JP4465439B2

JP4465439B2 - 発電・冷凍システム

Info

Publication number: JP4465439B2
Application number: JP29144199A
Authority: JP
Inventors: 匠橋詰; 嘉春天野; 雅史秋葉
Original assignee: Waseda University
Current assignee: Waseda University
Priority date: 1999-09-06
Filing date: 1999-09-06
Publication date: 2010-05-19
Anticipated expiration: 2019-09-06
Also published as: JP2001073717A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は、コージェネレーションシステムとして利用し得るようにしたアンモニア・水混合媒体タービンシステムとアンモニア吸収式冷凍システムとを組み合わせてハイブリッド化した発電・冷凍システム、すなわち、アンモニア・水混合媒体を用いた発電・冷凍システムに関するものであり、特に、アンモニア・水混合媒体タービンシステムとアンモニア吸収式冷凍システムとの間でアンモニア・水混合媒体を共有させる構成により、システム全体としての動作効率を向上させ得るようにした点を特徴とするものである。
【０００２】
【従来の技術】
〔研究の経緯〕
アンモニア・水混合媒体タービンシステムに関する研究において、本願出願人および発明者は、これまでに、エネルギーの有効利用を図るべく、中・低温熱源からのエネルギー回収に有用な共通技術の一つとして、低沸点媒体を作動流体とするタービンシステム（以下、ＬＴＳという）を対象に、主としてその力学的挙動の解明を意図する研究を展開してきた。
【０００３】
〔参考文献〕
なお、この研究に関連する参考文献としては、次のものがある。
◆参考文献１：日本機械学会論文集、１９９４年、Ｂ編、Ｎｏ．６０−５２７、２８２〜２８９頁、「スチームタービンとＲ１１タービンよりなる直結型バイナリータービンシステムの力学的挙動に関する研究（第１報、システムの動的特性に関する回路論的モデル）」
【０００４】
◆参考文献２：日本機械学会論文集、１９９８年、ＩＩＩ巻、Ｎｏ．９８−１、４３７〜４３８頁、「直結型バイナリータービンシステムの力学的挙動に関する研究（第９報，Ｒ１２３を用いたシステムの動的特性）」
◆参考文献３：日本エネルギー学会、１９９８年、第７回日本エネルギー学会大会論文集、２２５〜２２８頁、「混合媒体（Ｒ１３４ａ／Ｒ１２３）を用いた直結型バイナリータービンに関する研究」
【０００５】
◆参考文献４：九州大学大型計算機センター、１９９７年発行、「流体の熱物性値プログラム・パッケージＰＲＯＰＡＴＨ」第１０巻、第２版、４５５〜４６３頁、「ＰＲＯＰＡＴＨグループ」
◆参考文献５：ＡＳＭＥ（ＴｈｅＡｍｅｒｉｃａｎＳｏｃｉｅｔｙｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｓ）Ｐａｐｅｒ、１９８８年、Ｎｏ８８−ＧＴ−１４０、「ＴｈｅＤｅｓｉｇｎｏｆａ３ＭＷＫａｌｉｎａＣｙｃｌｅＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌＰｌａｎｔ」
◆参考文献６：中部電力研究資料、第８１号，１９８８年１１月、８２〜８８頁、「アンモニア・水混合流体サイクルによる高効率発電システムの基礎研究」
◆参考文献７：三菱重工技報、Ｖｏｌ．２９−３、１９９２年５月、２１４〜２１９頁、「アンモニア・水混合流体サイクル高効率発電システムの研究」
【０００６】
◆参考文献８：「火力原子力発電」誌、１９９４年２月号、６４〜７１頁、「アンモニア・水混合流体サイクル発電試験結果」
◆参考文献９：日本機械学会、第４回動力・エネルギー技術シンポジウム論文集、１９９４年、８５〜９０頁、「アムモニア−水混合物によるカリナ・サイクルの基本特性」
◆参考文献１０：早稲田大学理工学研究所報告、Ｎｏ．８６、１９７９年、１〜１１９頁、「低沸点媒体タービンシステム研究会」
◆参考文献１１：日本機械学会編纂、１９８３年、丸善発行、「流体の熱物性値集」
【０００７】
◆参考文献１２：日本冷凍協会発行、１９８９年、「吸収冷凍機とヒートポンプ」、２３頁
◆参考文献１３：日本冷凍協会発行、１９９３年、「冷凍空調便覧Ｉ」、２１７頁
◆参考文献１４：日本エネルギー学会、第６回日本エネルギー学会大会論文集、１９９７年、２１１〜２１４頁、「混合媒体サイクルの運転動作点に関する調査」
