JP5723819B2 - 改質器および燃料電池発電装置 - Google Patents

Description

本発明の実施形態は、改質器および燃料電池発電装置に関する。

燃料電池発電装置は、改質器で生成した水素を、燃料電池本体において直接電気エネルギーに変換するシステムである。このシステムは化学反応による発電であるために発電効率が高く、汚染物質の排出および騒音が少なく、環境性に優れた発電装置として評価されている。

改質器内には改質触媒層を配した改質部が備えられており、炭化水素系などの改質燃料と蒸発器で発生させた水蒸気との改質反応により水素を含む改質ガスを生成する。改質反応は高温での吸熱反応であるため、起動時には改質触媒層を運転温度まで昇温させる必要があり、また、運転中は改質触媒層を加熱し続ける必要がある。そのため、一般に改質器はバーナとバーナ燃焼空間を備えており、可燃ガスを燃焼させることで起動時および運転時に改質触媒に熱を供給する。

改質部から導出された改質ガスには高濃度の一酸化炭素を含むため、シフト反応器により一酸化炭素濃度を低下させる。シフト反応器の下流では、ＰＲＯＸ部にてＰＲＯＸ空気と選択酸化反応させる、メタネーション反応器で一酸化炭素と水素からメタンを発生させる、などの方法で、更に一酸化炭素濃度を低減させることもある。また、蒸発器で発生させる水蒸気量を増加させる目的で、蒸発器への給水を予熱する給水予熱器を備えることもある。

特許第４０６３４３０号明細書

改質器は燃料から一酸化炭素濃度が低い水素リッチガスを製造することを目的としており、そのエネルギー効率である改質効率は生成した水素リッチガスの発熱量とバーナ熱量との差と、燃料の発熱量との比で表される。従って、改質効率の高い改質器を実現するためには、より少ない熱量で、より多くの水素リッチガスを発生させるように構成することが望まれる。

しかしながら、既存の改質器の構成では無駄な放熱が多く、改質効率を向上させることが難しい。

発明が解決しようとする課題は、改質効率を向上させることが可能な改質器および燃料電池発電装置を提供することにある。

実施形態の改質器は、炭化水素系燃料と水蒸気との混合ガスを導入して水素リッチガスを生成する改質部と、前記混合ガスの生成に使用される水蒸気を発生する蒸発器と、前記改質部から生成される水素リッチガスとの熱交換により前記混合ガスを加熱する予熱器と、少なくとも前記予熱器から導出される水素リッチガス中の一酸化炭素を化学反応により低減する機能を有する低温反応部と備えている。前記蒸発器、前記改質部、および前記予熱器は、この順序で配列しており、且つそれぞれの周囲に断熱材を備え、当該配列の方向である第１の方向と直交する第２の方向における前記改質部の幅が、前記第２の方向における前記蒸発器の幅もしくは前記予熱器の幅の少なくとも一方よりも小さい。

第１の実施形態に係る改質器を横から見た場合の概略構成を示す側面図。 同実施形態に係る改質器を上から見た場合の概略構成を示す上面図。 第２の実施形態に係る改質器を上から見た場合の概略構成を示す上面図。 第３の実施形態に係る改質器を横から見た場合の概略構成を示す側面図。 同実施形態に係る改質器を上から見た場合の概略構成を示す上面図。 第４の実施形態に係る改質器を横から見た場合の概略構成を示す側面図。 第５の実施形態に係る改質器を上から見た場合の概略構成を示す上面図。

以下、図面を参照して、実施の形態について説明する。

（第１の実施形態）
第１の実施形態に係る燃料電池発電装置に備えられる改質器について図１および図２を参照して説明する。

図１は、第１の実施形態に係る改質器を横から見た場合の概略構成を示す側面図である。図２は、同実施形態に係る改質器を上から見た場合の概略構成を示す上面図である。

なお、当該改質器において蒸発器外周断熱材８ａが配置される側の面を「前面」と呼び、ＰＲＯＸ４ｄが配置される側の面を「後面」と呼び、前面から見て左側の面（改質器左側面断熱材８ｇが配置される側の面）を「左側面」と呼び、前面から見て右側の面（改質器右側面断熱材８ｈが配置される側の面）を「右側面」と呼ぶ。

矩形の蒸発器２は、改質器の最も前面側に配置され、高温側が改質器外周に向かう面に配され、低温側が反対側に配される。その後面側に円筒形の改質部１が配置され、その後面側に矩形の予熱器３が、高温側が改質部１に配され低温側が反対側に配されるよう配置される。予熱器３の後面側に低温反応部４が配置される。低温反応部４の内部では、脱硫器４ａが最も前面側に配置され、その後面側に低温シフト反応器第一段４ｂ、低温シフト反応冷却器４ｅ、低温シフト反応器第二段４ｃ、ＰＲＯＸ４ｄがこの順に配置されている。これらの下方に給水予熱器５が配置される。

改質器外周と蒸発器２との間には、蒸発器外周断熱材８ａが配置される。蒸発器２と改質部１との間には蒸発器−改質部間断熱材８ｂが配置される。改質部１と予熱器３との間には改質部−予熱器間断熱材８ｃが配置される。予熱器３と脱硫器４ａとの間には予熱器−低温反応部間断熱材８ｄが配置される。改質器左側面外周から、蒸発器２、予熱器３及び低温反応部４の左端部までの間には改質器左側面断熱材８ｇが配置される。改質器右側面外周から、蒸発器２、予熱器３及び低温反応部４の右端部までの間には改質器右側面断熱材８ｈが配置される。改質部１左側面と改質器左側面断熱材８ｇとの間には、改質部左側面断熱材８ｅが配置される。改質部１右側面と改質器右側面断熱材８ｈとの間には、改質部右側面断熱材８ｆが配置される。

図１および図２から分かるように、蒸発器２、改質部１、予熱器３、および低温反応部４は、この順序で配列している。ここで、当該配列の方向である第１の方向と直交する第２の方向における改質部１の幅は、上記第２の方向における蒸発器２の幅もしくは予熱器３の幅の少なくとも一方よりも小さくなるように構成される。図２の例では、蒸発器２、予熱器３、および低温反応部４のそれぞれの幅は同じであり、改質部１の幅はそれらよりも小さくなっている。このようにする構成することにより、改質部１の左側および右側に、改質器左側面断熱材８ｇおよび改質器右側面断熱材８ｈに加えて、改質部左側面断熱材８ｅおよび改質部右側面断熱材８ｆを更に配置することが可能となるため、左側面および右側面から外部への無駄な放熱を極力抑えることができ、また、改質部１からの放熱を蒸発器２もしくは予熱器３へ効果的に伝えて回収させることができる。

図１に示されるように、改質燃料６ａは低温反応部４に含まれる脱硫器４ａに導入され、含有される硫黄系有機化合物が分解され、吸着除去された後、蒸発器２で発生した水蒸気と混合され、予熱器３の低温側に導入される。予熱器３に導入された改質燃料６ａは、高温側を流通する水素リッチガスと熱交換し昇温された後、改質部１の改質反応部１ｃに導入される。改質反応部１ｃではバーナ燃焼空間１ｂからの加熱により改質燃料を水素リッチガスに変換する次式、
Ｃ_ｎＨ_ｍ＋ｎＨ_２Ｏ→ｎＣＯ＋（ｍ／２＋ｎ）Ｈ_２
に示される改質反応が進行する。改質部１から導出された水素リッチガスは予熱器３の高温側に導入され、改質燃料６ａと水蒸気の混合ガスを予熱した後、低温シフト反応器第一段４ｂに導入される。

ここで、
ＣＯ＋Ｈ_２Ｏ→ＣＯ_２＋Ｈ_２
の水性ガスシフト反応により、燃料電池に有害なＣＯを減じ、燃料電池の燃料であるＨ２を増やす。低温シフト反応器第一段４ｂから導出された水素リッチガスは、低温シフト反応器第二段４ｃに導入され、低温シフト反応冷却器４ｅに冷却されながら、更にＣＯを減じＨ２を増加させた後、シフト反応器出口ガス６ｃとして導出される。シフト反応器出口ガス６ｃはＰＲＯＸ空気６ｄと混合された後、ＰＲＯＸ入口ガス６ｅとしてＰＲＯＸ４ｄに導入される。ＰＲＯＸ４ｄでは
ＣＯ＋１／２Ｏ_２→ＣＯ_２
の選択酸化反応が進行し、燃料電池に有害なＣＯを１０ｐｐｍ以下まで減じ、改質器出口ガス６ｆとして導出する。選択酸化反応で発生する熱は、図示しない空冷冷却ファンなどの冷却手段により適切に除去し、温度が過剰に上昇することにより副反応が進行するリスクを防ぐ。

一方、改質水６ｂは給水予熱器５の低温側に導入され、バーナ排ガスとの熱交換により予熱された後、蒸発器２の低温側に導入され、蒸発器２での熱交換により過熱水蒸気となった後、脱硫器４ａを通過した改質燃料６ａと混合される。

