため、熱衝撃による耐火材の剥離、脱落の恐れがあるが、本発明では、上記のようにサイクロン本体の内壁に施工した耐火物は連続した網目状金網に保持され、耐火材の表面が連続した網目状の金物で覆われているため、熱衝撃による耐火材の剥離、脱落を防止することができる。
【００２５】
また、灰濃度数１０g/Nm3 の高温燃焼ガス（８００〜９００℃）が数１０m/s の流速で衝突した場合、耐火材を保持した網目状金物の露出表面が耐火材より先に摩耗、損傷して耐火材の剥離、脱落が生じるおそれがある場合には、図１１に示すように、網目状金物アンカ４５の露出表面に耐摩耗処理を施して耐摩耗層５４を設けることにより、耐火材と同等またはそれ以上の耐摩耗性を得ることができ、これにより連続した網目状金物の損傷による耐火材の剥離、脱落を防止することができる。耐摩耗層としては、肉盛り溶接方法により形成した硬化肉盛層または爆発溶射、プラズマ溶射等により形成した溶射層などが挙げられる。またあらかじめ網目状金物の表面をこれらの層を形成させたのち耐火材を覆うようにしてもよい。溶射層としてはＡｌ2 Ｏ3 、ＭｇＯ、ＺｒＯ2 またはこれらの混合物からなる皮膜が網目状の金物の熱膨張係数と同等またはそれに近い熱膨張係数を有するため好ましい。具体的には、網目状金物の熱膨張係数が１１〜１３×１０-6／℃であることから、それに近い８．０×１０-6／℃以上の熱膨張係数を有する材質であるのが好ましい。要は耐火材と同等かそれ以上の耐摩耗性を有する網目状金物で耐火材の表面を覆うようにするのが好ましい。
【００２６】
また耐火材とそれを覆っている網目状金物が同時に損傷して局部的に耐火物が剥離・脱落しても任意の位置を脱着可能な網目状金物を使用することにより、耐火材の部分補修後に容易に網目状金物の補修も行うことができる。このような網目状金網構造としては図１０の(b) に示す構造が挙げられる。図１０(b) において、連続した網目状金物アンカ４５は、一単位の六角形網目金物アンカを複数組み合わせ、隣接する網目金物同士をアンカつめ１９で固定し、任意の領域をアンカつめ１９の取外しにより脱着可能としたものである。
また図１０(c) および(d) に示すよう一単位の網目金物の内周面を平滑型としても、また凹凸を有した構造としてもよい。この場合には、網目状金物の内周面の突起部５６により耐火材４４の脱落防止効果が向上する。
耐火材の材質は特に限定するものではなく、耐摩耗性を有する耐火材一般に適用可能である。またその施工方法としては、塗り込み、打ち込み、こて塗り方法が採用でき、特に限定するものではない。さらに連続した網目状金物と耐火材の表面が面一となるように施工することにより耐火材の剥離・脱落防止の効果がさらに向上する。
【００２７】
図１２は、本発明のさらに他の実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図である。加圧流動層ボイラ（ＰＦＢＣ）用燃料としては、石炭をドライの状態で供給する方式と、ＣＷＰ（ Coal Water Paste ) として供給する方式が知られているが、ここではＣＷＰ方式を用いた場合について説明する。
図１２において、ＰＦＢＣの燃料としての原炭は、原炭バンカー６１から粗粉砕機６２に送られ、粒径２〜３mm程度に粗粉砕される。この２〜３mmの粗粉砕炭を燃料として用いる理由は、燃焼が充分に行われるためには、層内に充分な時間滞留する必要があるためである。しかし、粗粉炭のみでＣＷＰを構成すると配管での閉塞等のトラブルを誘発しやすいため、微粉砕機６３で微粉砕された微粉炭と上記粗粉炭を混練機６４で混練する。この時、脱硫剤としての石灰石が粗粒石灰石タンク６５より同時に供給され混練される。石灰石が粗粒（普通１〜３mm）で供給されるのは、層内で脱硫反応を生じさせるのに充分な滞留時間が必要なためである。このようにして混練された燃料は、ＣＷＰタンク６６に一旦貯蔵され、ＣＷＰポンプ６７で流動層内に送り込まれる。
【００２８】
燃料は流動層内で燃焼し、飛散しうる粒径になった石炭灰および脱硫剤ＣａＣＯ3 （一部脱炭酸反応で生じたＣａＯも含む）や脱硫反応生成物であるＣａＳＯ4 がフライアッシュとなって排ガスと共に高温ガス配管６８を通ってサイクロン６９や高精度脱塵装置７０（セラミックスフィルタまたは高精度サイクロン）へと運ばれ、さらにガスタービンへと導かれる。この時、高温ガス配管、サイクロンおよびガスタービンの摩耗が問題となるが、摩耗量は時間と共に増加する現象であるため、フライアッシュ組成を定期的にフライアッシュサンプリング装置７２でサンプリングし、分析装置７３で調べることにより、摩耗現象に対処することが可能である。
以下にフライアッシュ組成と摩耗現象の関係を詳しく説明する。
【００２９】
表１は、フライアッシュの化学成分および摩耗試験結果を示す図であり、小型パイロットプラントにて、種々の石炭を燃焼させ、フライアッシュを採取して高温下でフライアッシュ衝突摩耗実験を行った結果である。表１において、フライアッシュＧ、Ｈ、Ｉは小型パイロットプラントから採取したフライアッシュに微粒石英（平均粒径約４０ミクロン）を添加したものであり、フライアッシュＪは純微粒石英である。
この表１から、ライアッシュの種類によって、摩耗現象が生じたり、または摩耗は生じずフライアッシュが付着するという２つの形態に分かれることが確認できる。
【００３０】
【表１】
【００３１】
この現象はフライアッシュの組成と関連していると考え、（１）フライアッシュ組成と摩耗、付着の区別、（２）フライアッシュ組成と摩耗速度の関連を整理して図１３(a) 、(b) および(c) に示した。
すなわち、図１３における(a) は単に化学分析で得られたＳｉＯ2 と摩耗速度との関連について、(b) は摩耗を起こす主要鉱物である石英が化学分析値としてのＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3 で近似できるということを考慮して（文献：EPRI CS-5071 Report 2711-1 Final Report Feb. 1987 ”Fire Side Corrosion and Fly Ash Erosion in Boiler ”）、ＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3 の値で整理したもの、および(c) は上記石英の摩耗性に対し、Ｃａ成分としてのＣａＯ、ＣａＣＯ3 、ＣａＳＯ4 およびＦｅ2 Ｏ3 はその温度でメタルより軟らかい組成なので摩耗を抑制するとして、石英相当量（ＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3)からこの成分を差し引いたもの、具体的にはＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3 −ＣａＯ、ＣａＣＯ3 、ＣａＳＯ4 −Ｆｅ2 Ｏ3 で整理したものである。
【００３２】
図１３から、いずれの方法で整理しても摩耗および付着現象を支配する限界のパラメータ値が存在し、そのパラメータ値を用いると摩耗および付着現象を明確に判定でき、またある程度摩耗速度とも対応していることが明らかとなった。
このことは、ＰＦＢＣ排ガス系機器の摩耗をフライアッシュの組成を適切にコントロールすることで防止できることを意味している。
このフライアッシュの組成が石炭中の灰成分と脱硫剤として添加したＣａ成分に由来し、図１３(c) で示したようにコントロール可能な脱硫剤成分（Ｃａ成分）も因子として含まれていることに着目した。なお、図１３(a) 、(b) は単にＳｉＯ2 、ＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3 で整理したものであるが、脱硫剤成分を多くすれば、この両者の値は少なくなるので摩耗しない成分範囲にすることは可能である。
【００３３】
次に、フライアッシュ中の組成を摩耗しない範囲にコントロールするためにＣａ成分を添加する手段について以下述べる。
まず、Ｃａ成分としてどのような化学組成のものが適切であるかについては、脱硫作用を有しているという点でＣａＣＯ3 、ＣａＯ、Ｃａ（ＯＨ)2を添加するのが適切である。
次にＣａ成分を添加する場所としては高温ガス配管入り口（火炉出口）と火炉内に入れる２つの方式が考えられるが、脱硫反応にも寄与させるほうがより有効であるため、火炉内にいれるほうが得策である。なお、火炉内に添加するに際しては、フライアッシュとして飛散する粒径以下にするのが適切であるが、ＣａＣＯ3 の場合、空塔速度１．０m/s 、圧力８．５atg 、温度８５０℃で飛散する粒子径は約０．２mmとなる。こうした最大粒径は、粒子に作用する重力と流体から受ける浮力が釣り合う流速（終末速度）から一般に決定できる。
【００３４】
摩耗現象は、メタルより硬くしかも角ばった形状をしている石英がメタルに衝突し、引き裂き傷を生ぜしめ、これが累積して減肉していく現象であり、一方、ＣａＯ、ＣａＣＯ3 、ＣａＳＯ4 等のＣａ成分はメタルより軟らかいため、摩耗の作用はなく、むしろ表面に薄く堆積していく。
図１４にＳｉＯ2 量の大小によって摩耗が生じたり、付着が生じたりする現象のメカニズムをモデル図として示す。図１４(a) はＣａ化合物に対しＳｉＯ2 量が少ない場合のモデル図であるが、Ｃａ化合物７７の割合が多いため、メタル７５にはＣａ化合物７７が付着して薄い膜７６を形成し、温度が８５０℃と高いため軽微な焼結も生じ、膜厚δが大きくなる。従って、生成した膜の上から石英（ＳｉＯ2 ）７８が衝突するが、衝突損傷が母地のメタル７５に届かない。一方、(b) に示すようにＣａ化合物の割合が少なくなると、膜厚δが薄くなり、石英７８の衝突損傷がメタル７５に届くようになり、摩耗が進行すると考えられる。
このようにして、摩耗から付着に転ずる限界値が存在するものと考えられる。
【００３５】
次に実用実際に供給するＣａＣＯ3 の量がどの程度のものになるかについて説明する。