◆参考文献１５：日本機械学会論文集、１９９４年、Ｎｏ．６０−５７８、２８２〜２８９頁、「スチームタービンとＲ１１タービンよりなる直結形バイナリータービンシステムの力学的挙動に関する研究」
【０００８】
◆参考文献１６：日本エネルギー学会、１９９７年、第６回日本エネルギー学会大会論文集、１９９〜２０２頁、「Ｒ１２３を用いた直結形バイナリータービンシステムに関する研究」
◆参考文献１７：日本機械学会、１９９８年、第８回設計工学・システム部門講演会論文集、Ｎｏ．９８−３２、５２７〜５３０頁、「混合媒体（Ｒ１３４ａ／Ｒ１２３）を用いた直結形バイナリータービンシステムの力学的挙動とそのモデル化」
◆参考文献１８：日本機械学会、１９９８年、第８回設計工学・システム部門講演会論文集、Ｎｏ．９８−３２、５２３〜５２６頁、「潜熱性熱源に対するアンモニア・水混合媒体タービンについて」
【０００９】
◆参考文献１９：特公平４−２７３６７号「エネルギー発生方法」
◆参考部分２０：日本冷凍機協会論文集、１９９４年、ＶＯＬ．２１、Ｎｏ．２、１７７〜１８７頁、「大型アンモニア低温吸収式冷凍設備の経済性評価」
◆参考文献２１：日本冷凍機協会論文集、１９９１年、８５〜８８頁、「低温大容量アンモニア吸収式冷凍プラントの能力測定方法」
【００１０】
〔研究の内容〕
ここに述べる研究の内容は、主として、参考文献１４・１８にまとめられているものである。
作動流体として用いる低沸点媒体として、初期には、参考文献１のようなＣＦＣ−１１を、最近では、参考文献２のようなＨＣＦＣ−１２３、参考文献３のようなＨＣＦＣ−１２３とＨＦＣ−１３４ａとの混合媒体を取り上げ、一方、システム形態としてはスチームタービンとその排気を熱源とするＬＴＳを組み合わせるバイナリタービンシステムを取り上げてきた。これら十数年に及ぶ研究成果を踏まえて、新たにアドバンスト・コージェネレーションシステム（ＡｄｖａｎｃｅｄＣｏ−ｇｅｎｅｒａｔｉｏｎＳｙｓｔｅｍ）（以下、ＡＣＧＳという）に関する研究を行った。
【００１１】
この研究におけるＡＣＧＳの全容については後述するが、本願発明者等は、そのボトミングサイクル、すなわち、熱力学的にみて最下位となる熱サイクルの一主要部を担う、アンモニア・水混合媒体（以下、ＡＷＭという）を作動流体とするタービンシステムの運転動作については参考文献１４にまとめ、また、同システムの出力特性については、サイクル論的視点から考察した結果、次のようなＡＣＧＳ構想にもとづくシステムの構成を参考文献１８により提案した。
【００１２】
〔ＡＣＧＳ構想の概要〕
このＡＣＧＳ構想でのシステム全体の概念図を図１０に示す。図１０の構成は、ガスタービン（Ａ）→同期発電機（Ｂ）による系統、スチームタービン（Ｃ）→ＡＷＭタービン（Ｄ）→誘導発電機（Ｅ）による系統、アンモニア吸収式冷凍機（Ｆ）、氷蓄熱システム（Ｇ）、太陽光発電システム（Ｈ）などによって構成されている。
【００１３】
そして、このＡＣＧＳの構成では、都市ガス（Ｉ）を燃料としてガスタービン（Ａ）（３００００［ｒｐｍ］／６９０［ｋＷ］）を駆動することにり、同期発電機（Ｂ）（６．６［ｋＶ］／７４０［ｋＶＡ］）から電力を得る。
【００１４】
また、ガスタービン（Ａ）の排気（５７７［℃］／１８０［ｍ３／ｍｉｎ］）は排熱回収ボイラ（Ｊ）に供給され、高圧水蒸気（Ｋ）（２［ＭＰａ］／２．２［ｔ／ｈ］）を発生する。この高圧水蒸気（Ｋ）はスチームタービン（Ｃ）（３０００［ｒｐｍ］／４５［ｋＷ］）に供給され、それによって誘導発電機（Ｅ）（４４０［Ｖ］／１３２［ｋＷ］）を駆動する。
【００１５】
スチームタービン（Ｃ）の排気（０．６［ＭＰａ］）は２つのボトミングサイクルに供給される。その１つのボトミングサイクルは、ＡＷＭを作動流体とするタービンシステム、すなわち、ＡＷＭタービンシステム（Ｄ）の熱サイクルであり、このＡＷＭタービンシステム（Ｄ）はスチームタービン（Ｃ）に直結した誘導発電機（Ｅ）の両軸（Ｅ１・Ｅ２）のうちの他方の軸（Ｅ２）に直結するように構成にしてある。
【００１６】
また、誘導発電機（Ｅ）の出力は、ガスタービン（Ａ）に直結した同期発電機（Ｂ）と連系して利用に供する。この連系には、太陽光発電システム（Ｈ）（２０ｋＷ／４００［Ｖ］）からの出力もインバータ（図示せず）を介して接続される。そして、これら３つの発電出力は独自の連系のもとに独立電源の形態を成し、その上で商電系統（Ｍ・Ｎ）に連系されており、当面は、ＡＣＧＳを設備する施設内、例えば、早稲田大学の喜久井町キャンパス内で使用しない余剰電力（Ｍ）については電力会社、例えば、東京電力に売電する。
【００１７】