バーナ空気７ａおよびバーナ燃料７ｂは、円筒形の改質部１に組み込まれているバーナ１ａに導入され、バーナ燃焼空間１ｂにて燃焼される。バーナ排気ガスは改質反応部１ｃ内の触媒層を加熱した後、蒸発器２に導入され、改質水を加熱して水蒸気を発生し過熱させる。蒸発器２から導出されたバーナ排気ガスは低温シフト反応冷却器４ｅを通過し、低温シフト反応器第二段４ｃを通過する水素リッチガスとの熱交換により昇温される。低温シフト反応冷却器４ｅから導出されたバーナ排気ガスは給水予熱器５の高温側に導入され、改質水６ｂとの熱交換により温度が低下した後、改質器バーナ出口ガス７ｃとして改質器外に排出される。

次に、各流体の流れに沿って反応器の温度について説明する。
まず、改質燃料６ａの流れに沿って説明すると、脱硫器４ａは硫黄系有機化合物を分解、吸着除去する反応を発生させるため、２００〜３００℃の温度を維持することが必要であり、これを予熱器３及び低温シフト反応器第一段４ｂからの伝熱により維持している。脱硫器４ａの下流に位置する予熱器３の低温側は、脱硫器４ａからの改質燃料と蒸発器２からの水蒸気が混合されて導入される。改質燃料は２００〜３００℃であり、水蒸気は１５０〜３５０℃なので、予熱器３の入口温度は１５０〜３５０℃である。改質燃料と水蒸気の混合ガスは、予熱器３での熱交換により改質反応が開始する３５０〜４５０℃にまで昇温される。

改質燃料と水蒸気の混合ガスは改質部１の改質反応部１ｃ内の改質触媒層に導入された後、バーナ排気ガスからの伝熱により、出口に向かって昇温されながら吸熱反応である改質反応が進み、水素リッチガスに変換される。改質反応部１ｃのガス相温度は入口で４００〜５００℃だが、出口では改質反応に好適な６００〜７００℃にまで昇温される。改質触媒層から導出された６００〜７００℃の水素リッチガスは、改質触媒層の外側かつ改質部１の外表面の内側に配置された再生室１ｄを改質触媒層と熱交換しながら降温し、４００〜５００℃で導出される。このため、改質部の外表面の温度は、再生室１ｄ入口で６００〜７００℃、出口で４００〜５００℃になる。

再生室１ｄから導出された４００〜５００℃の水素リッチガスは、予熱器３の高温側に導入され、低温側を流通する改質燃料と水蒸気の混合ガスと熱交換し、２００〜３００℃に降温する。

予熱器３の高温側から導出された２００〜３００℃の水素リッチガスは、低温シフト反応器第一段４ｂに導入される。低温シフト反応器第一段４ｂでは水性ガスシフト反応による発熱があるが、隣接する脱硫器４ａ及び低温シフト反応冷却器４ｅへの伝熱により、出口温度は２００〜３００℃に保たれる。

低温シフト反応器第一段４ｂから導出された２００〜３００℃の水素リッチガスは、低温シフト反応器第二段４ｃに導入される。低温シフト反応器第二段４ｃでは水性ガスシフト反応による発熱があるが、隣接する低温シフト反応冷却器４ｅ及びＰＲＯＸ４ｄへの伝熱により、出口温度は１００〜２５０℃に降温する。

低温シフト反応器第二段４ｃから導出された１００〜２５０℃のシフト反応器出口ガス６ｃは、図示しない冷却器で１００℃以下に冷却された後、ＰＲＯＸ空気６ｄと混合され、ＰＲＯＸ入口ガス６ｅとしてＰＲＯＸ４ｄに導入される。ＰＲＯＸ４ｄ入口でのガス温度は１００℃以下であり、出口では選択酸化反応の発熱により１００〜２００℃に昇温された後、改質器出口ガス６ｆとして導出される。

次に、改質水の流れに沿って温度を説明する。給水予熱器５の低温側入口の温度は給水される水の温度だが、多くの場合給水予熱器５内で沸騰が始まるので、出口では流路の圧力に対応する沸点まで温度が上昇し、１００℃強に達する。続いて蒸発器２に導入されると、入口から途中までは沸騰のため１００℃強一定だが、沸騰が完了し過熱され始めると温度が上昇する。ここで、水蒸気が十分過熱されず、二相流のまま蒸発器２から導出されると、脱硫器４ａに水が逆流して脱硫器４ａの機能を阻害する可能性がある。一方で、水蒸気の温度が高いことは、昇温のため多くのバーナ燃料４ｂを投入していることを意味し、エネルギー効率の上で望ましくない。このため、改質器の運転条件を適切に設定することで、過熱された水蒸気の温度が１５０〜３５０℃の間になるよう調整することが望ましい。

次に、バーナ排気ガスの流れに沿って温度を説明する。バーナ燃焼空間１ｂで燃焼されたバーナ排気ガスは、改質触媒層との熱交換により降温し、改質部１出口では３００〜５００℃になる。改質部１から導出されたバーナ排気ガスは、蒸発器２の高温側に導入され、改質水と熱交換し沸騰させることにより１００℃強にまで冷却される。蒸発器２の高温側から導出された１００℃強のバーナ排気ガスは、低温シフト反応冷却器４ｅに導入され、低温シフト反応器第一段４ｂ及び低温シフト反応器第二段４ｃとの熱交換により１５０〜２００℃にまで昇温される。低温シフト反応冷却器４ｅから導出された１５０〜２００℃のバーナ排気ガスは、給水予熱器５の高温側に導入され、改質水と熱交換し沸騰を開始させることにより１００℃強まで冷却された後、改質器バーナ出口ガス７ｃとして導出される。

次に、各反応器の表面温度を説明する。各反応器の表面温度は内部を流通する流体の温度に相当している。

矩形である蒸発器２の、蒸発器外周断熱材８ａに面する高温側の表面温度は、バーナ排気ガスの入口が３００〜５００℃、出口が１００℃強である。蒸発器２の、蒸発器−改質部間断熱材８ｂに面する低温側の表面温度は、改質水の入口が１００℃強、出口が１５０〜３５０℃である。

円筒形である改質部１の、蒸発器−改質部間断熱材８ｂに接する面の表面温度は、再生室１ｄのガス温度に相当する。従って、再生室１ｄ入口近傍の表面が６００〜７００℃、出口近傍の表面が４００〜５００℃になる。改質部−予熱器間断熱材８ｃに接する面の表面温度も同様に、再生室１ｄ入口近傍の表面が６００〜７００℃、出口近傍の表面が４００〜５００℃になる。

矩形である予熱器３の、改質部−予熱器間断熱材８ｃに面する側は、高温側である。従って、水素リッチガスの入口側が４００〜５００℃、出口側が２００〜３００℃である。予熱器３の、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄに面する側は、低温側である。従って、表面温度は、改質燃料と水蒸気の混合ガスの入口側が１５０〜３５０℃、出口側が３５０〜４５０℃である。

矩形である脱硫器４ａの、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄに面する側の表面温度は、内部のガス温度と同様２００〜３００℃である。

矩形である低温シフト反応器第一段４ｂの表面温度は、内部のガス温度と同様、水素リッチガスの入出口とも２００〜３００℃である。

矩形である低温シフト反応器第二段４ｃの表面温度は、内部のガス温度と同様、水素リッチガスの入口側が２００〜３００℃、出口側が１００〜２５０℃である。

矩形であるＰＲＯＸ４ｄの表面温度は、内部のガス温度と同様、水素リッチガスの入口側が１００℃以下、出口側が１００〜２００℃である。

給水予熱器５は、高温側であるバーナ排気ガス流路を、低温側である改質水の水室が囲う構成である。このため、表面温度は沸騰している改質水温度と同様、１００℃強である。

各反応器の温度は上記の通りであり、改質部１表面が最も高温である。流通する流体が改質部１に供給する蒸発器２と予熱器３を改質部１前後に配置することにより、改質部１からの伝熱を回収しエネルギー効率を上げることができる。また、蒸発器外周断熱材８ａ、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ、改質部−予熱器間断熱材８ｃ、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄを配置することで、それぞれの反応器を適正な温度に保つことができる。

次に、各断熱材の表面温度を説明する。断熱材の表面温度は、隣接する反応器の表面温度に相当する。

蒸発器外周断熱材８ａの前面側表面温度は改質器外表面温度だが、後面側表面温度は蒸発器２の高温側表面温度と同様でありバーナ排気ガスの入口が３００〜５００℃、出口が１００℃強である。従って、蒸発器外周断熱材８ａの厚み方向の温度差は、改質器外表面温度を５０℃としてバーナ排気の入口が２５０〜４５０℃、出口が約５０℃になる。

蒸発器−改質部間断熱材８ｂの前面側表面温度は、蒸発器２の低温側表面温度と同様、改質水の入口が１００℃強、出口が１５０〜３５０℃である。後面側表面温度は、再生室１ｄの入口近傍の表面が６００〜７００℃、出口近傍の表面が４００〜５００℃になる。図１から明らかなように、蒸発器２の改質水流路は入口が下側で出口が上側、再生室１ｄは入口が下側で出口が上側なので、蒸発器−改質部間断熱材８ｂの厚み方向温度差は、下側で５００〜６００℃、上側で５０〜３５０℃である。