ＰＦＢＣ小型パイロットプラントで採取されたフライアッシュで摩耗性の最も大きなものは、ＳｉＯ2 が４４％であるが、摩耗性のないフライアッシュとするためには、上述のようにＳｉＯ2 量を４０％以下にする必要がある。
このために供給する微粒ＣａＣＯ3 の量は以下の前提をもとに計算すると、供給石炭量に対し２．３％になる。
(1) ＳｉＯ2 を４４％から４０％にするためには、ＳｉＯ2 ４４に対し、１０の割合、すなわちＳｉＯ2 に対し２３％の割合で微粒ＣａＣＯ3 を添加すれば良い。
(2) ＳｉＯ2 は全て石炭灰に由来するものであるが、Ｂ炭の場合、石炭中に灰分が１５％存在する。
(3) その灰分中にＳｉＯ2 が６５％存在する。
【００３６】
なお、脱硫剤として供給するＣａＣＯ3 の量は石炭に対し約１０％である。（Ｓ量が０．６〜１％であり、Ｃａ／Ｓ＝３から４を供給するとして）微粒石灰石タンク混入後の組成の分析を時間を経過して、数回繰り返すことにより摩耗性のない限界の組成にコントロールすることが可能である。
また、フライアッシュの分析を行うタイミングとしては、(a) 使用石炭が変わった時（灰分、ＳｉＯ2 量が変化するので）、(b) 使用脱硫剤が変わった時（脱硫剤の風化率がことなるので）、(c) 負荷変化を行った時（層高が変化するので脱硫剤の風化率が変化するので）等が考えられる。
上記では微粒石灰石をＣＷＰに混入する例について述べたが、微粒石灰石としては、ロックホッパを利用して火炉内に乾式で供給することも可能である。▲５▼混入するＣａ成分としては、ＣａＣＯ3 以外にＣａＯやＣａ（ＯＨ)2を用いることも可能である。
【００３７】
サンプルの分析装置７３としては、Ｓｉ、Ｃａ、Ａｌ、ＦｅおよびＣＯ3 根、ＳＯ4 根が分析できるものであればよいが、Ｓｉ、Ｃａ、Ａｌ、Ｆｅの分析を比較的短時間に高精度に行うには、プラズマ発光分析（ＩＣＰ）が好ましい。またＣＯ3 根やＳＯ4 の分析法としては公知の滴定法が採用できる。
分析結果から計算されるＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3 −ＣａＯ−ＣａＣＯ3 −ＣａＳＯ4 −Ｆｅ2 Ｏ3 の値が−２０％以上になれば、微粒石灰石タンク７１から混練機４に微粒石灰石を混入させて、フライアッシュ中のＣａ成分を増やすようにする。なお、組成制御指標としては、前述のようにＳｉＯ2 の値そのもの、あるいはＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3 の値を用いてもよい。
【００３８】
図１５は、本発明のさらに他の実施例を示す加圧流動層ボイラの緊急脱塵装置の説明図である。図１５において、従来技術である図２１と異なる点は、緊急減圧弁１１９の後流にサイレンサ１２１、緊急脱塵塔１２２およびミストセパレータ１２３を設け、ボイラトリップ、所内全電源停止時等の緊急時直後にも非常用ＡＣ電源なしでも、減圧時に放出されるガスを脱塵し、冷却できるようにした点である。
図１５において、ボイラトリップ等の緊急時には、圧縮機１１２およびガスタービン１１３を隔離し系統全体を減圧する必要がある。すなわち、トリップ直後、圧縮機出口弁１１１およびガスタービン入口弁１１０を閉とし、通常閉である緊急均圧弁１１８を開いて燃焼ガスと燃焼用空気を混合し均圧化させる。均圧したのち緊急減圧弁１１９を開くことにより、混合されたガスは、サイレンサ１２１を経て緊急脱塵塔１２２に導かれる。緊急脱塵塔１２２で脱塵されたガスはミストセパレータ１２３で除湿された後、大気に放出される。
【００３９】
図１６は、緊急脱塵装置の説明図である。この緊急脱塵装置は、スプレー水を供給可能な脱塵塔スプレー水上部タンク１２６を有するスプレー水循環系統と、緊急脱塵塔１２２とからなる。図１６において、緊急減圧時に放出される高温の燃焼ガスと空気の混合ガス１２５は、上部より緊急減圧管１２０に入り、脱塵塔１２２内のスプレー水中を通過して冷却および脱塵された後、緊急脱塵塔１２０下部より緊急脱塵塔出口ダクト１２４に放出される。ガス中に含まれる水分は、ミストセパレータ１２３により除去された後、大気に放出される。
所内全電源停止時を考慮し、混合ガスの脱塵および冷却を行うスプレー水１３８は、脱塵塔スプレー水上部タンク１２６に貯水しておき、緊急時、非常用ＡＣ電源が使用可能になるまでの数分の間、上部タンク出口弁１２７を開き、脱塵塔上部タンク１２６と脱塵塔スプレー１２９の水頭差により緊急脱塵塔１２２内にスプレーされる。
【００４０】
脱塵塔内を下降し混合ガス１２５中の煤塵を吸収したスプレー水１３８は、脱塵塔下部より脱塵塔出口配管１３０により非常用ＡＣ電源が停止している間の冷却水を保有できる量以上の容量を有する脱塵塔下部タンク１３１にたまる。非常用ＡＣ電源が使用可能になったら、スプレー水循環ポンプ１３２により、脱塵塔上部タンク１２６に供給され、再び脱塵塔内にスプレーされる。
スプレー水１３８は、システム全体が減圧される間、循環され、放出される混合ガス１２５の脱塵および冷却を行う。スプレー水１３８の一部は、混合ガス１２５により加熱され蒸発し、混合ガス１２５と同伴して緊急脱塵塔１２０から流出するため、減少したスプレー水量を補給するため、補給水供給配管１３６からスプレー水１３８を補給する。緊急減圧後、煤塵を含んだスプレー水１３８は、スプレー水ドレン弁１３４を開き、スプレー水ドレン配管１３５より系外にドレンされる。
【００４１】
このように、緊急脱塵塔およびスプレー水循環系を設け、緊急脱塵塔上部に設置する上部タンクにスプレー水を保有しておくことにより、緊急時に非常用ＡＣ電源が起動するより早く水頭差で緊急脱塵塔にスプレー水を供給することができるため、緊急減圧時の混合ガスが緊急脱塵塔に流入する直前にスプレー水を脱塵塔内にスプレーすることができる。また、塔内にスプレーされたスプレー水は、混合ガス中の煤塵を除塵するとともに、高温の混合ガスを冷却する。
【００４２】
図１７は、本発明のさらに他の実施例を示す加圧流動層ボイラの緊急脱塵装置の説明図である。図１７において、図１５と異なる点は、緊急減圧配管（高温ダクト）１２０内にも水タンク１２６の貯留された冷却水をスプレー配管２０２およびスプレーノズル２０３を介して散布するようにした点であり、上記図１５と同様の効果が得られる。
【００４３】
図１７において、高温排ガス（混合ガス）１２５は、噴霧された得汽笛の蒸発潜熱で冷却されるため、未蒸発分を推定して噴霧推量は必要量より多少多く投入されるのが一般的である。このようなスプレー方式の排ガス冷却機構を有する高温ダクトでは、スプレー液滴が蒸発せずに到達し衝突してできる湿潤部とスプレー液滴があたらず直接高温ガスが接触する乾燥部が生じ、これらの領域は、ガスおよびスプレー噴流の偏流や、これらの不十分な混合のために高温ダクト内に不均一に分布するのが通常であり、その部位の間で大きな温度差による熱変形が生じるため、この高温ダクト内に発生した不均一温度分布は、不定形な熱変形および大きな熱応力を発生させ、その繰り返しによりダクトが疲労損傷するが、従来技術では、この温度分布に対応する熱伸び吸収機構が考慮されておらず、高温ダクトの損傷およびそれに伴うガス漏れが予見される。
【００４４】
またダクトケーシングおよびダクト補強材は内部流体より断熱されており、温度分布もなく構造的には改良されているが、スプレー水による乾、湿繰り返しに耐えうる断熱材を適用する必要があり、また、その内面側にはスプレー噴流による摩耗に適した耐熱鋼材を用いた断熱材保護カバープレートを配することが不可欠であり、不経済な構造となる。この場合でも、カバープレートには乾湿面間で不均一温度分布が発生し、プレートが変形して、隙間からのガス流による断熱材の摩耗等の構造上の新たな問題が生じる。
またケーシングと外部補強材とは、ケーシングの周方向の伸びが拘束されないような固定点で接続されているため、ダクト周方向の一定な温度分布やケーシングと補強材との伸び差は、固定点の配置およびコーナ曲率を伸びに対して適切に設計することで、吸収可能であるが、不均一な温度分布および流れ方向の温度分布による上記問題が生じる場合がある。
【００４５】
図１８には、上記問題を解決することができる伸縮機能付き遮蔽板が設けられたダクトケーシングの構造説明図、図１９には、該ケーシングの伸びを吸収する伸縮機構部のベロー取付詳細の断面図を示した。
図１８および図１９において、高温ガスダクト２１７の周壁を構成するダクトケーシング２０１内に、流入した高温ガスを冷却するためのスプレー配管２０２が複数本ダクトケーシング２０１を貫通して取り付けられるが、このスプレー配管２０２もダクトケーシング２０１とスプレー配管２０２の熱伸び差を考慮して、先端側を移動可能な構造としてある。
【００４６】
高温ダクト２１７の内部には遮蔽板２０５が、図２０に示すようにサポート２０６にボルト２０８で取り付けられる。この遮蔽板２０５は、周方向および長手方向に分割されており、個々の遮蔽板小片は、お互いに一カ所の固定点を除き熱変形量分の余裕を持った楕円穴２１８をワッシャとボルト／ナット２０８で接続して一体化されている。この構造は、遮蔽板２０５が圧力荷重を受けない仕切板としたことで実現できたものである。この構造から、遮蔽板２０５で任意に発生する急激な温度分布も個々の遮蔽板２０５の小片が自由に移動することで、熱による塑性変形および損傷を最小にできる。しかし、この構造でも遮蔽板２０５の変形の成長や摩耗は避けられないが、分解可能な小片の組合わせ構造としたことで、任意の部分を効率的に補修できる。なお、サポート６への固定部には伸び方向に楕円穴２１８を設けて設けて、この部位も熱変位を自由とした。また、遮蔽板２０５の設置範囲としては、スプレー位置より機分上位からガスの冷却が完了する位置近傍まであれば好適である。
【００４７】
ダクトケーシング１には、遮蔽板２０５の取付け範囲を跨がって、図１９に示すようにスリット２１５が切られており、このスリット２１５に被せるようにハット型のベロー２１０が取り付けられている。この伸縮機構に使用するベロー２１０の形状は、伸縮が容易であれば特に形状上の制限はない。