他の１つのボトミングサイクルは、冷媒にアンモニア、吸収剤に水を用いる冷凍サイクル、すなわち、いわゆるアンモニア吸収式冷凍機（Ｆ）の熱サイクルであって、吸収作用を行うための作動流体、すなわち、吸収液としてＡＷＭを用いることにより、−５［℃］の冷熱（１００ＵＳＲＴ）を発生する。発生した冷熱は、一部を氷蓄熱システム（Ｇ）に供給しながら、昼間における別の所定の施設の冷房用冷熱、例えば、昼間の喜久井町キャンパスの研究棟の冷房用冷熱として利用するように構成し、夜間にはアンモニア吸収式冷凍機（Ｆ）を停止させるため、その間の冷房用冷熱は氷蓄熱システム（Ｇ）によって得るように構成する。
【００１８】
上記の２つのＡＷＭサイクル、すなわち、ＡＷＭタービンシステムにおけるＡＷＭが循環するサイクルと、アンモニア吸収式冷凍機（Ｆ）におけるＡＷＭが循環するサイクルとに対するスチームタービン（Ｃ）からの水蒸気（Ｃ１）の供給は、ＡＷＭタービンシステム（Ｄ）に対する水蒸気（Ｃ１１）と、アンモニア吸収式冷凍機に対する水蒸気（Ｃ１２）との比率が、夏季には、ほぼ１：１にされ、また、冬季には、水蒸気（Ｃ１）の大半がＡＷＭタービンシステム（Ｄ）に供給されるとともに、残りの一部が暖房用に利用される。
【００１９】
なお、上述の２つのボトミングサイクルを、いずれも、ＡＷＭを作動流体として構成したのは、将来的には、ＡＷＭを共有させてハイブリッド化した新たな発電・冷凍サイクルをもつＡＣＧＳとすることを一連の研究の目標としたためである。
【００２０】
〔ＡＷＭタービンシステム〕
ガスタービン（Ａ）の排気ガスなどの顕熱性熱源に対しては、作動流体にＡＷＭを用いるようにした図１１のＫａｌｉｎａ−１型サイクル構成と、図１２のＫａｌｉｎａ−２型サイクル構成とに示すようなカリーナサイクルが理論的に有効であることは、例えば、参考文献５などにより周知である。
【００２１】
なお、Ｋａｌｉｎａ−１型サイクル構成と、Ｋａｌｉｎａ−２型サイクル構成との動作の内容は、参考文献５〜７・参考文献１９により周知なので、ここでは、その説明を省略する。
【００２２】
そして、ＡＷＭは、蒸発する際、図１３に示すように非等温蒸発を行うため、向流型の熱交換器、例えば、図１１の低圧凝縮器のように熱交換する各流体を対向方向に流通するようにした熱交換器を用いて熱交換を行う場合、熱源と作動流体との温度差を小さくでき、水あるいはアンモニア単体を用いた場合よりも高い熱回収を実現できることが知られている。
【００２３】
これらのカリナーサイクルを、そのまま水蒸気のような潜熱性熱源に対して用いた場合には、図１４に示すように、顕熱性熱源の場合とは違い、ＡＷＭを用いる有効性は低いことも知られている。
【００２４】
そこで、本願発明者等は、ＡＣＧＳにおけるボトミングサイクルとしての機能と役割とを十分に留意した図１５に示すようなＷ−ＭＴＳ型サイクル構成を提案するとともに、次のような〔サイクル論的算定調査〕により、主として、潜熱性熱源に対するＷ−ＭＴＳ型サイクル構成の有効性を明らかにした。
【００２５】
図１５のＷ−ＭＴＳ型サイクル構成における主要部分は、図２１のような参考文献１４における混合媒体サイクルのフローと同様の構成になっており、回収熱交換器（Ｒｅｃｕｐｅｒａｔｏｒ）の部分は、参考文献１４では再生器と言っている部分に相当するものである。
【００２６】
まず、図２１の混合媒体サイクルのフローにおける動作を説明すると、高圧凝縮器からのＡＷＭの基準濃度の液が高圧ポンプによって蒸発器に圧送され、蒸発器で全量が気化し、ＡＷＭタービンに流入する。ＡＷＭタービンを出た蒸気は、回収熱交換器、すなわち、再生器で予冷された後に、セパレータからのＡＷＭの低濃度液で稀釈されてＡＷＭの中濃度の蒸気になり、低圧凝縮器に流入する。
【００２７】
そして、ＡＷＭの中濃度の蒸気を低圧凝縮器で凝縮して得られるＡＷＭの中濃度の液の一部は、回収熱交換器、すなわち、再生器で予熱された後にセパレータに流入して、ＡＷＭの高濃度蒸気と低濃度液とに分離される。
【００２８】
さらに、高濃度蒸気は高圧凝縮器・蒸発器を経て再びＡＷＭタービンへ、また、前者の低濃度液は減圧弁・低圧凝縮器・高圧凝縮器・蒸発器を経てＡＷＭタービンへという循環を繰り返す。
【００２９】
図１５のＷ−ＭＴＳ型サイクルの構成では、図２１のセパレータがセパレータ１の部分になっており、さらに、高圧凝縮器と蒸発器との間に予熱器１・予熱器２を、蒸発器とＡＷＭタービンとの間にセパレータ１を設けるとともに、セパレータ１・セパレータ２からのＡＷＭの液を予熱器１・予熱器２と各減圧弁（ｅ）を通した後に低圧凝縮器に流入させるように変更している。
【００３０】
〔サイクル論的算定調査〕