改質部−予熱器間断熱材８ｃの前面側表面温度は改質部１表面温度と同様であり、再生室１ｄの入口近傍の表面が６００〜７００℃、出口近傍の表面が４００〜５００℃になる。後面側表面温度は、予熱器３高温側の表面温度と同様であり、水素リッチガスの入口側が４００〜５００℃、出口側が２００〜３００℃である。図１から明らかなように、再生室１ｄは入口が下側で出口が上側、予熱器３高温側流路は入口が上側で出口が下側なので、改質部−予熱器間断熱材８ｃの厚み方向温度差は、下側で３００〜５００℃、上側で０〜１００℃である。

予熱器−低温反応部間断熱材８ｄの前面側表面温度は、予熱器３低温側の表面温度と同様であり、燃料と水蒸気の混合ガスの入口側が１５０〜３５０℃、出口側が３５０〜４５０℃である。後面側表面温度は、脱硫器４ａの表面温度と同様であり、２００〜３００℃である。従って、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄの厚み方向温度差は、予熱器３側を高温として−５０〜２５０℃である。

改質器左側面断熱材８ｇの右側面表面温度は各反応器により相違し、最高は予熱器３高温側の上部４００〜５００℃、最低はＰＲＯＸ５入口の１００℃以下である。内部に最大４００℃の温度差があるので、左側面表面温度も場所によって変わるが、表面温度が高温であると外部への放熱が増大しエネルギー効率の上で不利となるので、各反応器間の温度の相違に関わらず雰囲気温度＋１５℃〜３５℃となるよう、断熱材厚みを調整することが通例である。これは改質器右側面断熱材８ｈについても同様である。

改質部左側面断熱材８ｅの右面側表面温度は、改質部１表面温度と同様であり、下側が６００〜７００℃、上側が４００〜５００℃になる。左側表面温度は、改質器左側面断熱材８ｇの右側面表面温度に等しい。改質器左側面断熱材８ｇの左側面において、改質部１に相当する位置がほかの部分より高温となり、放熱源となることはエネルギー効率の上で不利となる。従って、改質器左側面断熱材８ｇ左側面の改質部１に相当する位置の温度は、他の反応器と同じかより低いことが望ましい。よって、全点で予熱器３高温側の上部４００〜５００℃と同じか、より低温であることが望ましい。これは改質部右側面断熱材８ｆについても同様である。

本実施形態における望ましい各断熱材の厚みの相関関係について説明する。

まず、改質部１に着目する。改質部１は蒸発器−改質部間断熱材８ｂ、改質部−予熱器間断熱材８ｃ、改質部左側面断熱材８ｅ、改質部右側面断熱材８ｆで囲まれている。

蒸発器−改質部間断熱材８ｂの厚み方向の温度差は、前述の通り下側で５００〜６００℃、上側で５０〜３５０℃である。一方、改質部−予熱器間断熱材８ｃの厚み方向温度差は、下側で３００〜５００℃、上側で０〜１００℃である。蒸発器−改質部間断熱材８ｂの温度差は、改質部−予熱器間断熱材８ｃに比べて大きい。

改質部１側の表面温度に大きな相違があると、周方向に応力が発生して耐久性に影響するリスクがあるため、大きな差がないよう設計することが望ましい。

従って、蒸発器−改質部間断熱材８ｂの熱抵抗を、改質部−予熱器間断熱材８ｃと同じか、より高くする必要がある。改質部−予熱器間断熱材８ｃの最小厚みを、蒸発器−改質部間断熱材８ｂの最小厚みと同じかより小さくすることで、改質部１の表面温度の周方向の差を抑えることができる。

蒸発器−改質部間断熱材８ｂを通過する改質部１からの伝熱は、蒸発器２の低温側を加熱し、水蒸気の熱として改質部１に戻る。また、改質部−予熱器間断熱材８ｃを通過する伝熱は、予熱器３の高温側を加熱し、予熱器３の低温側への伝熱により改質部１に戻るか、低温シフト反応器第一段４ｂ入口温度を上昇させて反応温度の維持に使用される。

一方、改質部左側面断熱材８ｅもしくは改質部右側面断熱材８ｆを通過する改質部１からの伝熱は、改質器左側面断熱材８ｇもしくは改質器右側面断熱材８ｈを通過して改質器外に放熱される。エネルギー効率の上から、改質部左側面断熱材８ｅ及び改質部右側面断熱材８ｆの熱抵抗が、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ及び改質部−予熱器間断熱材８ｃの熱抵抗より大きく、厚い必要がある。図２から明らかなように、改質部左側面断熱材８ｅの厚みと改質部右側面断熱材８ｆの厚みの和は、蒸発器２及び予熱器３の左右方向幅から改質部１の最大直径を引いた値に等しい。これらを定式化すると、次のようになる。

（蒸発器２及び予熱器３の左右方向幅）−（改質部１の最大直径）
＝（改質部左側面断熱材８ｅ厚み）＋（改質部右側面断熱材８ｆ厚み）
≧２×ｍｉｎ（（改質部左側面断熱材８ｅ厚み），（改質部右側面断熱材８ｆ厚み））
＞２×ｍａｘ（（蒸発器−改質部間断熱材８ｂ厚み），（改質部−予熱器間断熱材８ｃ厚み））
更にこれを変形して整理すると、次のようになる。

（蒸発器２及び予熱器３の左右方向幅）
＞（改質部１の最大直径）＋２×ｍａｘ（（蒸発器−改質部間断熱材８ｂ厚み），（改質部−予熱器間断熱材８ｃ厚み））
すなわち、蒸発器２及び予熱器３の左右方向幅が、改質部１の最大直径に、蒸発器−改質部断熱材８ｂ厚みもしくは改質部−予熱器間断熱材８ｃ厚みのいずれか大きい方の２倍を加えた値より大きいことが、改質部１から改質器外への放熱を抑えるための必要条件である。

次に、蒸発器２に着目する。蒸発器２の前面側には蒸発器外周断熱材８ａが配置され、後面側には蒸発器−改質部間断熱材８ｂが配置される。

蒸発器２の熱収支では、蒸発器−改質部間断熱材８ｂを通じて熱を受け取り、蒸発器外周断熱材８ａを通じて放熱する。蒸発器２での水蒸気発生と過熱を維持するためには、入熱に比べて放熱を抑える必要がある。蒸発器−改質部間断熱材８ｂ最小厚みを、蒸発器外周断熱材８ａ最小厚みより小さくすることで、蒸発器外周断熱材８ａの熱抵抗を蒸発器−改質部間断熱材８ｂの熱抵抗より大きくでき、蒸発器１からの放熱を入熱より低く抑えることができる。

次に、予熱器３に着目する。予熱器３の前面側には改質部−予熱器間断熱材８ｃが配置され、後面側には予熱器−低温反応部間断熱材８ｄが配置される。

予熱器３の熱収支では、改質部−予熱器間断熱材８ｃを通じて熱を受け取り、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄを通じて放熱する。改質反応部１ｃに供給するガスの温度を４００〜５００℃に維持するためには、予熱器３温度を維持する必要があり、入熱に比べて放熱を抑える必要がある。改質部−予熱器間断熱材８ｃ最小厚みを、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄ最小厚みより小さくすることで、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄの熱抵抗を改質部−予熱器間断熱材８ｃの熱抵抗より大きくでき、予熱器３からの放熱を入熱より低く抑えることができる。

第１の実施形態によれば、例えば改質部１を矩形の蒸発器２と予熱器３で挟みこむ構成において次のような利点がある。第一に蒸発器２及び予熱器３の左右幅の範囲で改質部左側面断熱材８ｅ及び改質部右側面断熱材８ｆの厚みを確保できるので、改質器外周の左右幅は蒸発器２及び予熱器３の幅で決まり、改質部１の断熱が原因で改質器全体の左右幅が増大することがない。第二に改質部左側面断熱材８ｅ及び改質部右側面断熱材８ｆの厚みを確保しても、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ及び改質部−予熱器間断熱材８ｃの厚み増大につながらないため、改質部１の断熱が原因で改質器全体の前後長さが増大することはない。上記のような構成により、必要な断熱を確保しながら改質器全体の表面積増大を抑えて改質器外表面からの放熱を抑制し、エネルギー効率を増大させることができる。

（第２の実施形態）
第２の実施形態に係る燃料電池発電装置に備えられる改質器について図３を参照して説明する。なお、前述の各実施形態と共通する要素には同一の符号を付し、重複する説明を省略する。

図３は、第２の実施形態に係る改質器を上から見た場合の概略構成を示す上面図である。

第２の実施形態は、第１の実施形態と比べ、給水予熱器５が配置される位置が異なる。

給水予熱器５は、改質部１の、蒸発器２にも予熱器３にも面しない位置に配置される。

図３の例では、給水予熱器５が改質部１の左側面に配置されているが、右側面に配置されてもよい。給水予熱器５の改質部１に向かう面は低温側であり、改質器外周に向かう面は高温側である。

給水予熱器５を第２の実施形態のように配置すると、第１の実施形態の場合に比べ、給水予熱器５の形状に上下方向の制約が少なく配置しやすいこと、配管接続のための空間が取りやすいため、本実施形態では図示しないがシフト反応器出口ガス６ｃを追加熱源として利用することが可能であること、後述する改質部１からの伝熱を利用することでエネルギー効率の上昇が見込めることが利点として挙げられる。