この構造において、ケーシング２０１の周囲に一定間隔でダクト補強材２１１を設け、ダクト内圧によるケーシングの撓みを拘束し圧力を保持する。この補強構造でも、ダクトケーシングが補強材と関係なく周方向にスリット２１５部で変形して熱吸収可能なように、補強材はクリップ２１２でケーシングで取り付けるバックステー方式とする。
この構造によれば、ガス冷却部のダクトケーシングは高温ガスおよび冷却スプレー水に接触することがなく、過大な熱変形および熱応力から解放される。また、遮蔽板設置に伴う２次的な流れ方向の温度分布に対しても、ケーシングに追加した伸び吸収機構内のベローでその伸びが吸収され問題がない。一方、遮蔽板もその取付けおよび接合が基本的には伸び代を持ったボルト接合であり、変形および応力的に従来構造の問題が解決される。
【００４８】
このように、筒状の遮蔽板を、冷却スプレー部より上流側からガスが十分に冷却される距離の下流側まで、ダクトの内部に設け、そして、導入ガスは遮蔽板で形成される内側のみを通過し、冷却水もこの内部のみに噴霧され、遮蔽板には上述した複雑な温度分布は避けられないが、周方向および流れ方向に自由な熱伸びが可能な構造とし、仕切板としてのみ機能させるようにし、また、遮蔽板が小さな板に区切った構造とし、その各々の板が面内に自由に熱膨張できるように、伸び代を持ったボルト接合で構成することが好ましい。
また、遮蔽板の取付けにより新たにこの付近のダクトケーシングには、遮蔽板の取付部（起点）でのガス流の有無による急な温度勾配および遮蔽板の終点で残存スプレー液滴によるケーシングの乾湿差からの急な温度分布が発生するのを防止するために、周方向の熱伸び差を吸収する目的で、ダクトケーシングに流れ方向にスリット（隙間）を設け、このスリットを覆うように伸縮継ぎ手（ベロー）を取り付け、この伸縮機構は、急な温度変化が予測される遮蔽板取付領域全長を跨いで設置するのが好ましい。
【００４９】
流入した高温ガスは、遮蔽板以降は遮蔽板を通過するまでダクトケーシングには接触せず、また遮蔽板が設置された領域では、ケーシングはスプレー液滴からも隔絶されるため、ダクト内部圧力を保持する強度部材のケーシングは不均一な激しい温度変化から解放される。また、遮蔽板の設置に伴って遮蔽板の出入口部で生じる温度勾配は、ケーシングに組み込まれた上記の伸縮機構で吸収されるため、高温ガスに熱せられたケーシングと冷却後のケーシングの距離（遮蔽板の長さ）を適切に取ることで、ケーシング内の温度勾配を調節でき、大きな熱応力を避けることが可能である。
一方、内部の遮蔽板にはスプレー前後および乾湿面間で大きな温度差が生じるが、これも遮蔽板が小片を伸びが自由なボルト接合で組み立てられた構造の鋼板製となっており、大きな熱変形は阻止できる。また、熱膨張に対して、全体としても小片単位でも拘束がないため、熱応力も単独の小片板内の小さなものとなる。
なお、上記した図４〜図２０に示す装置、構造等は加圧流動層ボイラ複合発電プラントに個別に適用可能である。
【００５０】
【発明の効果】
本発明の加圧流動層ボイラ用脱塵装置および脱塵方法によれば、加圧流動層ボイラら排出される高温排ガス中の煤塵濃度を効果的に低減し、ガスタービンのブレードの摩耗等を防ぐことができるとともに、以下のような優れた効果を有する。
(1) 燃焼する炭種の違い、燃焼状態の変化、煤塵の粒径分布の変化などによる集塵効率の低下を防ぐことができ、ガスタービンのブレードの摩耗を防ぐことができる。
(2) プラント運転中に火炉飛散ダスト性状が変動した場合、プラントを停止することなく、サイクロン格納容器外部より内筒スライド機構を調節して内筒の挿入深さを調節することによって、ダスト性状に対応した最適な脱塵効率が得られる脱塵装置を提供できる。
(3) 運転中、または起動停止時にサイクロン内張耐火物壁の剥離・脱落防止に多大の効果が発揮できることから信頼性が大幅に向上する。
【００５１】
(4) 加圧流動層ボイラにおいてボイラトリップ等の緊急時に設備を保護するため空気系、ボイラおよび煙風道系統を減圧する必要があり、この際、大気に放出される高温高圧の排ガス中の煤塵を除去するとともに冷却することができる。
(5) スプレー式ガス冷却機構を有するダクトにおいて、変形が小さく構造強度的にも安定した経済的なダクトが提供できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図２】図１のサイクロンの縦断面図。
【図３】図２のサイクロンのＡ−Ａ′矢視断面図。
【図４】本発明の他の実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図５】図４のサイクロン内筒の挿入深さと脱塵効率に及ぼす影響を示す図。
【図６】図４のサイクロン内筒の挿入深さと脱塵効率に及ぼす影響を示す図。
【図７】本発明の他の実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図８】本発明の他の実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図９】図８のＡ拡大断面図。
【図１０】図９のＢ−Ｂ′矢視断面説明図。
【図１１】網目状金物上部に耐摩耗層を設けた説明図。
【図１２】本発明の他の実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図１３】フライアッシュ組成と摩耗速度の関係を示す図。
【図１４】フライアッシュ成分による摩耗の進行を示す図。
【図１５】本発明の他の一実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図１６】緊急脱塵装置の説明図。
【図１７】緊急脱塵装置の説明図。
【図１８】伸縮機能付き遮蔽板を有する高温ダクトの一部断面説明図。
【図１９】伸縮機能付き遮蔽板を有する高温ダクトの一部断面説明図。
【図２０】伸縮機能付き遮蔽板を有する高温ダクトの一部断面説明図。
【図２１】従来技術による加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図２２】従来技術のサイクロンの説明図。
【図２３】従来技術のサイクロン内壁の耐摩耗構造の説明図。
【図２４】従来技術の緊急脱塵装置の説明図。
【符号の説明】
１…加圧流動層ボイラ、２…蒸気タービン、６…高温ガス配管、７…一次サイクロン、８…二次サイクロン、９…コウオンガス配管、１０…ガスターン、１３低温集塵器、２３…カスケードインパクター、２４…計測器、２６…サイクロン本体、２７…ダストホッパ、２９…ダンパ、３２…サイクロンエレメント、３３…サイクロン容器、３４…内筒スライド機構、３７…サイクロン内筒、４１…サイクロン本体、４３…ケーシング、４４…耐火材、４５網目状金物アンカ、５３…アンカつめ、５４…耐摩耗層、５６…突起部、６４…混練機、７１…微粒石灰石タンク、７２…フライアッシュサンプリング装置、７３…フライアッシュ分析装置、７４…コントロールバルブ、１２２…緊急脱塵装置、１２３…ミストセパレータ、１２６…脱塵塔スプレ水上部タンク、２０１…ダクトケーシング、２０２…スプレー配管、２０５…遮蔽板、２１０…ベローズ、２１５…スリット、２１８…楕円穴、
【発明の属する技術分野】
本発明は加圧流動層ボイラ用脱塵装置に関し、さらに詳しくは加圧流動層ボイラから排出される高温排ガス中の煤塵濃度を効果的に低減するのに好適な加圧流動層ボイラ用用脱塵装置および脱塵方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
加圧流動層ボイラ複合発電プラントは、微粉炭燃焼ボイラの代わりに加圧下のボイラ内において微細に砕いた石炭を流動燃焼させ、流動層内に敷設された水管から発生する蒸気により蒸気タービンを駆動するとともに、ボイラより排出する高圧の燃焼排ガスによりガスタービンを駆動し、蒸気タービンとガスタービンの両方で、それぞれ発電を行うものである。
図２１は、従来技術による加圧流動層ボイラ複合発電プラントの系統図である。
【０００３】
この複合発電プラントは、石炭を流動層に供給して燃焼を行う加圧流動層ボイラ１と、該燃焼により発生した蒸気により発電を行う蒸気タービン２と、前記加圧流動層ボイラ１から排出される高温排ガスの除塵を行うサイクロン７、８と、該除塵された高温排ガスにより発電を行うガスタービン１０とを備える。
このような構成において、加圧流動層ボイラ１内での石炭の燃焼によって発生した蒸気は蒸気タービン２に供給され、蒸気タービン用発電機３により発電を行う。蒸気タービン２を駆動した蒸気は復水器４で冷却されて、ボイラ給水となり、給水ポンプ５より加圧流動層ボイラ１にボイラ給水として再供給される。また加圧流動層ボイラ１で発生した高温高圧の含塵排ガスは、高温ガス配管６より一次サイクロン７にて粗脱塵を行い、次いで二次サイクロン８にて精密脱塵を行う。二次サイクロン８より排出されるガスは、高温ガス配管９よりガスタービン１０に供給されてこれを駆動し、ガスタービン用発電機１１により発電を行う。ガスタービン１０を出た排ガスは、排ガスクーラ１２により冷却され、低温集塵装置１３で微細な煤塵が除去されて煙突１４より大気に放出される。
なお、図２１中の１５、１６はそれぞれ一次サイクロン７、二次サイクロン８を収納する格納容器、１７は空気圧縮機、１８は灰処理装置を示す。
【０００４】
上記プラントを運転するに際し、石炭の燃焼に伴って生じる煤塵によるガスタービン１０のブレードの摩耗が問題となるため、ガスタービン１０のブレードの摩耗が問題とならないように十分低いダスト濃度まで脱塵を行う必要があり、高温高圧下で使用できる遠心式集塵方法であるサイクロン型集塵器が用いられている。
しかし、このようなサイクロン型集塵器の使用により、均質な石炭を用いて燃焼しているときには、ガスタービン１０のブレードの摩耗が問題とならない程度にまでダスト濃度を下げることができるが、燃焼する炭種が違った場合、または燃焼状態の変化等により煤塵の粒径が細かくなった場合には、集塵性能が低下し、ガスタービン１０に流れ込む煤塵が多くなり、ガスタービン１０のブレードに摩耗を与えるという問題があった。