サイクル論的算定調査として、上記の参考文献５により開示された上記のＫａｌｉｎａ−１型サイクル構成と、Ｋａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）と、上記のＷ−ＭＴＳ型サイクル構成とに対して、各システムでの出力特性の算定調査を行った。
【００３１】
この算定において仮定した条件は次のとおりである。
（１）タービンでは等エントロピー変化とする。
（２）ポンプでは等エントロピー変化とする。
（３）減圧弁（ｅ）においては等エンタルピー変化とする。
（４）ピンチ点温度差、すなわち、各熱交換部分におけるＡＷＭにもとづく流体と他の流体との間における最小の温度差は１０［Ｋ］とする。
（５）ＡＷＭは凝縮器出口（ｄ）において飽和液とする。
（６）配管、熱交換器などにおける圧力損失は無視する。
（７）セパレータにおいては乾き飽和蒸気と飽和液とに完全に分離する。
【００３２】
そして、この仮定にもとづき、図１９・図２０に示すような顕熱性熱源と潜熱性熱源を対象に算定を行った。なお、ＡＷＭの物性値は上記の参考文献４に記載された内容を用いて導いている。
【００３３】
〔顕熱性熱源についての考察〕
システム出力を、［システム出力］＝［タービン出力］−［ポンプ動力］として、算定した顕熱性熱源を用いた場合におけるシステム出力の算定結果を図１６に示す。この算定によって、Ｋａｌｉｎａ−１型サイクル構成とＷ−ＭＴＳ型サイクル構成との各セパレータ入口（ａ）の温度と、Ｋａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）とＷ−ＭＴＳ型サイクル構成との各タービン入口（ｂ）の圧力には、蒸発器入口（ｃ）の濃度をパラメータとするとき、それぞれシステム出力が最大となる最適点が存在することを見出した。
【００３４】
そして、図１６は、蒸発器入口（ｃ）の濃度とシステム出力の関係を示したものあり、図１６によれば、Ｗ−ＭＴＳ型サイクル構成とＫａｌｉｎａ−１型サイクル構成では、蒸発器入口（ｃ）の濃度０．６［ｋｇ／ｋｇ］で最大値をとり、また、Ｋａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）では、蒸発器入口（ｃ）の濃度が高いほどシステム出力が上がることがわかる。
【００３５】
また、Ｗ−ＭＴＳ型サイクル構成では、Ｋａｌｉｎａ−１型サイクル構成およびＫａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）に比べ、システム出力は同一の濃度に対していずれも高く、濃度０．６［ｋｇ／ｋｇ］では、Ｋａｌｉｎａ−１型サイクル構成に比べて約１６％、Ｋａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）に比べて約２８％の向上が得られている。
【００３６】
したがって、上記の参考文献１８で提案したＷ−ＭＴＳ型サイクル構成は、顕熱性熱源に対して、上記の参考文献５によるＫａｌｉｎａ−１型サイクル構成およびＫａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）よりもシステム効率において優位性があるといえる。
【００３７】
〔潜熱性熱源についての考察〕
潜熱性熱源を用いた場合のシステム出力の算定結果を図１７に示す。この場合にも、算定によってＫａｌｉｎａ−１型サイクル構成とＷ−ＭＴＳ型サイクル構成とのセパレーター入口（ａ）の温度と、Ｋａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）とＷ−ＭＴＳ型サイクル構成のタービン入口（ｂ）の圧力とには、蒸発器入口（ｃ）の濃度をパラメータにとったときに、それぞれ、システム出力が最大となる最適点が存在することを見出した。
【００３８】
そして、この算定結果をもとに、図１６と同様に整理したものが図１７であり、図１７によれば、Ｗ−ＭＴＳ型サイクル構成、Ｋａｌｉｎａ−１型サイクル構成、Ｋａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）では、いずれも水単体、アンモニア単体に近い程システム出力が向上していることがわかる。
【００３９】
これは蒸発器での交換熱量が、図１４に示すように、蒸発器入口（ｃ）の濃度においては、あまり差異がなく、サイクル効率の傾向がそのままシステム出力の傾向となるためである。
【００４０】