改質器外周と蒸発器２との間には、蒸発器外周断熱材８ａが配置される。蒸発器２と改質部１との間には蒸発器−改質部間断熱材８ｂが配置される。改質部１と予熱器３との間には改質部−予熱器間断熱材８ｃが配置される。予熱器３と脱硫器４ａとの間には予熱器−低温反応部間断熱材８ｄが配置される。改質器左側面外周から、蒸発器２、予熱器３、低温反応部４及び給水予熱器５の左端部までの間には改質器左側面断熱材８ｇが配置される。改質器右側面外周から、蒸発器２、予熱器３及び低温反応部４の右端部までの間には改質器右側面断熱材８ｈが配置される。改質部１左側面と給水予熱器５との間には、改質部左側面断熱材８ｅ’が配置される。改質部１右側面と改質器右側面断熱材８ｈとの間には、改質部右側面断熱材８ｆが配置される。

第２の実施形態においては、各反応器の温度は第１の実施形態と同様であるが、給水予熱器５については相違がある。改質部１に向かう低温側の温度は第１の実施形態と同様１００℃強である。第１の実施形態では水室内部に位置していた高温側は、第２の実施形態では改質器外周に向かっている。高温側表面温度は内部を流通するバーナ排気ガス温度により、上側にある入口で１５０〜２００℃、下側にある出口で１００℃強である。

各反応器の温度は第１の実施形態と同様で、改質部１表面が最も高温である。流通する流体が改質部１に供給する蒸発器２と予熱器３を改質部１前後に配置することにより、改質部１からの伝熱を回収しエネルギー効率を上げることができる。また、蒸発器外周断熱材８ａ、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ、改質部−予熱器間断熱材８ｃ、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄを配置することで、それぞれの反応器を適正な温度に保つことができる。

第２の実施形態における各断熱材の表面温度は第１の実施形態と同様であるが、改質部左側面断熱材８ｅ’については前述の改質部左側面断熱材８ｅと相違がある。右面側表面温度は、第１の実施形態と同様下側が６００〜７００℃、上側が４００〜５００℃になる。左側表面温度は、給水予熱器５低温側表面温度に等しく、１００℃強である。改質部左側面断熱材８ｅ’の厚み方向温度差は、下側が５００〜６００℃、上側が３００〜４００℃である。

第２の実施形態における、各断熱材の厚みの相関関係について説明する。

まず、改質部１に着目する。改質部１は蒸発器−改質部間断熱材８ｂ、改質部−予熱器間断熱材８ｃ、改質部左側面断熱材８ｅ’、改質部右側面断熱材８ｆで囲まれている。

蒸発器−改質部間断熱材８ｂの厚み方向の温度差は、下側で５００〜６００℃、上側で５０〜３５０℃である。一方、改質部−予熱器間断熱材８ｃの厚み方向温度差は、下側で３００〜５００℃、上側で０〜１００℃である。また、給水予熱器５低温側の表面温度は水の沸点相当の１００℃強で一定であるため、改質部左側面断熱材８ｅ’の厚み方向の温度差は、下側で５００〜６００℃、上側で３００〜４００℃である。

蒸発器−改質部間断熱材８ｂの温度差は改質部−予熱器間断熱材８ｃに比べて大きく、また、改質部左側面断熱材８ｅ’の温度差は蒸発器−改質部間断熱材８ｂの温度差より大きい。改質部１側の表面温度に大きな相違があると、周方向に応力が発生して耐久性に影響するリスクがあるため、大きな差がないよう設計することが望ましい。従って、蒸発器−改質部間断熱材８ｂの熱抵抗を、改質部−予熱器間断熱材８ｃと同じかより高くし、かつ改質部左側面断熱材８ｅ’の熱抵抗を、蒸発器−改質部間断熱材８ｂの熱抵抗と同じかより高くする必要がある。改質部−予熱器間断熱材８ｃの最小厚みを、蒸発器−改質部間断熱材８ｂの最小厚みと同じかより小さくし、蒸発器−改質部間断熱材８ｂの最小厚みを、改質部左側面断熱材８ｅ’の最小厚みと同じかより小さくすることで、改質部１の表面温度の周方向の差を抑えることができる。

蒸発器−改質部間断熱材８ｂを通過する改質部１からの伝熱は、蒸発器２の低温側を加熱し、水蒸気の熱として改質部１に戻る。また、改質部−予熱器間断熱材８ｃを通過する伝熱は、予熱器３の高温側を加熱し、予熱器３の低温側への伝熱により改質部１に戻るか、低温シフト反応器第一段４ｂ入口温度を上昇させて反応温度の維持に使用される。また、改質部左側面断熱材８ｅ’を通過する伝熱は、給水予熱器５の低温側を加熱し、水蒸気の熱として改質部１に戻る。一方、改質部右側面断熱材８ｆを通過する改質部１からの伝熱は、改質器右側面断熱材８ｈを通過して改質器外に放熱される。エネルギー効率の上から、改質部右側面断熱材８ｆの熱抵抗が、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ、改質部−予熱器間断熱材８ｃ及び改質部左側面断熱材８ｅ’の熱抵抗より大きい必要があり、より厚みが大きい必要がある。

図３から明らかなように、改質部左側面断熱材８ｅ’の厚みと改質部右側面断熱材８ｆの厚みの和は、蒸発器２及び予熱器３の左右方向幅から改質部１の最大直径と給水予熱器５の左右方向幅を引いた値に等しい。また、改質部左側面断熱材８ｅ’の厚みは、蒸発器−改質部間断熱材８ｂもしくは改質部−予熱器間断熱材８ｃと等しいかより大きい。これらの関係を定式化すると、次のようになる。

（改質部右側面断熱材８ｆ厚み）
＝（蒸発器２及び予熱器３の左右方向幅）−（改質部１の最大直径）−（給水予熱器５の左右の幅）−（改質部左側面断熱材８ｅ’厚み）
＞（改質部左側面断熱材８ｅ’厚み）
≧ｍａｘ（（蒸発器−改質部間断熱材８ｂ厚み），（改質部−予熱器間断熱材８ｃ厚み））
更にこれを変形して整理すると、次のようになる。

（蒸発器２及び予熱器３の左右方向幅）
≧（改質部１の最大直径）＋ （給水予熱器５の左右の幅）＋２×（改質部左側面断熱材８ｅ’厚み）
＞（改質部１の最大直径）＋２×（改質部左側面断熱材８ｅ’厚み）
≧（改質部１の最大直径）＋２×ｍａｘ（（蒸発器−改質部間断熱材８ｂ厚み），（改質部−予熱器間断熱材８ｃ厚み））
すなわち、第１の実施形態と同様、蒸発器２及び予熱器３の左右方向幅が、改質部１の最大直径に、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ厚みもしくは改質部−予熱器間断熱材８ｃ厚みのいずれか大きい方の２倍を加えた値より大きいことが、改質部１から改質器外への放熱を抑えるための必要条件である。

蒸発器２の前後に関する断熱材厚みの相関、及び予熱器３の前後に関する断熱材厚みの相関関係は、第１の実施形態に同じである。

第２の実施形態によれば、例えば改質部１を矩形の蒸発器２と予熱器３で挟みこみ、かつ改質部１の蒸発器２にも予熱器３にも面しない位置に給水予熱器５を配する構成において次のような利点がある。第一に、給水予熱器５の左右方向厚みを適切な値に抑えれば、蒸発器２及び予熱器３の左右幅の範囲で改質部左側面断熱材８ｅ’及び改質部右側面断熱材８ｆの厚みを確保できるので、改質器外周の左右幅は蒸発器２及び予熱器３の幅で決まり、改質部１の断熱が原因で改質器全体の左右幅が増大することがない。本構成にかかる給水予熱器５は流速を上げて伝熱を促進するため、高温側のバーナ排気ガス流路、低温側の改質水流路とも左右方向の幅を狭めて製作することが通例なので、上記の構成に適合する。第二に改質部左側面断熱材８ｅ’及び改質部右側面断熱材８ｆの厚みを確保しても、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ及び改質部−予熱器間断熱材８ｃの厚み増大につながらないため、改質部１の断熱が原因で改質器全体の前後長さが増大することはない。上記のような構成により、必要な断熱を確保しながら改質器全体の表面積増大を抑えて改質器外表面からの放熱を抑制し、エネルギー効率を増大させることができる。

（第３の実施形態）
第３の実施形態に係る燃料電池発電装置に備えられる改質器について図４及び図５を参照して説明する。なお、前述の各実施形態と共通する要素には同一の符号を付し、重複する説明を省略する。

図４は、第３の実施形態に係る改質器を横から見た場合の概略構成を示す側面図である。図５は、同実施形態に係る改質器を上から見た場合の概略構成を示す上面図である。

第３の実施形態は、第１の実施形態と比べ、高温シフト反応器９が更に配置されている点が異なる。

矩形の蒸発器２は、改質器の最も前面側に配置され、高温側が改質器外周に向かう面に配され、低温側が反対側に配される。その後面側に円筒形の改質部１が配置され、その後面側に高温シフト反応器９が配置される。高温シフト反応器９で発生する水性ガスシフト反応は低温ほど平衡上有利だが、反応速度は高温ほど速い。３００℃以下で動作する低温シフト反応器第一段４ｂ及び低温シフト反応器第二段４ｃの上流に高温シフト反応器９を設置することで、シフト反応器全体の体積を減らす設計が可能である。