【０００５】
図２２は、サイクロン型集塵器として用いられる、複数のサイクロンを格納したサイクロン容器の説明図である。図２２において、加圧流動層ボイラから排出される、例えば平均粒径が数１０μｍの燃焼灰や石灰石等を含み、灰濃度数１０g/Nm3 の８００〜９００℃の高温の含塵ガス３９は、数１０m/s の流速でサイクロンエレメント３２に供給され、その内部での気流旋回により、脱塵され、清澄ガスがサイクロン容器３３上部のプレナム３８に集められ、サイクロン出口排ガス４０としてサイクロン容器の外部に排出される。捕集した灰３５は容器下部ホッパより重力沈降により排出される。
しかし、このようなサイクロン型集塵器では、プラント運転中に火炉飛散ダストの粒子径またはダスト濃度等の性状が変動した場合には、サイクロン自体に脱塵性能の調節機能が設けられていないため、サイクロン出口排ガス中のダスト濃度が変動するという問題点があった。このため、従来では、入り口ダスト濃度が増加する方向に変動した場合には、ガスタービンを保護するために一旦プラントの出力を下げてダスト負荷を低減するか、またはプラントを停止してサイクロンを高効率のものに取り替える等の施策が必要であった。
【０００６】
またサイクロン内壁部は、侵食性粒子を含有する約９００〜１０００℃の高温度のガスにさらされるため、耐侵食性耐火材料が施工されている（特開平３−８９９６２号公報等）。図２３は、サイクロン内壁部の耐火材構造を示す拡大説明図である。図２３において、サイクロン内壁部の耐火材４４は、水壁管５４およびフィン５４に溶接で取付けられた複数のスタッド５６およびアンカ５３により保持された構造となっている。
しかし、このような構造では、アンカ５３によって耐火材４４が部分的に保持されているだけであり、耐火材表面の剥離や脱落に対する防止策がなされておらず、剥離や脱落した耐火材が粉塵としてサイクロン出口から排出されるという問題があった。
【０００７】
また上記ガスタービン発電系において加圧流動層ボイラからガスタービンに導かれる高温高圧排ガス（温度約８５０℃、圧力８〜１０気圧）中には、石炭灰、脱硫剤としての石灰石（生石灰も一部含まれる）、脱硫反応で生じた石膏が含まれ、これらが排ガスラインの機器に摩耗損傷を与えるという問題があった（以下、上記のボイラから飛散する石炭灰、石灰石、石膏等をフライアッシュという）。この摩耗の対象となる部位には、高温ガス配管、サイクロン、ガスタービンのブレード等が含まれ、いずれも重要な機能が要求される機器である。
従来、これら機器の摩耗対策としては、耐摩耗性の優れた高級材料を選定する、摩耗のための余肉を考慮した設計を行う、摩耗が生じたら取り替えを行うことを前提として取り替えやすい構造とするといった方法が採用され、また摩耗が生じ難いようにガスの流速を遅くするなどの方法が取られていた。
しかし、上述のような対策方法では、(1) 高温ガス配管は事業用プラント（２５０〜３５０ＭＷ）では２００〜３００m の長さに及ぶので、高級材料の使用や余肉を大きくとる方式を採用するとプラント製作コストが増大する、(2) 高温ガス配管の流速を遅くすると、配管の直径が大きくなり、外表面積が増えてヒートロスが大きくなり、ガスタービン入り口の温度が下がりガスタービン効率が低下するなどの問題があった。
【０００８】
さらに従来の加圧流動層ボイラ複合発電プラントには、加圧流動層ボイラ等の異常発生に対応するための緊急減圧設備が設けられている。
図２４は、加圧流動層ボイラの緊急減圧設備の説明図である。図２４において、通常運転時には、燃焼用空気は、圧縮機１１２より空気配管１０７を経て圧力容器１０２に至る。さらに燃焼用空気は、起動用熱風炉１０３を経て火炉１０１に至る。火炉１０１で生成した燃焼ガスは、火炉出口高温ガス配管１０５、高温高圧脱塵装置１０４および脱塵装置出口高温ガス配管１０６を経て、ガスタービン１１３に至る。ガスタービン１１３を駆動した後、減圧冷却された燃焼ガスは、ガスタービン出口ダクト１１４、脱硝装置１１５、排熱回収装置１１６をへて、バグフィルタまたは電気集塵機等の低温低圧脱塵装置により脱塵され、煙突１１７より大気に放出される。なお、１０３は軌道用熱風炉である。
一方、ボイラトリップ等の緊急時には、圧縮機１１２およびガスタービン１１３を隔離し系統全体を減圧する。すなわち、トリップ直後、圧縮機出口弁１１２およびガスタービン入口弁１１３を閉とし、通常閉である緊急均圧弁１１８を開いて燃焼ガスと燃焼用空気を混合して均圧化する。均圧したのち、緊急減圧弁１１９を開いて大気に放出する。
【０００９】
しかし、通常運転時には、燃焼ガス中の煤塵は、高温高圧脱塵装置１０４と低温低圧脱塵装置１３８で脱塵され、所定の濃度で大気に放出されるが、従来の緊急減圧設備では、緊急減圧の経路に通常運転時の低温低圧脱塵装置１３８に相当する脱塵設備が設置されていないため、緊急時の短時間に通常を超える濃度の煤塵が大気に放出されることになる。また、通常時は、ガスタービン駆動により燃焼ガスは減温するが、緊急減圧時にはガスタービンに相当する機器がないため高温のガスが大気に放出されることになる。環境規制条件が厳しいプラントでは、たとえ放出時間が短時間であり、また放出総量がすくない場合でも煤塵濃度を低下させる必要がある。
このように従来設備では緊急時の脱塵性能が通常運転時と同等にすることができず、緊急時において煤塵濃度制限値を満足できないという環境面での問題があった。
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】
本発明の課題は、上記従来技術の問題点を解決し、(1)燃焼する炭種の違い、燃焼状態の変化、煤塵の粒径分布の変化などによる高温燃焼排ガスの集塵効率の低下を防止し、(2)加圧流動層ボイラの燃焼条件により火炉からの飛散ダスト性状が変動した場合でもプラントを停止することなく、脱塵性能を調節できるようにし、(3)サイクロン内壁の耐摩耗性を向上させて脱落物からの粉塵等の発生を防ぐことにより、ガスタービンに供給される高温排ガス中のダスト濃度を効果的に低減することができる加圧流動層ボイラ用脱塵装置、さらに(4)加圧流動層ボイラの緊急減圧時に大気に放出するガス中の煤塵量を規定値以下にすることができ、(5)緊急減圧時の過大な熱変形および熱応力による高温ダクト壁面の疲労損傷を防止できる加圧流動層ボイラ用脱塵装置を提供することにある。
【００１１】
【課題を解決するための手段】
本願で特許請求される発明は以下のとおりである。
（１）加圧流動層ボイラから排出される高温排ガスをサイクロンに供給し、該排ガス中の煤塵を除去した後、系外に排出する脱塵装置において、前記高温排ガス中の煤塵粒径分布を測定する測定器を備えたカスケードインパクターを前記サイクロンと並列に設け、かつ該サイクロン入口に流量調節器を設け、前記測定器で測定した排ガス中の煤塵粒径分布に基づき、該粒径分布が所定範囲になるように該流量調節器で前記サイクロンに入る排ガスの流速を調節するようにしたことを特徴とする加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（２）前記測定器により測定した高温排ガス中の煤塵粒径分布に基づき、前記サイクロンに入る排ガスの流速を自動的に調節する制御装置を設けたことを特徴とする（１）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
【００１２】
（３）前記サイクロンの排ガス出口の円筒部に、該サイクロンの排ガス入口ダクトの床面からの高さを基準として、前記円筒部の高さを調節する手段を設け、該サイクロンの脱塵性能を調節するようにしたことを特徴とする（１）または（２）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
【００１３】
（４）網目内に耐火材を保持した、連続した網目状金物で、前記サイクロン内壁を構成したことを特徴とした（１）〜（３）のいずれかに記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（５）前記連続した網目状金物の任意の領域を脱着可能としたことを特徴とする（４）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（６）前記連続した網目状金物の一単位網目の形状が多角形または円形であり、かつ耐火材が保持される内周面が平滑面または凹凸面を有することを特徴とする（４）または（５）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（７）前記連続した網目状金物の露出表面に耐摩耗層を設けたことを特徴とする（４）〜（６）のいずれかに記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（８）前記耐摩耗層が硬化肉盛層または溶射層であることを特徴とする（７）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（９）前記溶射層の皮膜が、Ａｌ2 Ｏ3 、ＭｇＯ、ＺｒＯ2 またはこれらの混合物からなることを特徴とする（８）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
【００１５】
（１０） 前記加圧流動層ボイラの緊急減圧時に排出される高温排ガスから煤塵を除去する緊急脱塵装置を設けたことを特徴とする（１）〜（９）のいずれかに記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（１１）前記緊急脱塵装置は、緊急減圧時の加圧流動層ボイラから排出される高温排ガスの除塵を行うスプレー式脱塵塔と該スプレー脱塵塔に散布する水を貯留する水タンクとを備えていることを特徴とする（１０）に記載の加圧流動層ボイラ用緊急脱塵装置。
（１２） 前記水タンクを前記スプレー式脱塵塔の上部に設け、電源停止時直後でも水頭差で該スプレー式脱塵塔に水を供給できるようにしたことを特徴とする（１１）に記載の加圧流動層ボイラ用緊急脱塵装置。