しかし、当然のことながら、蒸発器入口（ｃ）の濃度が水単体に近づくにしたがい、タービン出口（ｆ）の圧力は負圧となり、タービン出口（ｆ）での体積流量の著しい増加をもたらす。一方、蒸発器入口（ｃ）の濃度がアンモニア単体に近づくにしたがい、タービン入口（ｂ）の圧力が著しく高圧になる。したがって、各機器の設計、システムの運転等を留意すると、蒸発器入口（ｃ）の濃度は０．４〜０．７［ｋｇ／ｋｇ］とするのが妥当と考えられる。
【００４１】
また、Ｗ−ＭＴＳ型サイクル構成では、Ｋａｌｉｎａ−１型サイクル構成よりも、そのシステム出力が高く、Ｋａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）と比べても、若干ではあるがシステム出力が高い。さらに、Ｗ−ＭＴＳ型サイクル構成とＫａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）とのタービン入口（ｂ）の圧力とシステム出力の関係を図１８に示す。図１８において、同一の出力と濃度のもとでは、Ｗ−ＭＴＳ型サイクル構成によればタービン入口（ｂ）の圧力を低くすることができることがわかる。
【００４２】
したがって、Ｗ−ＭＴＳ型サイクル構成は、潜熱性熱源の場合においても、従来のＫａｌｉｎａ−１型サイクル構成およびＫａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）よりも、システム効率において優位性があるといえる。
【００４３】
ここで、図１３・図１４における２次媒体とは、図１１・図１２・図１５の各蒸発器に与えられる水蒸気（ｇ）を１次媒体としたときには、図１１・図１２・図１５の構成におけるＡＷＭの循環系全体を指すものであることは言うまでもない。
【００４４】
上記の結果から、アンモニア・水混合媒体を用いたＫａｌｉｎａ−１型サイクル構成と、Ｋａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）と、Ｗ−ＭＴＳ型サイクル構成について、主としてシステム出力の算定を行った範囲では、Ｗ−ＭＴＳ型サイクル構成の方が、顕熱性熱源のみならず、潜熱性熱源に対しても高い優位性をもつわけである。
【００４５】
つまり、顕熱性熱源を用いた場合には、Ｋａｌｉｎａ−１型サイクル構成とＫａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）とに比較して、Ｗ−ＭＴＳ型サイクル構成のシステム出力では約１６％、約２８％向上され、また、潜熱性熱源を用いた場合には、Ｋａｌｉｎａ−１型サイクル構成と比較して約２８％向上されるとともに、Ｋａｌｉｎａ−２型サイクル構成（地熱用）と比較した場合には、同一の出力と濃度においてタービン入口（ｂ）の圧力を低く抑えうるなど、Ｗ−ＭＴＳ型サイクル構成の方が優れている。
【００４６】
【発明が解決しようとする課題】
上述の従来技術において、ＡＷＭタービンシステムにおけるＡＷＭを循環するサイクルと、アンモニア吸収式冷凍機におけるＡＷＭを循環するサイクルとによる２つのボトミングサイクルを、作動流体とするＡＷＭを共有して、ＡＣＧＳの一助とするハイブリッド化した構成を得るには、ＡＷＭタービンシステムの如何なる部分におけるＡＷＭの流動と、アンモニア吸収式冷凍機の如何なる部分におけるＡＷＭの流動とを連携づければ、最も効率のよいコージェネレーションシステム（Ｃｏ−ｇｅｎｅｒａｔｉｏｎＳｙｓｔｅｍ）（以下、ＣＧＳという）を提供し得るかという課題がある。
【００４７】
【課題を解決するための手段】
この発明は、上述のような、アンモニア・水混合媒体（以下、ＡＷＭという）を作動流体とするタービンシステム（以下、ＡＷＭタービンシステムという）と、前記ＡＷＭを吸収液とするアンモニア吸収式冷凍システムとを組み合わせてハイブリッド化した発電・冷凍システムであって、前記ＡＷＭタービンシステムの出口から流出するＡＷＭを凝縮する凝縮部分（低圧凝縮器１１２）に向けて前記ＡＷＭタービンシステムの予熱部分(予熱器１２０、１２１）から流出し前記ＡＷＭタービンシステムの出口から流出するＡＷＭに合流する前記ＡＷＭ１２０ｘ、１２１ｘを分流して、前記アンモニア吸収式冷凍システムの吸収部分における前記ＡＷＭ２１２ｘに合流する合流手段１０２、１０１と、前記凝縮部分から流出する前記ＡＷＭ１１２ｘを分流して、前記アンモニア吸収式冷凍システムの吸収部分（吸収器２１２）から流出した前記ＡＷＭ（以下、吸収流出ＡＷＭという）２１２ｙに合流する合流手段１０３と、前記吸収流出ＡＷＭ２１２ｙを分流して、前記ＡＷＭタービンシステムの前記凝縮部分に流入する前記ＡＷＭ１１２ｙに合流する合流手段２０１とを具備することを特徴とする発電・冷凍システムであり、さらにアンモニア吸収式冷凍システムの吸収部分から流出するＡＷＭの全溶液流量に対する、ＡＷＭタービンシステムの前記凝縮部分へ分流するＡＷＭの溶液流量の比で定義する流量比（Ｒｈ）が０．５を越えないようにして、システム効率の向上を可能にして、上述の課題を解決し得るようにしたものである