高温シフト反応器９の後面側に矩形の予熱器３が、高温側が高温シフト反応器９に配され低温側が反対側に配されるよう配置される。予熱器３の後面側に低温反応部４が配置される。低温反応部４の内部では、脱硫器４ａが最も前面側に配置され、その後面側に低温シフト反応器第一段４ｂ、低温シフト反応冷却器４ｅ、低温シフト反応器第二段４ｃ、ＰＲＯＸ４ｄがこの順に配置されている。これらの下方に給水予熱器５が配置される。

改質器外周と蒸発器２との間には、蒸発器外周断熱材８ａが配置される。蒸発器２と改質部１との間には蒸発器−改質部間断熱材８ｂが配置される。改質部１と高温シフト反応器９との間には改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊが配置される。高温シフト反応器９と予熱器３との間には高温シフト反応器−予熱器間断熱材８ｋが配置される。予熱器３と脱硫器４ａとの間には予熱器−低温反応部間断熱材８ｄが配置される。改質器左側面外周から、蒸発器２、高温シフト反応器９、予熱器３及び低温反応部４の左端部までの間には改質器左側面断熱材８ｇが配置される。改質器右側面外周から、蒸発器２、高温シフト反応器９、予熱器３及び低温反応部４の右端部までの間には改質器右側面断熱材８ｈが配置される。改質部１左側面と改質器左側面断熱材８ｇとの間には、改質部左側面断熱材８ｅが配置される。改質部１右側面と改質器右側面断熱材８ｈとの間には、改質部右側面断熱材８ｆが配置される。

図４に示されるように、改質燃料６ａは脱硫器４ａを通過した後、蒸発器２で発生した水蒸気と混合され、予熱器３の低温側に導入される。予熱器３に導入された改質燃料６ａは、昇温された後、改質部１の改質反応部１ｃに導入され、水素リッチガスに変換される。再生室１ｄを通じて改質部１から導出された水素リッチガスは高温シフト反応器９に導入され、水性ガスシフト反応により燃料電池に有害なＣＯを減じ、燃料電池の燃料であるＨ２を増やす。高温シフト反応器９から導出された水素リッチガスは予熱器３の高温側に導入され、改質燃料６ａと水蒸気の混合ガスを予熱する。その後低温シフト反応器第一段４ｂに導入され、続いて低温シフト反応器第二段４ｃに導入され、低温シフト反応冷却器４ｅに冷却されながら、更にＣＯを減じＨ２を増加させた後、シフト反応器出口ガス６ｃとして導出される。シフト反応器出口ガス６ｃはＰＲＯＸ空気６ｄと混合された後、ＰＲＯＸ入口ガス６ｅとしてＰＲＯＸ４ｄに導入され、選択酸化反応により燃料電池に有害なＣＯを１０ｐｐｍ以下まで減じ、改質器出口ガス６ｆとして導出する。

一方、改質水６ｂは給水予熱器５の低温側に導入され、バーナ排ガスとの熱交換により予熱された後、蒸発器２の低温側に導入され、蒸発器２での熱交換により過熱水蒸気となった後、脱硫器４ａを通過した改質燃料６ａと混合される。

バーナ空気７ａおよびバーナ燃料７ｂはバーナ１ａに導入され、バーナ燃焼空間１ｂにて燃焼される。バーナ排気ガスは改質部１から導出された後、蒸発器２に導入されて水蒸気発生に利用される。蒸発器２から導出されたバーナ排気ガスは低温シフト反応冷却器４ｅを通過した後、給水予熱器５の高温側に導入されて改質水６ｂの予熱に使われた後、改質器バーナ出口ガス７ｃとして改質器外に排出される。

次に、各流体の流れに沿って反応器の温度について説明する。
まず、改質燃料６ａの流れに沿って説明すると、脱硫器４ａは反応のため２００〜３００℃の温度を維持することが必要であり、これを予熱器３及び低温シフト反応器第一段４ｂからの伝熱により維持している。脱硫器４ａの下流に位置する予熱器３の低温側は、脱硫器４ａからの改質燃料と蒸発器２からの水蒸気が混合されて導入される。改質燃料は２００〜３００℃であり、水蒸気は１５０〜３５０℃なので、予熱器３の入口温度は１５０〜３５０℃である。出口は改質部１での改質反応が開始する３５０〜４５０℃にまで昇温されて、改質反応部１ｃ内の改質触媒層に導入される。入口では予熱器３低温側出口と同様３５０〜４５０℃だが、出口では改質反応に好適な６００〜７００℃にまで昇温され、再生室１ｄに導入される。再生室１ｄを通過することで４００〜５００℃でまで降温された後、高温シフト反応器９に導入される。高温シフト反応器９では水性ガスシフト反応による発熱で４００〜５００℃の温度を保った後、予熱器３の高温側に導入され、低温側と熱交換し、２００〜３００℃に降温する。

予熱器３の高温側から導出された２００〜３００℃の水素リッチガスは、低温シフト反応器第一段４ｂに導入される。低温シフト反応器第一段４ｂでは水性ガスシフト反応による発熱があるが、隣接する脱硫器４ａ及び低温シフト反応冷却器４ｅへの伝熱により、出口温度は２００〜３００℃に保たれる。

低温シフト反応器第一段４ｂから導出された２００〜３００℃の水素リッチガスは、低温シフト反応器第二段４ｃに導入される。低温シフト反応器第二段４ｃでは水性ガスシフト反応による発熱があるが、隣接する低温シフト反応冷却器４ｅ及びＰＲＯＸ４ｄへの伝熱により、出口温度は１００〜２５０℃に降温する。

低温シフト反応器第二段４ｃから導出された１００〜２５０℃のシフト反応器出口ガス６ｃは、図示しない冷却器で１００℃以下に冷却された後、ＰＲＯＸ空気６ｄと混合され、ＰＲＯＸ入口ガス６ｅとしてＰＲＯＸ４ｄに導入される。ＰＲＯＸ４ｄ入口でのガス温度は１００℃以下であり、出口では選択酸化反応の発熱により１００〜２００℃に昇温された後、改質器出口ガス６ｆとして導出される。

改質水６ｂの流れに沿って説明すると、給水予熱器５の低温側入口の温度は給水される水の温度だが、多くの場合給水予熱器５内で沸騰が始まるので、出口では流路の圧力に対応する沸点まで温度が上昇し、１００℃強に達する。続いて蒸発器２に導入されると、入口から途中までは沸騰のため１００℃強一定だが、沸騰が完了し過熱され始めると温度が上昇する。ここで、水蒸気が十分過熱されず、二相流のまま蒸発器２から導出されると、脱硫器４ａに水が逆流して脱硫器４ａの機能を阻害する可能性がある。一方で、水蒸気の温度が高いことは、昇温のため多くのバーナ燃料４ｂを投入していることを意味し、エネルギー効率の上で望ましくない。このため、改質器の運転条件を適切に設定することで、過熱された水蒸気の温度が１５０〜３５０℃の間になるよう調整することが望ましい。

次に、バーナ排気ガスの流れに沿って温度を説明する。バーナ燃焼空間１ｂで燃焼されたバーナ排気ガスは、改質触媒層との熱交換により降温し、改質部１出口では３００〜５００℃になる。改質部１から導出されたバーナ排気ガスは、蒸発器２の高温側に導入され、改質水と熱交換し沸騰させることにより１００℃強にまで冷却される。蒸発器２の高温側から導出された１００℃強のバーナ排気ガスは、低温シフト反応冷却器４ｅに導入され、低温シフト反応器第一段４ｂ及び低温シフト反応器第二段４ｃとの熱交換により１５０〜２００℃にまで昇温される。低温シフト反応冷却器４ｅから導出された１５０〜２００℃のバーナ排気ガスは、給水予熱器５の高温側に導入され、改質水と熱交換し沸騰を開始させることにより１００℃強まで冷却された後、改質器バーナ出口ガス７ｃとして導出される。

次に、各反応器の表面温度を説明する。各反応器の表面温度は内部を流通する流体の温度に相当している。

矩形である蒸発器２の、蒸発器外周断熱材８ａに面する高温側の表面温度は、バーナ排気ガスの入口が３００〜５００℃、出口が１００℃強である。蒸発器２の、蒸発器−改質部間断熱材８ｂに面する低温側の表面温度は、改質水の入口が１００℃強、出口が１５０〜３５０℃である。

円筒形である改質部１の、蒸発器−改質部間断熱材８ｂに接する面の表面温度は、再生室１ｄのガス温度に相当する。従って、再生室１ｄ入口近傍の表面が６００〜７００℃、出口近傍の表面が４００〜５００℃になる。改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊに接する面の表面温度も同様に、再生室１ｄ入口近傍の表面が６００〜７００℃、出口近傍の表面が４００〜５００℃になる。

矩形である高温シフト反応器９の表面は、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊに向かう面と高温シフト反応器−予熱器間断熱材８ｋに向かう面のいずれも、内部を流通するガスの温度相当の４００〜５００℃である。

矩形である予熱器３の、高温シフト反応器−予熱器間断熱材８ｋに面する側は、高温側である。従って、水素リッチガスの入口側が４００〜５００℃、出口側が２００〜３００℃である。予熱器３の、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄに面する側は、低温側である。従って、表面温度は、改質燃料と水蒸気の混合ガスの入口側が１５０〜３５０℃、出口側が３５０〜４５０℃である。