（１３）前記スプレー式脱塵塔の後流にミストセパレータを設け、除湿した排ガスを大気に放出するようにしたことを特徴とする（１１）または（１２）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
【００１６】
（１４）前記スプレー式脱塵塔に高温排ガスを供給する高温ダクト内にスプレー配管を設けるとともに、該高温ダクトの内側に熱伸び吸収機構を備えた遮蔽板を設けたことを特徴とする（１１）〜（１３）のいずれかに記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
（１５） 前記遮蔽板と遮蔽板の間に排ガス流れ方向に沿ってスリット部を設け、該スリット部に伸縮可能なベローを取り付けたことを特徴とする（１４）に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
【００１７】
【発明の実施の形態】
以下、本発明を図面により詳しく説明する。
図１は、本発明の一実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図、図２は、図１のサイクロン縦断面図、図３は、該サイクロンのＡ−Ａ′矢視断面図である。図１〜図３において、従来技術の図２１と異なる点は、サイクロン７、８をそれぞれ収納した格納容器１５、１６に並列に高温排ガス中の煤塵粒径分布を測定する測定器２４を備えたカスケードインパクター２３を設け、かつサイクロン入口にガス流量調節器としてダンパ２９を設け、該測定器２４で測定した高温排ガス中の煤塵粒径分布に基づいてダンパ２９の開閉を行うようにした点である。
加圧流動層ボイラ１より排出される燃焼排ガスには、１m3N 当たり、約３２ｇの煤塵が含まれ、煤塵の粒径はおよそ０．１〜１００μｍに分布している。ガス温度は８５０〜９００℃である。
【００１８】
図１において、加圧流動層ボイラ１からの排出ガスは、まず、一次サイクロン７によって粗脱塵され、二次サイクロン８により精密脱塵され、ガスタービン１０のブレードの摩耗に問題がない燃焼排ガスとして供給される。一次サイクロン７の入口側の高温ガス配管６と二次サイクロン８の出口側の高温ガス配管９の間には、一次サイクロン７と二次サイクロン８による排ガスの圧力損失があるため、排ガスの差圧が生じている。そのため、一次サイクロン７、二次サイクロン８に並列に設けたカスケードインパクター２３には、上記排ガスの差圧により排ガスが流れ、煤塵の粒径ごとに煤塵を捕集することができる。このカスケードインパクター２３により粒径ごとに捕集された煤塵は、計測器２４によりその重量が測定され、粒径分布を測定することができる。
【００１９】
図２および図３において、サイクロン入口管２５より流入したガスは、サイクロン本体２６内をガス流れ２８のように旋回しながら下降し、ダストホッパ２７付近で反転して上昇し、サイクロン出口管２１から排出される。一方、煤塵は遠心力により、ダストホッパ２７の内壁に沿って下降し、捕集灰２２として排出される。なお、２１はサイクロン出口管、２８はガス流れである。
煤塵は、サイクロン本体２６内に生じるガス流れ２８の遠心力の違いにより集塵効率が異なり、煤塵の粒径が細かいほど、集塵するために必要なガス流速を速くする必要がある。従って、煤塵の粒径が細かくなった場合は、サイクロン本体２６の入口のダンパ２９を閉じ、ガス流速を速くすることにより集塵効率を上げることができる。ダンパー２９の開閉は、カスケードインパクター２３で測定した排ガス中の煤塵の粒径分布に基づき、所定の粒径分布の範囲になるように行うが、制御装置を設けて上記信号に基づいて自動的にダンパ２９の開閉の調節することもできる。
【００２０】
例えば、煤塵の粒径が大きくなったときにはダンパ２９を開方向として排ガスのガス流速を遅くすることで、サイクロン内部のキャスタブルの摩耗を防ぎ、煤塵の粒径が細かくなったときには、ダンパ２９を閉方向とし、ガス流速を速めることで、集塵効率の低下を防ぎ、ガスタービン１０のブレードの摩耗を防ぐことができる。
このようにサイクロンの入口部にガス流速を調節するためのダンパを備え、カスケードインパクターで測定した煤塵の粒径分布に基づいてサイクロン入口の調節ダンパを開閉を調節してサイクロン入口のガス流速を、煤塵の粒径分布に適したガス流速とすることにより、燃焼させる炭種の変化および燃焼状態の変化による煤塵の粒径分布の変化によって起こる集塵効率の低下を防ぐことができ、ガスタービンのブレードの摩耗を効果的に防ぐことができる。
【００２１】
図４は、本発明の他の実施例を示す脱塵装置に使用するサイクロン容器の説明図である。図４において、サイクロン容器３３に格納されたサイクロンエレメント３２のサイクロン内筒３７には、該内筒３７を上下方向にスライドさせる内筒スライド機構３４が設けられており、サイクロンエレメント３２に供給される排ガス中のダスト性状に応じてサイクロン内筒３７の入口ダクト床面からの挿入深さを調節できるようになっている。
含塵排ガスは、容器入り口座３０より流入する。流入したガスは個々のサイクロンエレメント３２に分配流入し、サイクロン内を旋回しながら下降し、レグ３６近傍で反転上昇しサイクロン内筒３７を経て、出口プレナム３７において他のエレメントからのガスと混合され、容器出口座３１から排出される。排ガス中のダストはサイクロン内の気流旋回により壁側に移動し、壁面に到達し、捕集したダストは壁面を沿って降下し、レグ３６より容器ホッパに集合し、灰排出座３５より外部へ排出される。プラント運転中に火炉飛散ダストの粒子径またはダスト濃度等の性状が変動した場合、内筒スライド機構３４により内筒３７の挿入深さを調節することにより、プラントを停止することなく、入り口ダスト条件に対して最適な脱塵効率を得るように調節することができる。
【００２２】
すなわち、含塵排ガスは、サイクロンエレメント３２の入口に設けられたダクト床面より下方に導入されるが、内筒の挿入深さが不十分な場合には、流入したダストの一部が直ちに内筒側へショートパスしてしまい、捕集されないために、全体の脱塵効率が低下する現象が起こりうる。また、内筒を過剰に深く挿入した場合には、サイクロンの圧力損失のみ増加するが脱塵効率は頭打ちとなってプラント全体の発電効率は低下することになる。
このようなサイクロン内筒の挿入深さが脱塵効率に及ぼす影響を図５に示すサイクロンを用いて調べ、その結果を図６に示した。入り口ダクトの高さＢに対する内筒挿入深さｈの比（内筒長比）を０．０４〜０．２２の範囲で変化させて実験を行ったが、サイクロンの脱塵効率の調節に関してはサイクロン内筒の挿入深さを変化させることが有効であり、特にｈ／Ｂ＝０．１２とした際にもっとも高い脱塵効率が得られることがわかった。
内筒スライド機構３４をサイクロン容器ホッパ部に設けて内筒３７の挿入深さを調節できるようにしたサイクロン容器を図７に示したが、このようにした場合にも上記と同様の効果が得られる。
【００２３】
図８は、本発明の他の実施例を示す脱塵装置に用いるサイクロンの断面説明図であり、図９には、図８のＡ部拡大断面図、図１０には、図９のＢ−Ｂ′矢視説明図を示した。図８および図９において、高さが約２０m であるサイクロン本体４１は、サイクロン外面５０を構成するケーシング４３と、耐火材４４と、連続した網目状金物４５とを有する。連続した網目状金網アンカ４５の足部は、溶接部５２でケーシング４３に固定され、耐火材４４は、剥離・脱落を防止するために連続した網目状金物アンカ４５部に保持されている。該網目状金物に使用する材料は、使用温度により異なるので特に限定するものではないが、例えば、使用温度が８００〜９００℃になる加圧流動層ボイラ用サイクロンの場合には耐熱鋼であるＳＵＳ３１０（２５Ｃｒ２０Ｎｉ−Ｆｅ）またはＳＵＳ３０４（１８Ｃｒ８Ｎｉ）が好適に用いることができる。また溶接による固定方法にも特に限定はなく、網目状金物の形状、材質および施工する耐火物の施工厚さ、材質等により任意に選定できる。また網目状金物の網目形状には特に限定されず、例えば図１０の(a) 〜(d) に示すような四角形、六角形等の多角形または円形とすることができる。
【００２４】
サイクロン本体４１には、高温、高速でかつ高濃度の灰を含む燃焼排ガスが衝突するため、耐摩耗性が要求されており、その内面には耐火物が施工されているが、耐火物は熱衝撃性に弱く、特に、サイクロン本体内面に施工された耐火物は、起動停止時には６００℃/h以上の昇温・降温速度で急熱、急冷されるため、熱衝撃による耐火材の剥離、脱落の恐れがあるが、本発明では、上記のようにサイクロン本体の内壁に施工した耐火物は連続した網目状金網に保持され、耐火材の表面が連続した網目状の金物で覆われているため、熱衝撃による耐火材の剥離、脱落を防止することができる。
【００２５】
また、灰濃度数１０g/Nm3 の高温燃焼ガス（８００〜９００℃）が数１０m/s の流速で衝突した場合、耐火材を保持した網目状金物の露出表面が耐火材より先に摩耗、損傷して耐火材の剥離、脱落が生じるおそれがある場合には、図１１に示すように、網目状金物アンカ４５の露出表面に耐摩耗処理を施して耐摩耗層５４を設けることにより、耐火材と同等またはそれ以上の耐摩耗性を得ることができ、これにより連続した網目状金物の損傷による耐火材の剥離、脱落を防止することができる。耐摩耗層としては、肉盛り溶接方法により形成した硬化肉盛層または爆発溶射、プラズマ溶射等により形成した溶射層などが挙げられる。またあらかじめ網目状金物の表面をこれらの層を形成させたのち耐火材を覆うようにしてもよい。溶射層としてはＡｌ2 Ｏ3 、ＭｇＯ、ＺｒＯ2 またはこれらの混合物からなる皮膜が網目状の金物の熱膨張係数と同等またはそれに近い熱膨張係数を有するため好ましい。具体的には、網目状金物の熱膨張係数が１１〜１３×１０-6／℃であることから、それに近い８．０×１０-6／℃以上の熱膨張係数を有する材質であるのが好ましい。要は耐火材と同等かそれ以上の耐摩耗性を有する網目状金物で耐火材の表面を覆うようにするのが好ましい。