【００４８】
【発明の実施の形態】
この発明の実施の形態として、上記の従来技術におけるＡＷＭタービンとアンモニア吸収式冷凍機との組み合わせ構成、すなわち、ハイブリッドシステムに、この発明を適用した実施例を説明する。
【００４９】
【実施例】
以下、図１〜図９により実施例を説明する。ここで、図１のＡＷＭハイブリッドシステム５００におけるＡＷＭタービンシステム１００の部分は図２のＡＷＭタービンシステム１００と同一の構成、また、アンモニア吸収式冷凍システム２００の部分は図３のアンモニア吸収式冷凍システム２００と同一の構成をもつ部分であり、さらに、図２のＡＷＭタービンシステム１００の部分は、上記の従来技術における図１５のＷ−ＭＴＳ型サイクル構成のタービンを図１０のＡＷＭタービンシステム（Ｄ）として、図１０の誘導発電機（Ｅ）を連結した構成に相当するものである。
【００５０】
そして、図３のアンモニア吸収式冷凍システム２００における主要部分の構成は、同図の構成から明らかなように、参考文献２０・２１におけるアンモニア吸収式冷凍設備の構成と同様の構成になっているので、その動作を参考文献２０・２１の記載にもとづいて説明すると、発生器２１５で蒸発したアンモニア蒸気は、吸収器２１２で稀溶液に吸収されて、アンモニア濃溶液になる。
【００５１】
このアンモニア濃溶液は、溶液ポンプ２１３により高圧の発生器２１５に送られる。アンモニア濃溶液は発生器２１５で加熱され、アンモニアと水の混合蒸気が発生する。このＡＷＭの蒸気は精溜塔２１１で高純度のアンモニア蒸気になり、その後、凝縮器で液化される。液化されたアンモニアは蒸発器で再び蒸発する。発生器で生じた稀溶液は、溶液熱交換器で濃溶液により冷却されて吸収器に入り、再びアンモニア蒸気を吸収するという循環動作を行う。なお、上記の説明における蒸気・稀溶液・濃溶液・混合蒸気などは、図３のアンモニア吸収式冷凍システム２００では、ＡＷＭでの蒸気・稀溶液・濃溶液・混合蒸気などに相当することは言うまでもない。また、図３の構成におけるサブクーラ（Ｓｕｂｃｏｏｌｅｒ）の部分は、参考文献２０・２１では冷媒過冷却器と言っている部分に相当するものである。
【００５２】
〔ハイブリッドシステムの概要〕
図１のＡＷＭハイブリッドシステム５００におけるＡＷＭタービンシステム１００とアンモニア吸収式冷凍システム２００とのハイブリッド化は、ハイブリッドシステムの構成単位となる両システムが個々に当該システムとして有効であるものとし、これら両システムは、いずれも単独システムとしての実用運転に供し得ることを前提にして構成したものであり、図２のＡＷＭタービンシステム１００と、図３のアンモニア吸収式冷凍システム２００とにおける●印の箇所をハイブリッド化のための分流点とし、×印の箇所をハイブリッド化のための合流点としているものである。
【００５３】
そして、このハイブリッド化により、ＡＷＭハイブリッドシステム５００を発電機能と冷凍機能と備えるＣＧＳとして構成したものであって、図１に示すように、ＡＷＭタービンシステム１００からアンモニア吸収式冷凍システム２００へのＡＷＭの流れを、流路１０１・１０２・１０３による３系統の合流によって行うとともに、アンモニア吸収式冷凍システム２００からＡＷＭタービンシステム１００へのＡＷＭの流れを流路２０１による１系統の合流によって行うことにより、これら両システムにおけるボトミングサイクルのハイブリッド化を実現しているものである。
【００５４】
つまり、これらの分流と合流とは、主として、ＡＷＭタービンシステム１００に対してはタービン１１１の出口（ｆ）側に対するＡＷＭの低濃度溶液の供給を行い、アンモニア吸収式冷凍システム２００に対しては精溜塔２１１に対するＡＷＭの高濃度溶液の供給を行うことによって、両システムの能力向上を図ることを基本概念としているものである。
【００５５】
そして、概括的には、上述のようなアンモニア・水混合媒体、すなわち、ＡＷＭを作動流体とするタービンシステム、すなわち、ＡＷＭタービンシステム１００と、同様のＡＷＭを吸収液とするアンモニア吸収式冷凍システム２００とを組み合わてハイブリッド化した発電・冷凍システム、すなわち、ＡＷＭハイブリッドシステム５００において、ＡＷＭタービンシステム１００の予熱部分、例えば、予熱器１２０・１２１から低圧凝縮部分、例えば、低圧凝縮器１１２側へ流出するＡＷＭ１２０ｘ・１２１ｘをアンモニア吸収式冷凍システム２００の吸収部分、例えば、吸収器２１２におけるＡＷＭ２１２ｘに合流し、また、ＡＷＭタービンシステム１００の低圧凝縮部分、例えば、低圧凝縮器１１２から流出するＡＷＭ１１２ｘをアンモニア吸収式冷凍システム２００の吸収部分、例えば、吸収器２１２から流出したＡＷＭ２１２ｙに合流し、さらに、アンモニア吸収式冷凍システム２００の吸収部分、例えば、吸収器２１２から流出したＡＷＭ２１２ｙをＡＷＭタービンシステム１００の低圧凝縮部分、例えば、低圧凝縮器１１２に流入するＡＷＭ１１２ｙに合流するようにした各合流手段を設けたことを特徴とした構成を有するものである。