矩形である脱硫器４ａの、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄに面する側の表面温度は、内部のガス温度と同様２００〜３００℃である。

矩形である低温シフト反応器第一段４ｂの表面温度は、内部のガス温度と同様、水素リッチガスの入出口とも２００〜３００℃である。

矩形である低温シフト反応器第二段４ｃの表面温度は、内部のガス温度と同様、水素リッチガスの入口側が２００〜３００℃、出口側が１００〜２５０℃である。

矩形であるＰＲＯＸ４ｄの表面温度は、内部のガス温度と同様、水素リッチガスの入口側が１００℃以下、出口側が１００〜２００℃である。

給水予熱器５は、高温側であるバーナ排気ガス流路を、低温側である改質水の水室が囲う構成である。このため、表面温度は沸騰している改質水温度と同様、１００℃強である。

各反応器の温度は上記の通りであり、改質部１表面が最も高温である。流通する流体が改質部１に供給する蒸発器２と予熱器３を、改質部１及びその直下流にあたる高温シフト反応器９の前後に配置することにより、改質部１からの伝熱を回収しエネルギー効率を上げることができる。また、蒸発器外周断熱材８ａ、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊ、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄを配置することで、それぞれの反応器を適正な温度に保つことができる。

次に、各断熱材の表面温度を説明する。断熱材の表面温度は、隣接する反応器の表面温度に相当する。

蒸発器外周断熱材８ａの表面温度は第１の実施形態と同様であり、前面側表面温度は約５０℃、後面側表面温度は入口が３００〜５００℃、出口が１００℃強である。従って、蒸発器外周断熱材８ａの厚み方向の温度差は、改質器外表面温度を５０℃としてバーナ排気の入口が２５０〜４５０℃、出口が約５０℃になる。

蒸発器−改質部間断熱材８ｂの表面温度は第１の実施形態と同様であり、前面側下側が１００℃強、上側が１５０〜３５０℃である。後面側表面温度は、下側が６００〜７００℃、上側が４００〜５００℃になる。蒸発器−改質部間断熱材８ｂの厚み方向温度差は、下側で５００〜６００℃、上側で５０〜３５０℃である。

改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊの前面側表面温度は改質部１表面温度と同様であり、下側が６００〜７００℃、上側が４００〜５００℃になる。後面側表面温度は高温シフト反応器９表面温度と同様であり、下側上側とも４００〜５００℃である。改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊの厚み方向温度差は、下側で１００〜３００℃、上側で０〜１００℃である。

高温シフト反応器−予熱器間断熱材８ｋの前面側表面温度は高温シフト反応器９表面温度と同様であり、下側上側とも４００〜５００℃である。後面側表面温度は、予熱器３高温側の表面温度と同様であり、上側にあたる入口側が４００〜５００℃、下側にあたる出口側が２００〜３００℃である。高温シフト反応器−予熱器間断熱材８ｋの厚み方向温度差は、下側で１００〜３００℃、上側で０〜１００℃である。

予熱器−低温反応部間断熱材８ｄの前面側表面温度は、予熱器３低温側の表面温度と同様であり、上側に位置する入口が１５０〜３５０℃、同じく上側に位置する出口が３５０〜４５０℃である。後面側表面温度は、脱硫器４ａの表面温度と同様であり、２００〜３００℃である。従って、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄの厚み方向温度差は、予熱器３側を高温として−５０〜２５０℃である。

改質器左側面断熱材８ｇの右側面表面温度は各反応器により相違し、最高は高温シフト反応器９及び予熱器３高温側の上部４００〜５００℃、最低はＰＲＯＸ５入口の１００℃以下である。内部に最大４００℃の温度差があるので、左側面表面温度も場所によって変わるが、表面温度が高温であると外部への放熱が増大しエネルギー効率の上で不利となるので、各反応器間の温度の相違に関わらず雰囲気温度＋１５℃〜３５℃となるよう、断熱材厚みを調整することが通例である。これは改質器右側面断熱材８ｈについても同様である。

改質部左側面断熱材８ｅの右面側表面温度は、改質部１表面温度と同様であり、下側が６００〜７００℃、上側が４００〜５００℃になる。左側表面温度は、改質器左側面断熱材８ｇの右側面表面温度に等しい。改質器左側面断熱材８ｇの左側面において、改質部１に相当する位置がほかの部分より高温となり、放熱源となることはエネルギー効率の上で不利となる。従って、改質器左側面断熱材８ｇ左側面の改質部１に相当する位置の温度は、他の反応器と同じかより低いことが望ましい。よって、全点で予熱器３高温側の上部４００〜５００℃と同じか、より低温であることが望ましい。これは改質部右側面断熱材８ｆについても同様である。

第３の実施形態における、各断熱材の厚みの相関関係について説明する。

まず、改質部１に着目する。改質部１は蒸発器−改質部間断熱材８ｂ、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊ、改質部左側面断熱材８ｅ、改質部右側面断熱材８ｆで囲まれている。

蒸発器−改質部間断熱材８ｂの厚み方向の温度差は、下側で５００〜６００℃、上側で５０〜３５０℃である。一方、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊの厚み方向温度差は、下側で１００〜３００℃、上側で０〜１００℃である。蒸発器−改質部間断熱材８ｂの温度差は、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊに比べて大きい。

改質部１側の表面温度に大きな相違があると、周方向に応力が発生して耐久性に影響するリスクがあるため、大きな差がないよう設計することが望ましい。従って、蒸発器−改質部間断熱材８ｂの熱抵抗を、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊと同じか、より高くする必要がある。改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊの最小厚みを、蒸発器−改質部間断熱材８ｂの最小厚みと同じかより小さくすることで、改質部１の表面温度の周方向の差を抑えることができる。

蒸発器−改質部間断熱材８ｂを通過する改質部１からの伝熱は、蒸発器２の低温側を加熱し、水蒸気の熱として改質部１に戻る。また、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊを通過する伝熱は、高温シフト反応器９の温度を維持した後予熱器３の高温側に伝熱され、予熱器３の低温側への伝熱により改質部１に戻るか、低温シフト反応器第一段４ｂ入口温度を上昇させて反応温度の維持に使用される。

一方、改質部左側面断熱材８ｅもしくは改質部右側面断熱材８ｆを通過する改質部１からの伝熱は、改質器左側面断熱材８ｇもしくは改質器右側面断熱材８ｈを通過して改質器外に放熱される。エネルギー効率の上から、改質部左側面断熱材８ｅ及び改質部右側面断熱材８ｆの熱抵抗が、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ及び改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊの熱抵抗より大きく、厚い必要がある。図５から明らかなように、改質部左側面断熱材８ｅの厚みと改質部右側面断熱材８ｆの厚みの和は、蒸発器２及び高温シフト反応器９の左右方向幅から改質部１の最大直径を引いた値に等しい。これらを定式化すると、次のようになる。

（蒸発器２及び高温シフト反応器９の左右方向幅）−（改質部１の最大直径）
＝（改質部左側面断熱材８ｅ厚み）＋（改質部右側面断熱材８ｆ厚み）
≧２×ｍｉｎ（（改質部左側面断熱材８ｅ厚み），（改質部右側面断熱材８ｆ厚み））
＞２×ｍａｘ（（蒸発器−改質部間断熱材８ｂ厚み），（改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊ厚み））
更にこれを変形して整理すると、次のようになる。

（蒸発器２及び高温シフト反応器９の左右方向幅）
＞（改質部１の最大直径）＋２×ｍａｘ（（蒸発器−改質部間断熱材８ｂ厚み），（改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊ厚み））
すなわち、蒸発器２及び高温シフト反応器９の左右方向幅が、改質部１の最大直径に、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ厚みもしくは改質部−高温シフト半の器間断熱材８ｊ厚みのいずれか大きい方の２倍を加えた値より大きいことが、改質部１から改質器外への放熱を抑えるための必要条件である。

蒸発器２に着目した場合の蒸発器外周断熱材８ａと蒸発器−改質部間断熱材８ｂとの相関は第１の実施形態と同様である。

次に、予熱器３に着目する。予熱器３の前面側には高温シフト反応器−予熱器間断熱材８ｋが、後面側には予熱器−低温反応部間断熱材８ｄが配置される。予熱器３低温側から改質反応部１ｃに供給するガスの温度を３５０〜４５０℃に維持するためには、前面の高温シフト反応器９からの入熱に比べ、後面の低温反応部４への放熱を低く抑える必要がある。従って、前面側の高温シフト反応器−予熱器間断熱材８ｋの最小厚みは、後面側の予熱器−低温反応部間断熱材８ｄの最小厚みと等しいかより小さいことが望ましい。なお、高温シフト反応部は予熱器３の高温側に隣接するだけでなく、直上流に位置するので、両者は一体として取り扱うことができる。従って、予熱器４の設計によっては、高温シフト反応器−予熱器間断熱材８ｋを削除し高温シフト反応器９と予熱器３を接触させることもできる。

次に、高温シフト反応器９と予熱器３に着目する。高温シフト反応器９と予熱器３を一体として扱うと、前面側には改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊが配置され、後面側には予熱器−低温反応部間断熱材８ｄが配置される。