【００２６】
また耐火材とそれを覆っている網目状金物が同時に損傷して局部的に耐火物が剥離・脱落しても任意の位置を脱着可能な網目状金物を使用することにより、耐火材の部分補修後に容易に網目状金物の補修も行うことができる。このような網目状金網構造としては図１０の(b) に示す構造が挙げられる。図１０(b) において、連続した網目状金物アンカ４５は、一単位の六角形網目金物アンカを複数組み合わせ、隣接する網目金物同士をアンカつめ１９で固定し、任意の領域をアンカつめ１９の取外しにより脱着可能としたものである。
また図１０(c) および(d) に示すよう一単位の網目金物の内周面を平滑型としても、また凹凸を有した構造としてもよい。この場合には、網目状金物の内周面の突起部５６により耐火材４４の脱落防止効果が向上する。
耐火材の材質は特に限定するものではなく、耐摩耗性を有する耐火材一般に適用可能である。またその施工方法としては、塗り込み、打ち込み、こて塗り方法が採用でき、特に限定するものではない。さらに連続した網目状金物と耐火材の表面が面一となるように施工することにより耐火材の剥離・脱落防止の効果がさらに向上する。
【００２７】
図１２は、本発明のさらに他の実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図である。加圧流動層ボイラ（ＰＦＢＣ）用燃料としては、石炭をドライの状態で供給する方式と、ＣＷＰ（ Coal Water Paste ) として供給する方式が知られているが、ここではＣＷＰ方式を用いた場合について説明する。
図１２において、ＰＦＢＣの燃料としての原炭は、原炭バンカー６１から粗粉砕機６２に送られ、粒径２〜３mm程度に粗粉砕される。この２〜３mmの粗粉砕炭を燃料として用いる理由は、燃焼が充分に行われるためには、層内に充分な時間滞留する必要があるためである。しかし、粗粉炭のみでＣＷＰを構成すると配管での閉塞等のトラブルを誘発しやすいため、微粉砕機６３で微粉砕された微粉炭と上記粗粉炭を混練機６４で混練する。この時、脱硫剤としての石灰石が粗粒石灰石タンク６５より同時に供給され混練される。石灰石が粗粒（普通１〜３mm）で供給されるのは、層内で脱硫反応を生じさせるのに充分な滞留時間が必要なためである。このようにして混練された燃料は、ＣＷＰタンク６６に一旦貯蔵され、ＣＷＰポンプ６７で流動層内に送り込まれる。
【００２８】
燃料は流動層内で燃焼し、飛散しうる粒径になった石炭灰および脱硫剤ＣａＣＯ3 （一部脱炭酸反応で生じたＣａＯも含む）や脱硫反応生成物であるＣａＳＯ4 がフライアッシュとなって排ガスと共に高温ガス配管６８を通ってサイクロン６９や高精度脱塵装置７０（セラミックスフィルタまたは高精度サイクロン）へと運ばれ、さらにガスタービンへと導かれる。この時、高温ガス配管、サイクロンおよびガスタービンの摩耗が問題となるが、摩耗量は時間と共に増加する現象であるため、フライアッシュ組成を定期的にフライアッシュサンプリング装置７２でサンプリングし、分析装置７３で調べることにより、摩耗現象に対処することが可能である。
以下にフライアッシュ組成と摩耗現象の関係を詳しく説明する。
【００２９】
表１は、フライアッシュの化学成分および摩耗試験結果を示す図であり、小型パイロットプラントにて、種々の石炭を燃焼させ、フライアッシュを採取して高温下でフライアッシュ衝突摩耗実験を行った結果である。表１において、フライアッシュＧ、Ｈ、Ｉは小型パイロットプラントから採取したフライアッシュに微粒石英（平均粒径約４０ミクロン）を添加したものであり、フライアッシュＪは純微粒石英である。
この表１から、ライアッシュの種類によって、摩耗現象が生じたり、または摩耗は生じずフライアッシュが付着するという２つの形態に分かれることが確認できる。
【００３０】
【表１】
この現象はフライアッシュの組成と関連していると考え、（１）フライアッシュ組成と摩耗、付着の区別、（２）フライアッシュ組成と摩耗速度の関連を整理して図１３(a) 、(b) および(c) に示した。
すなわち、図１３における(a) は単に化学分析で得られたＳｉＯ2 と摩耗速度との関連について、(b) は摩耗を起こす主要鉱物である石英が化学分析値としてのＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3 で近似できるということを考慮して（文献：EPRI CS-5071 Report 2711-1 Final Report Feb. 1987 ”Fire Side Corrosion and Fly Ash Erosion in Boiler ”）、ＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3 の値で整理したもの、および(c) は上記石英の摩耗性に対し、Ｃａ成分としてのＣａＯ、ＣａＣＯ3 、ＣａＳＯ4 およびＦｅ2 Ｏ3 はその温度でメタルより軟らかい組成なので摩耗を抑制するとして、石英相当量（ＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3)からこの成分を差し引いたもの、具体的にはＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3 −ＣａＯ、ＣａＣＯ3 、ＣａＳＯ4 −Ｆｅ2 Ｏ3 で整理したものである。
【００３２】
図１３から、いずれの方法で整理しても摩耗および付着現象を支配する限界のパラメータ値が存在し、そのパラメータ値を用いると摩耗および付着現象を明確に判定でき、またある程度摩耗速度とも対応していることが明らかとなった。
このことは、ＰＦＢＣ排ガス系機器の摩耗をフライアッシュの組成を適切にコントロールすることで防止できることを意味している。
このフライアッシュの組成が石炭中の灰成分と脱硫剤として添加したＣａ成分に由来し、図１３(c) で示したようにコントロール可能な脱硫剤成分（Ｃａ成分）も因子として含まれていることに着目した。なお、図１３(a) 、(b) は単にＳｉＯ2 、ＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3 で整理したものであるが、脱硫剤成分を多くすれば、この両者の値は少なくなるので摩耗しない成分範囲にすることは可能である。
【００３３】
次に、フライアッシュ中の組成を摩耗しない範囲にコントロールするためにＣａ成分を添加する手段について以下述べる。
まず、Ｃａ成分としてどのような化学組成のものが適切であるかについては、脱硫作用を有しているという点でＣａＣＯ3 、ＣａＯ、Ｃａ（ＯＨ)2を添加するのが適切である。
次にＣａ成分を添加する場所としては高温ガス配管入り口（火炉出口）と火炉内に入れる２つの方式が考えられるが、脱硫反応にも寄与させるほうがより有効であるため、火炉内にいれるほうが得策である。なお、火炉内に添加するに際しては、フライアッシュとして飛散する粒径以下にするのが適切であるが、ＣａＣＯ3 の場合、空塔速度１．０m/s 、圧力８．５atg 、温度８５０℃で飛散する粒子径は約０．２mmとなる。こうした最大粒径は、粒子に作用する重力と流体から受ける浮力が釣り合う流速（終末速度）から一般に決定できる。
【００３４】
摩耗現象は、メタルより硬くしかも角ばった形状をしている石英がメタルに衝突し、引き裂き傷を生ぜしめ、これが累積して減肉していく現象であり、一方、ＣａＯ、ＣａＣＯ3 、ＣａＳＯ4 等のＣａ成分はメタルより軟らかいため、摩耗の作用はなく、むしろ表面に薄く堆積していく。
図１４にＳｉＯ2 量の大小によって摩耗が生じたり、付着が生じたりする現象のメカニズムをモデル図として示す。図１４(a) はＣａ化合物に対しＳｉＯ2 量が少ない場合のモデル図であるが、Ｃａ化合物７７の割合が多いため、メタル７５にはＣａ化合物７７が付着して薄い膜７６を形成し、温度が８５０℃と高いため軽微な焼結も生じ、膜厚δが大きくなる。従って、生成した膜の上から石英（ＳｉＯ2 ）７８が衝突するが、衝突損傷が母地のメタル７５に届かない。一方、(b) に示すようにＣａ化合物の割合が少なくなると、膜厚δが薄くなり、石英７８の衝突損傷がメタル７５に届くようになり、摩耗が進行すると考えられる。
このようにして、摩耗から付着に転ずる限界値が存在するものと考えられる。
【００３５】
次に実用実際に供給するＣａＣＯ3 の量がどの程度のものになるかについて説明する。
ＰＦＢＣ小型パイロットプラントで採取されたフライアッシュで摩耗性の最も大きなものは、ＳｉＯ2 が４４％であるが、摩耗性のないフライアッシュとするためには、上述のようにＳｉＯ2 量を４０％以下にする必要がある。
このために供給する微粒ＣａＣＯ3 の量は以下の前提をもとに計算すると、供給石炭量に対し２．３％になる。
(1) ＳｉＯ2 を４４％から４０％にするためには、ＳｉＯ2 ４４に対し、１０の割合、すなわちＳｉＯ2 に対し２３％の割合で微粒ＣａＣＯ3 を添加すれば良い。
(2) ＳｉＯ2 は全て石炭灰に由来するものであるが、Ｂ炭の場合、石炭中に灰分が１５％存在する。
(3) その灰分中にＳｉＯ2 が６５％存在する。
【００３６】
なお、脱硫剤として供給するＣａＣＯ3 の量は石炭に対し約１０％である。（Ｓ量が０．６〜１％であり、Ｃａ／Ｓ＝３から４を供給するとして）微粒石灰石タンク混入後の組成の分析を時間を経過して、数回繰り返すことにより摩耗性のない限界の組成にコントロールすることが可能である。
また、フライアッシュの分析を行うタイミングとしては、(a) 使用石炭が変わった時（灰分、ＳｉＯ2 量が変化するので）、(b) 使用脱硫剤が変わった時（脱硫剤の風化率がことなるので）、(c) 負荷変化を行った時（層高が変化するので脱硫剤の風化率が変化するので）等が考えられる。
上記では微粒石灰石をＣＷＰに混入する例について述べたが、微粒石灰石としては、ロックホッパを利用して火炉内に乾式で供給することも可能である。▲５▼混入するＣａ成分としては、ＣａＣＯ3 以外にＣａＯやＣａ（ＯＨ)2を用いることも可能である。