【００５６】
〔算定調査〕
ここで、単位システムとしてのＡＷＭタービンシステム１００とアンモニア吸収式冷凍システム２００を、それぞれ単独運転する場合と、ハイブリッド化したＡＷＭハイブリッドシステム５００として運転する場合とについて、出力特性の比較を行うことにより、ハイブリッド化の有効性を確認する。
【００５７】
この確認は、次のような算定調査により行ったものであり、ハイブリッド化の度合いは、アンモニア吸収式冷凍システム２００の吸収器２１２から流出するＡＷＭの全溶液流量と、ＡＷＭタービンシステム１００の低圧凝縮器１１２へ分流するＡＷＭの溶液流量の比で定義する流量比（Ｒ_ｈ）によって表し、また、ＡＷＭタービンシステム１００の出力の評価は、タービン１１１の出力からポンプ動力、すなわち、低圧ポンプ１１３と高圧ポンプ１１４に要する動力を除いたシステム出力（Ｗ_Ｔ）によって行ったものである。
【００５８】
そして、算定時の主たる仮定は、次のようになっている。
（１）タービン１１１の有効効率は４０％とする。
（２）アンモニア吸収式冷凍システム２００の能力は１００ＵＳＲＴ（一定）とする。
（３）ポンプ１１３・１１４・２１３の前後では等エントロピー変化を行うものとする。
（４）減圧弁１１・１１６・２１４の前後では等エンタルピー変化を行うものとする。
（５）配管、熱交換器等での熱・圧力損失はないものとする。
（６）セパレータ１１７・１１８では乾き飽和蒸気と飽和液とに分離する。
（７）供給水蒸気（ｇ）（０．７［ＭＰａ］／２．２［ｔ／ｈ］）は乾き飽和蒸気とする。
（８）冷却水入口（ｎ）の温度は３２［℃］とする。
（９）ブライン出口（ｒ）の温度は−５［℃］とする。
【００５９】
なお、各熱交換部分におけるピンチ点温度差Δθｐ、すなわち、各熱交換部分におけるＡＷＭにもとづく流体と他の流体との間における最小の温度差は個々に異なるものとし、実用に則して定めている。そして、算定結果を図４〜図９に示す。
【００６０】
〔ＡＷＭハイブリッドシステムの評価〕
図４は上記の算定結果における流量比（Ｒ_ｈ）＝０．５までの運転が可能であって、その範囲では、流量比（Ｒ_ｈ）の増加が、ＡＷＭタービンシステム１００のシステム効率と、アンモニア吸収式冷凍システム２００の成績係数（ＣｏｆｆｆｉｃｉｅｎｔＯｆＰｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ）（以下、ＣＯＰという）との両方の向上に有効であることがわかる。
【００６１】
つまり、ＡＷＭタービンシステム１００とアンモニア吸収式冷凍システム２００とを別個の２つの単位システムとして単独で運転する場合と比較すると、システム出力で４．２％、ＣＯＰで６．７％の向上が得られるので、ハイブリッド化の意義が十分認められることになる。
【００６２】
また、流量比（Ｒ_ｈ）＝０．５以上では、ＡＷＭタービンシステム１００において、タービン１１１の出口（ｆ）側へのＡＷＭの低濃度溶液の供給が著しく損なわれ、例えば、一部の管路で逆流するなどの不都合が生ずるので、動作点として採用し難いことになる。
【００６３】
これらのことは、図５における算定結果によって、さらに、明らかである。つまり、図５は、流量比（Ｒ_ｈ）の変化にもとづく、ＡＷＭタービンシステム１００における蒸発器１１９のピンチ点温度差Δθｐ＝１０［Ｋ］に対する熱交換量Ｑ_ＴＥと、アンモニア吸収式冷凍システム２００における発生器２１５のピンチ点温度差Δθｐ＝１０［Ｋ］に対する交換熱量Ｑ_ＲＤとの関係を示しており、図５によれば、ハイブリッド化によって発生器２１５への供給する水蒸気（ｇ）の量は減少するので、アンモニア吸収式冷凍システム２００に対する水蒸気（ｇ）をその量だけ削減することができ、その削減分をＡＷＭタービンシステム１００に供給することが可能になり、これによって、ＡＷＭタービンシステム１００のシステム効率と、アンモニア吸収式冷凍システム２００のＣＯＰとの両方の向上が同時に可能になるわけである。
【００６４】