高温シフト反応部９及び予熱器３の熱収支では、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊを通じて熱を受け取り、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄを通じて放熱する。予熱器３低温側から改質反応部１ｃに供給するガスの温度を３５０〜４５０℃に維持するためには、予熱器３温度を維持する必要があり、入熱に比べて放熱を抑える必要がある。改質器−高温シフト反応器間断熱材８ｊ最小厚みを、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄ最小厚みより小さくすることで、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄの熱抵抗を改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊの熱抵抗より大きくでき、予熱器３からの放熱を入熱より低く抑えることができる。

第３の実施形態によれば、例えば改質部１を矩形の蒸発器２と高温シフト反応器９で挟みこみ、高温シフト反応器９の後面側に予熱器３を配置する構成において次のような利点がある。第一に蒸発器２及び高温シフト反応器９の左右幅の範囲で改質部左側面断熱材８ｅ及び改質部右側面断熱材８ｆの厚みを確保できるので、改質器外周の左右幅は蒸発器２及び高温シフト反応器９の幅で決まり、改質部１の断熱が原因で改質器全体の左右幅が増大することがない。第二に改質部左側面断熱材８ｅ及び改質部右側面断熱材８ｆの厚みを確保しても、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ及び改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊの厚み増大につながらないため、改質部１の断熱が原因で改質器全体の前後長さが増大することはない。上記のような構成により、必要な断熱を確保しながら改質器全体の表面積増大を抑えて改質器外表面からの放熱を抑制し、エネルギー効率を増大させることができる。

（第４の実施形態）
第４の実施形態に係る燃料電池発電装置に備えられる改質器について図６を参照して説明する。なお、前述の各実施形態と共通する要素には同一の符号を付し、重複する説明を省略する。

図６は、第４の実施形態に係る改質器を横から見た場合の概略構成を示す側面図である。

第４の実施形態は、第３の実施形態と比べ、高温シフト反応器９と予熱器３に代わり、高温側の一部に高温シフト触媒９’を充填した高温シフト反応器付予熱器３ａが設置されている点が異なる。高温シフト反応器付予熱器３ａの前面側には改質部−予熱器間断熱材８ｃが設置され、後面側には予熱器−低温反応部間断熱材８ｄが設置されている。

第３の実施形態で説明したように、高温シフト反応器９と予熱器３は、改質部１と低温反応部４との伝熱において一体として扱える。高温シフト反応器付予熱器３ａとして一体化することで配管が削減され、かつ水性ガスシフト反応による発熱を低温側への伝熱に利用することで、改質反応部１ｃへのガス供給温度をより容易に３５０〜４５０℃に維持できる。

高温シフト反応器付予熱器３ａの高温側は、入口側から途中まで高温シフト触媒９’を充填し、出口側は充填しないことが望ましい。予熱器３高温側出口温度は低温シフト反応器第一段４ｂでの反応のため、２００〜３００℃に低下させることが望ましいが、高温シフト触媒９’では水性ガスシフト反応による発熱でガス温度が４００〜５００℃に維持されるため、高温側出口の高温シフト触媒９’が充填されない領域を確保し熱交換で温度を低下させることが望ましい。

各反応器の温度及び断熱材表面の温度は第１の実施形態と同様である。

また、各断熱材の厚みの相関関係も第１の実施形態と同様である。

第４の実施形態によれば、例えば改質部１を矩形の蒸発器２と高温シフト反応器付予熱器３ａで挟みこむ構成において次のような利点がある。第一に蒸発器２及び高温シフト反応器付予熱器３ａの左右幅の範囲で改質部左側面断熱材８ｅ及び改質部右側面断熱材８ｆの厚みを確保できるので、改質器外周の左右幅は蒸発器２及び高温シフト反応器付予熱器３ａの幅で決まり、改質部１の断熱が原因で改質器全体の左右幅が増大することがない。第二に改質部左側面断熱材８ｅ及び改質部右側面断熱材８ｆの厚みを確保しても、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ及び改質部−予熱器間断熱材８ｃの厚み増大につながらないため、改質部１の断熱が原因で改質器全体の前後長さが増大することはない。また、第３の実施形態に比べて配管構成が簡素化され、改質器全体の前後長さを縮小することが可能である。上記のような構成により、必要な断熱を確保しながら改質器全体の表面積増大を抑えて改質器外表面からの放熱を抑制し、エネルギー効率を増大させることができる。

（第５の実施形態）
第５の実施形態に係る燃料電池発電装置に備えられる改質器について図７を参照して説明する。なお、前述の各実施形態と共通する要素には同一の符号を付し、重複する説明を省略する。

図７は、第５の実施形態に係る改質器を上から見た場合の概略構成を示す上面図である。

第５の実施形態は、第３の実施形態と比べ、給水予熱器５が改質部１の下部ではなく、改質部１の側面に配置される点が異なる。図７では給水予熱器５は改質部１の左側面に給水予熱器５が配置されているが、右側面に配置されてもよい。給水予熱器５の改質部１に向かう面は低温側であり、改質器外周に向かう面は高温側である。

このように給水予熱器５を配置すると、第２の実施形態で説明した利点と同様の利点がある。

断熱材の配置は第３の実施形態と同様であるが、改質部左側面断熱材８ｅ’は改質部１と給水予熱器５低温側との間に配置される。

第５の実施形態においては、各反応器の温度は第３の実施形態と同様であるが、給水予熱器５については相違がある。改質部１に向かう低温側の温度は第３の実施形態と同様１００℃強である。第３の実施形態では水室内部に位置していた高温側は、第５の実施形態では改質器外周に向かっている。高温側表面温度は内部を流通するバーナ排気ガス温度により、上側にある入口で１５０〜２００℃、下側にある出口で１００℃強である。

各反応器の温度は第３の実施形態と同様で改質部１表面が最も高温である。流通する流体が改質部１に供給される蒸発器２と予熱器３を、改質部１及びその直下流にあたる高温シフト反応器９の前後に配置することにより、改質部１からの伝熱を回収しエネルギー効率を上げることができる。また、蒸発器外周断熱材８ａ、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊ、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄを配置することで、それぞれの反応器を適正な温度に保つことができる。

第５の実施形態における各断熱材の表面温度は第３の実施形態と同様であるが、改質部左側面断熱材８ｅ’については前述の改質部左側面断熱材８ｅと相違がある。右面側表面温度は、第１の実施形態と同様下側が６００〜７００℃、上側が４００〜５００℃になる。左側表面温度は、給水予熱器５低温側表面温度に等しく、１００℃強である。改質部左側面断熱材８ｅ’の厚み方向温度差は、下側が５００〜６００℃、上側が３００〜４００℃である。

第５の実施形態における、各断熱材の厚みの相関関係について説明する。

改質部１に着目すると、改質部１は蒸発器−改質部間断熱材８ｂ、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊ、改質部左側面断熱材８ｅ’、改質部右側面断熱材８ｆで囲まれている。

蒸発器−改質部間断熱材８ｂと改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊの厚みの相関関係は、第３の実施形態での説明と同様で、蒸発器−改質部間断熱材８ｂの最小厚みは改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊの最小厚みと同じかより大きいことが望ましい。また、第２の実施形態での説明と同様で、エネルギー効率の上から、改質部右側面断熱材８ｆの熱抵抗は、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊ及び改質部左側面断熱材８ｅ’の熱抵抗より大きい必要があり、より厚みが大きい必要がある。

改質部左側面断熱材８ｅ’の厚みと改質部右側面断熱材８ｆの厚みの和は、蒸発器２及び高温シフト反応器９の左右方向幅から改質部１の最大直径と給水予熱器５の左右方向幅を引いた値に等しい。また、改質部左側面断熱材８ｅ’の厚みは、蒸発器−改質部間断熱材８ｂもしくは改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊと等しいかより大きい。これらの関係を定式化すると、次のようになる。

（改質部右側面断熱材８ｆ厚み）
＝（蒸発器２及び高温シフト反応器９の左右方向幅）−（改質部１の最大直径）−（給水予熱器５の左右の幅）−（改質部左側面断熱材８ｅ’厚み）
＞（改質部左側面断熱材８ｅ’厚み）
≧ｍａｘ（（蒸発器−改質部間断熱材８ｂ厚み），（改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊ厚み））
更にこれを変形し整理すると、次のようになる。

（蒸発器２及び高温シフト反応器９の左右方向幅）
≧（改質部１の最大直径）＋ （給水予熱器５の左右の幅）＋２×（改質部左側面断熱材８ｅ’厚み）
＞（改質部１の最大直径）＋２×（改質部左側面断熱材８ｅ’厚み）
≧（改質部１の最大直径）＋２×ｍａｘ（（蒸発器−改質部間断熱材８ｂ厚み），（改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊ厚み））
すなわち、第３の実施形態と同様、蒸発器２及び高温シフト反応器９の左右方向幅が、改質部１の最大直径に、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ厚みもしくは改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊ厚みのいずれか大きい方の２倍を加えた値より大きいことが、改質部１から改質器外への放熱を抑えるための必要条件である。

蒸発器２に着目した場合の蒸発器外周断熱材８ａと蒸発器−改質部間断熱材８ｂとの相関は第一から第４の実施形態と同様で、蒸発器−改質部間断熱材８ｂの厚みは蒸発器外周断熱材８ａの厚みより小さいことが望ましい。