【００３７】
サンプルの分析装置７３としては、Ｓｉ、Ｃａ、Ａｌ、ＦｅおよびＣＯ3 根、ＳＯ4 根が分析できるものであればよいが、Ｓｉ、Ｃａ、Ａｌ、Ｆｅの分析を比較的短時間に高精度に行うには、プラズマ発光分析（ＩＣＰ）が好ましい。またＣＯ3 根やＳＯ4 の分析法としては公知の滴定法が採用できる。
分析結果から計算されるＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3 −ＣａＯ−ＣａＣＯ3 −ＣａＳＯ4 −Ｆｅ2 Ｏ3 の値が−２０％以上になれば、微粒石灰石タンク７１から混練機４に微粒石灰石を混入させて、フライアッシュ中のＣａ成分を増やすようにする。なお、組成制御指標としては、前述のようにＳｉＯ2 の値そのもの、あるいはＳｉＯ2 −１．３Ａｌ2 Ｏ3 の値を用いてもよい。
【００３８】
図１５は、本発明のさらに他の実施例を示す加圧流動層ボイラの緊急脱塵装置の説明図である。図１５において、従来技術である図２１と異なる点は、緊急減圧弁１１９の後流にサイレンサ１２１、緊急脱塵塔１２２およびミストセパレータ１２３を設け、ボイラトリップ、所内全電源停止時等の緊急時直後にも非常用ＡＣ電源なしでも、減圧時に放出されるガスを脱塵し、冷却できるようにした点である。
図１５において、ボイラトリップ等の緊急時には、圧縮機１１２およびガスタービン１１３を隔離し系統全体を減圧する必要がある。すなわち、トリップ直後、圧縮機出口弁１１１およびガスタービン入口弁１１０を閉とし、通常閉である緊急均圧弁１１８を開いて燃焼ガスと燃焼用空気を混合し均圧化させる。均圧したのち緊急減圧弁１１９を開くことにより、混合されたガスは、サイレンサ１２１を経て緊急脱塵塔１２２に導かれる。緊急脱塵塔１２２で脱塵されたガスはミストセパレータ１２３で除湿された後、大気に放出される。
【００３９】
図１６は、緊急脱塵装置の説明図である。この緊急脱塵装置は、スプレー水を供給可能な脱塵塔スプレー水上部タンク１２６を有するスプレー水循環系統と、緊急脱塵塔１２２とからなる。図１６において、緊急減圧時に放出される高温の燃焼ガスと空気の混合ガス１２５は、上部より緊急減圧管１２０に入り、脱塵塔１２２内のスプレー水中を通過して冷却および脱塵された後、緊急脱塵塔１２０下部より緊急脱塵塔出口ダクト１２４に放出される。ガス中に含まれる水分は、ミストセパレータ１２３により除去された後、大気に放出される。
所内全電源停止時を考慮し、混合ガスの脱塵および冷却を行うスプレー水１３８は、脱塵塔スプレー水上部タンク１２６に貯水しておき、緊急時、非常用ＡＣ電源が使用可能になるまでの数分の間、上部タンク出口弁１２７を開き、脱塵塔上部タンク１２６と脱塵塔スプレー１２９の水頭差により緊急脱塵塔１２２内にスプレーされる。
【００４０】
脱塵塔内を下降し混合ガス１２５中の煤塵を吸収したスプレー水１３８は、脱塵塔下部より脱塵塔出口配管１３０により非常用ＡＣ電源が停止している間の冷却水を保有できる量以上の容量を有する脱塵塔下部タンク１３１にたまる。非常用ＡＣ電源が使用可能になったら、スプレー水循環ポンプ１３２により、脱塵塔上部タンク１２６に供給され、再び脱塵塔内にスプレーされる。
スプレー水１３８は、システム全体が減圧される間、循環され、放出される混合ガス１２５の脱塵および冷却を行う。スプレー水１３８の一部は、混合ガス１２５により加熱され蒸発し、混合ガス１２５と同伴して緊急脱塵塔１２０から流出するため、減少したスプレー水量を補給するため、補給水供給配管１３６からスプレー水１３８を補給する。緊急減圧後、煤塵を含んだスプレー水１３８は、スプレー水ドレン弁１３４を開き、スプレー水ドレン配管１３５より系外にドレンされる。
【００４１】
このように、緊急脱塵塔およびスプレー水循環系を設け、緊急脱塵塔上部に設置する上部タンクにスプレー水を保有しておくことにより、緊急時に非常用ＡＣ電源が起動するより早く水頭差で緊急脱塵塔にスプレー水を供給することができるため、緊急減圧時の混合ガスが緊急脱塵塔に流入する直前にスプレー水を脱塵塔内にスプレーすることができる。また、塔内にスプレーされたスプレー水は、混合ガス中の煤塵を除塵するとともに、高温の混合ガスを冷却する。
【００４２】
図１７は、本発明のさらに他の実施例を示す加圧流動層ボイラの緊急脱塵装置の説明図である。図１７において、図１５と異なる点は、緊急減圧配管（高温ダクト）１２０内にも水タンク１２６の貯留された冷却水をスプレー配管２０２およびスプレーノズル２０３を介して散布するようにした点であり、上記図１５と同様の効果が得られる。
【００４３】
図１７において、高温排ガス（混合ガス）１２５は、噴霧された得汽笛の蒸発潜熱で冷却されるため、未蒸発分を推定して噴霧推量は必要量より多少多く投入されるのが一般的である。このようなスプレー方式の排ガス冷却機構を有する高温ダクトでは、スプレー液滴が蒸発せずに到達し衝突してできる湿潤部とスプレー液滴があたらず直接高温ガスが接触する乾燥部が生じ、これらの領域は、ガスおよびスプレー噴流の偏流や、これらの不十分な混合のために高温ダクト内に不均一に分布するのが通常であり、その部位の間で大きな温度差による熱変形が生じるため、この高温ダクト内に発生した不均一温度分布は、不定形な熱変形および大きな熱応力を発生させ、その繰り返しによりダクトが疲労損傷するが、従来技術では、この温度分布に対応する熱伸び吸収機構が考慮されておらず、高温ダクトの損傷およびそれに伴うガス漏れが予見される。
【００４４】
またダクトケーシングおよびダクト補強材は内部流体より断熱されており、温度分布もなく構造的には改良されているが、スプレー水による乾、湿繰り返しに耐えうる断熱材を適用する必要があり、また、その内面側にはスプレー噴流による摩耗に適した耐熱鋼材を用いた断熱材保護カバープレートを配することが不可欠であり、不経済な構造となる。この場合でも、カバープレートには乾湿面間で不均一温度分布が発生し、プレートが変形して、隙間からのガス流による断熱材の摩耗等の構造上の新たな問題が生じる。
またケーシングと外部補強材とは、ケーシングの周方向の伸びが拘束されないような固定点で接続されているため、ダクト周方向の一定な温度分布やケーシングと補強材との伸び差は、固定点の配置およびコーナ曲率を伸びに対して適切に設計することで、吸収可能であるが、不均一な温度分布および流れ方向の温度分布による上記問題が生じる場合がある。
【００４５】
図１８には、上記問題を解決することができる伸縮機能付き遮蔽板が設けられたダクトケーシングの構造説明図、図１９には、該ケーシングの伸びを吸収する伸縮機構部のベロー取付詳細の断面図を示した。
図１８および図１９において、高温ガスダクト２１７の周壁を構成するダクトケーシング２０１内に、流入した高温ガスを冷却するためのスプレー配管２０２が複数本ダクトケーシング２０１を貫通して取り付けられるが、このスプレー配管２０２もダクトケーシング２０１とスプレー配管２０２の熱伸び差を考慮して、先端側を移動可能な構造としてある。
【００４６】
高温ダクト２１７の内部には遮蔽板２０５が、図２０に示すようにサポート２０６にボルト２０８で取り付けられる。この遮蔽板２０５は、周方向および長手方向に分割されており、個々の遮蔽板小片は、お互いに一カ所の固定点を除き熱変形量分の余裕を持った楕円穴２１８をワッシャとボルト／ナット２０８で接続して一体化されている。この構造は、遮蔽板２０５が圧力荷重を受けない仕切板としたことで実現できたものである。この構造から、遮蔽板２０５で任意に発生する急激な温度分布も個々の遮蔽板２０５の小片が自由に移動することで、熱による塑性変形および損傷を最小にできる。しかし、この構造でも遮蔽板２０５の変形の成長や摩耗は避けられないが、分解可能な小片の組合わせ構造としたことで、任意の部分を効率的に補修できる。なお、サポート６への固定部には伸び方向に楕円穴２１８を設けて設けて、この部位も熱変位を自由とした。また、遮蔽板２０５の設置範囲としては、スプレー位置より機分上位からガスの冷却が完了する位置近傍まであれば好適である。
【００４７】
ダクトケーシング１には、遮蔽板２０５の取付け範囲を跨がって、図１９に示すようにスリット２１５が切られており、このスリット２１５に被せるようにハット型のベロー２１０が取り付けられている。この伸縮機構に使用するベロー２１０の形状は、伸縮が容易であれば特に形状上の制限はない。
この構造において、ケーシング２０１の周囲に一定間隔でダクト補強材２１１を設け、ダクト内圧によるケーシングの撓みを拘束し圧力を保持する。この補強構造でも、ダクトケーシングが補強材と関係なく周方向にスリット２１５部で変形して熱吸収可能なように、補強材はクリップ２１２でケーシングで取り付けるバックステー方式とする。
この構造によれば、ガス冷却部のダクトケーシングは高温ガスおよび冷却スプレー水に接触することがなく、過大な熱変形および熱応力から解放される。また、遮蔽板設置に伴う２次的な流れ方向の温度分布に対しても、ケーシングに追加した伸び吸収機構内のベローでその伸びが吸収され問題がない。一方、遮蔽板もその取付けおよび接合が基本的には伸び代を持ったボルト接合であり、変形および応力的に従来構造の問題が解決される。
【００４８】
このように、筒状の遮蔽板を、冷却スプレー部より上流側からガスが十分に冷却される距離の下流側まで、ダクトの内部に設け、そして、導入ガスは遮蔽板で形成される内側のみを通過し、冷却水もこの内部のみに噴霧され、遮蔽板には上述した複雑な温度分布は避けられないが、周方向および流れ方向に自由な熱伸びが可能な構造とし、仕切板としてのみ機能させるようにし、また、遮蔽板が小さな板に区切った構造とし、その各々の板が面内に自由に熱膨張できるように、伸び代を持ったボルト接合で構成することが好ましい。