次に、ＡＷＭの熱的諸元の動作を判断するために、アンモニア冷凍システム２００中におけるＡＷＭのアンモニア蒸発温度θ_ＲＥを対象として、システム出力との関係に対する算定結果を図６に、ＣＯＰとの関係に対する算定結果を図７に、また、交換熱量Ｑ_ＴＥとの関係に対する算定結果を図８に、熱交換料Ｑ_ＲＤとの関係に対する算定結果を図９に示す。
【００６５】
これら図６〜図９よれば、蒸発温度θ_ＲＥの上昇がシステム出力及びＣＯＰの向上をもたらすことがわかる。しかし、上述のように、蒸発温度θ_ＲＥの上昇に伴い、両方のシステムの運転に対する有効な動作点の範囲が縮小することに留意を要する。
【００６６】
以上の算定結果から、ＡＷＭハイブリッドシステム５００では、両方のシステムの運転に対する有効な動作点の範囲が狭くなる点を除けば、図４〜図９の算定結果のようにパラメータとなる多くの要素が、ＡＷＭタービンシステム１００とアンモニア吸収式冷凍システム２００とに相乗的に作用するので、全システム、すなわち、ＡＷＭハイブリッドシステム５００の有効性の向上に結びつくことになるわけである。
【００６７】
【発明の効果】
この発明によれば、以上のように、ＣＧＳ、すなわち、コージェネレーションシステムのボトミングサイクルを構成するＡＷＭタービンシステムとアンモニア吸収式冷凍システムとにおいて、作動流体とするＡＷＭをタービンシステムとアンモニア吸収式冷凍システムとで共有するようにした発電・冷凍システムにすることで、コージェネレーションシステム全体として動作効率を向上させた構成を提供することができるなどの特長がある。
【図面の簡単な説明】
図面中、図１〜図９はこの発明の実施例を、図１０〜図２１は従来技術を示し、各図の内容は次のとおりである。
【図１】全体ブロック構成図
【図２】要部ブロック構成図
【図３】要部ブロック構成図
【図４】要部動作特性図
【図５】要部動作特性図
【図６】要部動作特性図
【図７】要部動作特性図
【図８】要部動作特性図
【図９】要部動作特性図
【図１０】全体ブロック構成図
【図１１】要部ブロック構成図
【図１２】要部ブロック構成図
【図１３】要部動作特性図
【図１４】要部動作特性図
【図１５】要部ブロック構成図
【図１６】要部動作特性図
【図１７】要部動作特性図
【図１８】要部動作特性図
【図１９】要部動作条件図
【図２０】要部動作条件図
【図２１】要部ブロック構成図
【符号の説明】
１００ＡＷＭタービンシステム
１０１流路
１０２流路
１０３流路
１１２低圧凝縮器
１１２ｘＡＷＭ
１１２ｙＡＷＭ
１１３低圧ポンプ
１１４高圧ポンプ
１１９蒸発器
１２０予熱器
１２０ｘＡＷＭ
１２１予熱器
１２１ｘＡＷＭ
１１１ＡＷＭタービン
２００アンモニア吸収式冷凍システム
２０１流路
２１１精溜塔
２１２吸収器
２１２ｘＡＷＭ
２１２ｙＡＷＭ
２１３溶液ポンプ
２１４減圧弁
２１５発生器
５００ＡＷＭハイブリッドシステム（発電・冷凍システム）
（Ａ）ガスタービン
（Ｂ）同期発電機
（Ｃ）スチームタービン
（Ｃ１）水蒸気
（Ｃ１１）水蒸気
（Ｃ１２）水蒸気
（Ｄ）ＡＷＭタービンシステム
（Ｅ）誘導発電機
（Ｅ１）軸
（Ｅ２）軸
（Ｆ）アンモニア吸収式冷凍機
（Ｇ）氷蓄熱システム
（Ｈ）太陽光発電システム
（Ｉ）都市ガス
（Ｊ）排気ガスボイラ
（Ｋ）高圧水蒸気
（Ｍ）売電
（Ｎ）買電
（ａ）セパレータ入口
（ｂ）タービン入口
（ｃ）蒸発器入口
（ｄ）凝縮器出口
（ｅ）減圧弁
（ｆ）タービン出口
（ｇ）加熱側流体
（ｎ）冷却水入口
（ｒ）ブライン出口

Claims

アンモニア・水混合媒体（以下、ＡＷＭという）を作動流体とするタービンシステム（以下、ＡＷＭタービンシステムという）と、前記ＡＷＭを吸収液とするアンモニア吸収式冷凍システムとを組み合わせてハイブリッド化した発電・冷凍システムであって、
前記ＡＷＭタービンシステムの出口から流出するＡＷＭを凝縮する凝縮部分に向けて前記ＡＷＭタービンシステムの予熱部分から流出し前記ＡＷＭタービンシステムの出口から流出するＡＷＭに合流する前記ＡＷＭを分流して、前記アンモニア吸収式冷凍システムの吸収部分における前記ＡＷＭに合流する合流手段と、
前記凝縮部分から流出する前記ＡＷＭを分流して、前記アンモニア吸収式冷凍システムの吸収部分から流出した前記ＡＷＭ（以下、吸収流出ＡＷＭという）に合流する合流手段と、
前記吸収流出ＡＷＭを分流して、前記ＡＷＭタービンシステムの前記凝縮部分に流入する前記ＡＷＭに合流する合流手段とを具備することを特徴とする発電・冷凍システム。
アンモニア吸収式冷凍システムの吸収部分から流出するＡＷＭの全溶液流量に対する、ＡＷＭタービンシステムの前記凝縮部分へ分流するＡＷＭの溶液流量の比で定義する流量比（Ｒｈ）が０．５以下となるようにすることを特徴とする請求項１に記載の発電・冷凍システム。