予熱器３に着目した場合の、高温シフト反応器−予熱器間断熱材８ｋと予熱器−低温反応部間断熱材８ｄとの相関は第３の実施形態と同様で、高温シフト反応器−予熱器間断熱材８ｋ最小厚みを、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄ最小厚みより小さくすることが望ましい。予熱器３設計によっては高温シフト反応器−予熱器間断熱材８ｋを削除し高温シフト反応器９と予熱器３を接触させても良い。

高温シフト反応器９と予熱器３に着目した場合の、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊと予熱器−低温反応部間断熱材８ｄとの相関は第３の実施形態と同様で、改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊ最小厚みを、予熱器−低温反応部間断熱材８ｄ最小厚みより小さくすることが望ましい。

第５の実施形態によれば、例えば改質部１を矩形の蒸発器２と高温シフト反応器９で挟みこみ、かつ改質部１の蒸発器２にも高温シフト反応器９にも面しない位置に給水予熱器５を配する構成において次のような利点がある。第一に、給水予熱器５の左右方向厚みを適切な値に抑えれば、蒸発器２及び高温シフト反応器９の左右幅の範囲で改質部左側面断熱材８ｅ’及び改質部右側面断熱材８ｆの厚みを確保できるので、改質器外周の左右幅は蒸発器２及び高温シフト反応器９の幅で決まり、改質部１の断熱が原因で改質器全体の左右幅が増大することがない。本構成にかかる給水予熱器５は流速を上げて伝熱を促進するため、高温側のバーナ排気ガス流路、低温側の改質水流路とも左右方向の幅を狭めて製作することが通例なので、上記の構成に適合する。第二に改質部左側面断熱材８ｅ’及び改質部右側面断熱材８ｆの厚みを確保しても、蒸発器−改質部間断熱材８ｂ及び改質部−高温シフト反応器間断熱材８ｊの厚み増大につながらないため、改質部１の断熱が原因で改質器全体の前後長さが増大することはない。上記のような構成により、必要な断熱を確保しながら改質器全体の表面積増大を抑えて改質器外表面からの放熱を抑制し、エネルギー効率を増大させることができる。

以上詳述したように各実施形態によれば、改質効率を向上させることが可能となる。

本発明のいくつかの実施形態を説明したが、これらの実施形態は、例として提示したものであり、発明の範囲を限定することは意図していない。これら新規な実施形態は、その他の様々な形態で実施されることが可能であり、発明の要旨を逸脱しない範囲で、種々の省略、置き換え、変更を行うことができる。これら実施形態やその変形は、発明の範囲や要旨に含まれるとともに、特許請求の範囲に記載された発明とその均等の範囲に含まれる。

１…改質部、１ａ…バーナ、１ｂ…バーナ燃焼空間、１ｃ…改質反応部、１ｄ…再生室、２…蒸発器、３…予熱器、３ａ…高温シフト反応器付予熱器、４…低温反応部、４ａ…脱硫器、４ｂ…低温シフト反応器第一段、４ｃ…低温シフト反応器第二段、４ｄ…ＰＲＯＸ、４ｅ…低温シフト反応冷却器、５…給水予熱器、６ａ…改質燃料、６ｂ…改質水、６ｃ…シフト反応器出口ガス、６ｄ…ＰＲＯＸ空気、６ｅ…ＰＲＯＸ入口ガス、６ｆ…改質器出口ガス、７ａ…バーナ空気、７ｂ…バーナ燃料、７ｃ…改質器バーナ出口ガス、８ａ…蒸発器外周断熱材、８ｂ…蒸発器−改質部間断熱材、８ｃ…改質部−予熱器間断熱材、８ｄ…予熱器−低温反応部間断熱材、８ｅ，８ｅ’…改質部左側面断熱材、８ｆ…改質部右側面断熱材、８ｇ…改質器左側面断熱材、８ｈ…改質器右側面断熱材、８ｊ…改質部−高温シフト反応器間断熱材、８ｋ…高温シフト反応部−予熱器間断熱材、９…高温シフト反応器、９’…高温シフト触媒。

Claims (13)

1. 炭化水素系燃料と水蒸気との混合ガスを導入して水素リッチガスを生成する改質部と、
   前記混合ガスの生成に使用される水蒸気を発生する蒸発器と、
   前記改質部から生成される水素リッチガスとの熱交換により前記混合ガスを加熱する予熱器と、
   少なくとも前記予熱器から導出される水素リッチガス中の一酸化炭素を化学反応により低減する機能を有する低温反応部と
   を備えた改質器であって、
   前記蒸発器、前記改質部、および前記予熱器は、この順序で配列しており、且つそれぞれの周囲に断熱材を備え、当該配列の方向である第１の方向と直交する第２の方向における前記改質部の幅が、前記第２の方向における前記蒸発器の幅もしくは前記予熱器の幅の少なくとも一方よりも小さいことを特徴とする改質器。
2. 前記改質部は円筒形状であり、
   前記第２の方向における前記蒸発器の幅と前記予熱器の幅はいずれも、前記改質部の最大直径に、前記蒸発器と前記改質部との間の断熱材の最小厚みの２倍、もしくは前記改質部と前記予熱器との間の断熱材の最小厚みの２倍のいずれか大きい方を加えた値より大きいことを特徴とする請求項１に記載の改質器。
3. 前記蒸発器と前記改質部との間の断熱材の最小厚みが、前記改質器外周と前記蒸発器との間の断熱材の最小厚みより小さいことを特徴とする請求項１又は２に記載の改質器。
4. 前記改質部、前記予熱器、および前記低温反応部は、この順序で配列しており、
   前記改質部と前記予熱器との間の断熱材の最小厚みが、前記予熱器と前記低温反応部との間の断熱材の最小厚みと等しいかより小さいことを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項に記載の改質器。
5. 前記蒸発器と前記改質部との間の断熱材の最小厚みが、前記改質部と前記予熱器との間の断熱材の最小厚みと等しいかより大きいことを特徴とする請求項１乃至４のいずれか１項に記載の改質器。
6. 前記改質部の前記蒸発器にも前記予熱器にも面しない位置に、前記蒸発器に導入される水を予熱する給水予熱器を更に備え、
   前記給水予熱器の低温側が断熱材を介して前記改質部に面しており、前記改質部と前記給水予熱器との間は断熱材の最小厚みが、前記蒸発器と前記改質部との間の断熱材の最小厚みと等しいかより大きいことを特徴とする請求項１乃至５のいずれか１項に記載の改質器。
7. 炭化水素系燃料と水蒸気との混合ガスを導入して水素リッチガスを生成する改質部と、
   前記混合ガスの生成に使用される水蒸気を発生する蒸発器と、
   前記改質部から生成される水素リッチガス中の一酸化炭素を化学反応により低減する高温シフト反応器と、
   前記高温シフト反応器から導出される水素リッチガスとの熱交換により前記混合ガスを加熱する予熱器と、
   少なくとも前記予熱器から生成される水素リッチガス中の一酸化炭素を化学反応により低減する機能を有する低温反応部と
   を備えた改質器であって、
   前記蒸発器、前記改質部、前記高温シフト反応器、および前記予熱器は、この順序で配列しており、且つそれぞれの周囲に断熱材を備え、当該配列の方向である第１の方向と直交する第２の方向における前記改質部の幅が、前記第２の方向における前記蒸発器の幅もしくは前記予熱器の幅の少なくとも一方よりも小さいことを特徴とする改質器。
8. 前記改質部は円筒形状であり、
   前記蒸発器、前記改質部、前記高温シフト反応器、前記予熱器、および前記低温反応部は、この順序で配列しており、
   前記第２の方向における前記蒸発器の幅と高温シフト反応器の幅はいずれも、前記改質部の最大直径に、前記蒸発器と前記改質部との間の断熱材の最小厚みの２倍、もしくは前記高温シフト反応器と前記改質部との間の断熱材の最小厚みの２倍のいずれか大きい方を加えた値より大きいことを特徴とする請求項７に記載の改質器。
9. 前記蒸発器と前記改質部との間の断熱材の最小厚みが、前記改質器外周と前記蒸発器との間の断熱材の最小厚みより小さいことを特徴とする請求項７又は８に記載の改質器。
10. 前記改質部と前記高温シフト反応器との間の断熱材の最小厚み、および、前記高温シフト反応器と前記予熱器との間の断熱材の最小厚みが、前記予熱器と前記低温反応部との間の断熱材の最小厚みと等しいかより小さいことを特徴とする請求項７乃至９のいずれか１項に記載の改質器。
11. 前記蒸発器と前記改質部との間の断熱材の最小厚みが、前記改質部と前記高温シフト反応器との間の断熱材の最小厚みと等しいかより大きいことを特徴とする請求項７乃至１０のいずれか１項に記載の改質器。
12. 前記改質部の前記蒸発器にも前記高温シフト反応器にも面しない位置に、前記蒸発器に導入される水を予熱する給水予熱器を更に備え、
    前記給水予熱器の低温側が断熱材を介して改質部に面しており、前記改質部と前記給水予熱器との間は断熱材の最小厚みが、前記蒸発器と前記改質部との間の断熱材の最小厚みと等しいかより大きいことを特徴とする請求項７乃至１１のいずれか１項に記載の改質器。
13. 請求項１乃至１２のいずれか１項に記載の改質器を備えたことを特徴とする燃料電池発電装置。

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