また、遮蔽板の取付けにより新たにこの付近のダクトケーシングには、遮蔽板の取付部（起点）でのガス流の有無による急な温度勾配および遮蔽板の終点で残存スプレー液滴によるケーシングの乾湿差からの急な温度分布が発生するのを防止するために、周方向の熱伸び差を吸収する目的で、ダクトケーシングに流れ方向にスリット（隙間）を設け、このスリットを覆うように伸縮継ぎ手（ベロー）を取り付け、この伸縮機構は、急な温度変化が予測される遮蔽板取付領域全長を跨いで設置するのが好ましい。
【００４９】
流入した高温ガスは、遮蔽板以降は遮蔽板を通過するまでダクトケーシングには接触せず、また遮蔽板が設置された領域では、ケーシングはスプレー液滴からも隔絶されるため、ダクト内部圧力を保持する強度部材のケーシングは不均一な激しい温度変化から解放される。また、遮蔽板の設置に伴って遮蔽板の出入口部で生じる温度勾配は、ケーシングに組み込まれた上記の伸縮機構で吸収されるため、高温ガスに熱せられたケーシングと冷却後のケーシングの距離（遮蔽板の長さ）を適切に取ることで、ケーシング内の温度勾配を調節でき、大きな熱応力を避けることが可能である。
一方、内部の遮蔽板にはスプレー前後および乾湿面間で大きな温度差が生じるが、これも遮蔽板が小片を伸びが自由なボルト接合で組み立てられた構造の鋼板製となっており、大きな熱変形は阻止できる。また、熱膨張に対して、全体としても小片単位でも拘束がないため、熱応力も単独の小片板内の小さなものとなる。
なお、上記した図４〜図２０に示す装置、構造等は加圧流動層ボイラ複合発電プラントに個別に適用可能である。
【００５０】
【発明の効果】
本発明の加圧流動層ボイラ用脱塵装置および脱塵方法によれば、加圧流動層ボイラら排出される高温排ガス中の煤塵濃度を効果的に低減し、ガスタービンのブレードの摩耗等を防ぐことができるとともに、以下のような優れた効果を有する。
(1) 燃焼する炭種の違い、燃焼状態の変化、煤塵の粒径分布の変化などによる集塵効率の低下を防ぐことができ、ガスタービンのブレードの摩耗を防ぐことができる。
(2) プラント運転中に火炉飛散ダスト性状が変動した場合、プラントを停止することなく、サイクロン格納容器外部より内筒スライド機構を調節して内筒の挿入深さを調節することによって、ダスト性状に対応した最適な脱塵効率が得られる脱塵装置を提供できる。
(3) 運転中、または起動停止時にサイクロン内張耐火物壁の剥離・脱落防止に多大の効果が発揮できることから信頼性が大幅に向上する。
【００５１】
(4) 加圧流動層ボイラにおいてボイラトリップ等の緊急時に設備を保護するため空気系、ボイラおよび煙風道系統を減圧する必要があり、この際、大気に放出される高温高圧の排ガス中の煤塵を除去するとともに冷却することができる。
(5) スプレー式ガス冷却機構を有するダクトにおいて、変形が小さく構造強度的にも安定した経済的なダクトが提供できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図２】図１のサイクロンの縦断面図。
【図３】図２のサイクロンのＡ−Ａ′矢視断面図。
【図４】本発明の他の実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図５】図４のサイクロン内筒の挿入深さと脱塵効率に及ぼす影響を示す図。
【図６】図４のサイクロン内筒の挿入深さと脱塵効率に及ぼす影響を示す図。
【図７】本発明の他の実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図８】本発明の他の実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図９】図８のＡ拡大断面図。
【図１０】図９のＢ−Ｂ′矢視断面説明図。
【図１１】網目状金物上部に耐摩耗層を設けた説明図。
【図１２】本発明の他の実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図１３】フライアッシュ組成と摩耗速度の関係を示す図。
【図１４】フライアッシュ成分による摩耗の進行を示す図。
【図１５】本発明の他の一実施例を示す加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図１６】緊急脱塵装置の説明図。
【図１７】緊急脱塵装置の説明図。
【図１８】伸縮機能付き遮蔽板を有する高温ダクトの一部断面説明図。
【図１９】伸縮機能付き遮蔽板を有する高温ダクトの一部断面説明図。
【図２０】伸縮機能付き遮蔽板を有する高温ダクトの一部断面説明図。
【図２１】従来技術による加圧流動層ボイラ用脱塵装置の説明図。
【図２２】従来技術のサイクロンの説明図。
【図２３】従来技術のサイクロン内壁の耐摩耗構造の説明図。
【図２４】従来技術の緊急脱塵装置の説明図。
【符号の説明】
１…加圧流動層ボイラ、２…蒸気タービン、６…高温ガス配管、７…一次サイクロン、８…二次サイクロン、９…コウオンガス配管、１０…ガスターン、１３低温集塵器、２３…カスケードインパクター、２４…計測器、２６…サイクロン本体、２７…ダストホッパ、２９…ダンパ、３２…サイクロンエレメント、３３…サイクロン容器、３４…内筒スライド機構、３７…サイクロン内筒、４１…サイクロン本体、４３…ケーシング、４４…耐火材、４５網目状金物アンカ、５３…アンカつめ、５４…耐摩耗層、５６…突起部、６４…混練機、７１…微粒石灰石タンク、７２…フライアッシュサンプリング装置、７３…フライアッシュ分析装置、７４…コントロールバルブ、１２２…緊急脱塵装置、１２３…ミストセパレータ、１２６…脱塵塔スプレ水上部タンク、２０１…ダクトケーシング、２０２…スプレー配管、２０５…遮蔽板、２１０…ベローズ、２１５…スリット、２１８…楕円穴、
Claims (15)
- 加圧流動層ボイラから排出される高温排ガスをサイクロンに供給し、該排ガス中の煤塵を除去した後、系外に排出する脱塵装置において、前記高温排ガス中の煤塵粒径分布を測定する測定器を備えたカスケードインパクターを前記サイクロンと並列に設け、かつ該サイクロン入口に流量調節器を設け、前記測定器で測定した排ガス中の煤塵粒径分布に基づき、該粒径分布が所定範囲になるように該流量調節器で前記サイクロンに入る排ガスの流速を調節するようにしたことを特徴とする加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
- 前記測定器により測定した高温排ガス中の煤塵粒径分布に基づき、前記サイクロンに入る排ガスの流速を自動的に調節する制御装置を設けたことを特徴とする請求項１に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
- 前記サイクロンの排ガス出口の円筒部に、該サイクロンの排ガス入口ダクトの床面からの高さを基準として、前記円筒部の高さを調節する手段を設け、該サイクロンの脱塵性能を調節するようにしたことを特徴とする請求項１または２に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
- 網目内に耐火材を保持した、連続した網目状金物で、前記サイクロン内壁を構成したことを特徴とした請求項１〜３のいずれかに記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
- 前記連続した網目状金物の任意の領域を脱着可能としたことを特徴とする請求項４に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
- 前記連続した網目状金物の一単位網目の形状が多角形または円形であり、かつ耐火材が保持される内周面が平滑面または凹凸面を有することを特徴とする請求項４または５に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
- 前記連続した網目状金物の露出表面に耐摩耗層を設けたことを特徴とする請求項４〜６のいずれかに記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
- 前記耐摩耗層が硬化肉盛層または溶射層であことを特徴とする請求項７に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
- 前記溶射層の皮膜が、Ａｌ2 Ｏ3 、ＭｇＯ、ＺｒＯ2 またはこれらの混合物からなることを特徴とする請求項８に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
- 前記加圧流動層ボイラの緊急減圧時に排出される高温排ガスから煤塵を除去する緊急脱塵装置を設けたことを特徴とする請求項１〜９のいずれかに記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
- 前記緊急脱塵装置は、緊急減圧時の加圧流動層ボイラから排出される高温排ガスの除塵を行うスプレー式脱塵塔と該スプレー脱塵塔に散布する水を貯留する水タンクとを備えていることを特徴とする請求項１０に記載の加圧流動層ボイラ用緊急脱塵装置。
- 前記水タンクを前記スプレー式脱塵塔の上部に設け、電源停止時直後でも水頭差で該スプレー式脱塵塔に水を供給できるようにしたことを特徴とする請求項１１に記載の加圧流動層ボイラ用緊急脱塵装置。
- 前記スプレー式脱塵塔の後流にミストセパレータを設け、除湿した排ガスを大気に放出するようにしたことを特徴とする請求項１１または１２に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
- 前記スプレー式脱塵塔に高温排ガスを供給する高温ダクト内にスプレー配管を設けるとともに、該高温ダクトの内側に熱伸び吸収機構を備えた遮蔽板を設けたことを特徴とする請求項１１〜１３のいずれかに記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
- 前記遮蔽板と遮蔽板の間に排ガス流れ方向に沿ってスリット部を設け、該スリット部に伸縮可能なベローを取り付けたことを特徴とする請求項１４に記載の加圧流動層ボイラ用脱塵装置。
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