JPH02150601A - 排熱回収ボイラ - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野コ この発明はセメント製造設備のクリンカー冷却機からの
中高温排空気の排熱回収設備に関するものである。

［従来の技術］ セメント製造プロセスにおけるタリンヵー冷却機の排気
の利用については古くは殆ど利用されずに大気中に放出
され、又ある時は原料や石炭の乾燥用熱源として使用さ
れていた。しかし最近のセメントキルンには付設される
サスペンションプレヒータからの３００〜３５０ｔの排
気が一般的にはそれらの乾燥熱源として充分であるため
、クリンカー冷却機からの排熱の利用は、充分になされ
ていなかった。近年になって熱回収を目的としたボイラ
を設置してその蒸気を発電に用い、プロセスに必要とす
る電力の一部に充当するいわゆる排熱発電システムが採
用されるようになった。しかしながら、中高温排空気と
はいっても、その温度は通常のクリンカー冷却機の場合
２００〜３００℃であり、冷却排空気をリサイクルをさ
せるシステムを採用した場合であフても３００’ｅ〜４
００℃が限度であり、燃料焚のボイラの燃焼ガス温度に
比較して極めて低い。そこで、排熱のより低温部化の熱
量回収のために低沸点の熱媒体例えばフロンを使用した
タービンの採用や、通常の蒸気タービンの場合には、第
７図に示す如く、フラッシュサイクルを設置して、低圧
低温の蒸気を発生させタービンの低圧段に合流させる方
法がとられたりしている。

［発明が解決しようとする課題］ しかしこれらの方法においては少ない温度差において可
能な限りの熱回収を行なおうとするために、過大な伝熱
面積を持つボイラとなったり、また、この蒸気を発電に
使用する場合において、その蒸気条件（温度、圧力）は
せいぜい３５０℃、２０ａｔａ程度のため、次に述べる
設備の規模を併せ考えると、その熱効率は極めて低く設
備費も高くなり、経済性を失うものになりがちである。

仮に経済性が見出せるとして発電に利用したとしても、
それにより得られる電力は、セメント生産に必要な電力
のせいぜい１５〜２０％を賄う程度のものであり、例え
ば２００　ｔ／ｈのセメントプラント（月産で１４４．
０ＯＯｔ）において３０００　ｋＷ〜４０００ｋＷの設
備となり、ボイラ及び発電設備の容量とその保守管理を
含めてスケールメリットを見出せる規模になりにくい。

また、クリンカー冷却機からの中高温排気のみでの発電
の場合、セメントキルンの運転の安定を図るための制御
方法として、キルン系への燃焼用空気温度の安定化のた
め、セメントキルンからのクリンカー量の増減に対して
クリンカー玲却機の格子往復動速度を増減する方法が一
般にとられている。そのために排熱回収ボイラへ導入さ
れる排気の温度は、その制御のしわ寄せを受けて変動が
多く、設備の利用率が低くなりがちである。

中高温空気からの熱量の回収用として排熱ボイラを設置
して水蒸気を発生させる場合、回収可能な熱量はフラッ
シュサイクルを設置してより低い温度迄の回収を図って
もボイラの排気温度でせいぜい１２０℃前後迄である。

従来の排熱回収発電において採用されている蒸気条件は
、１５〜２Ｑａｔａ、３００〜３５０℃程度であり、今
例えば２０ａｔａ、３５０℃蒸気を作るのに必要な熱量
を、給水加熱、蒸発、蒸気加熱に分けて考えると、第４
図のＩに示すように夫々的２５％、約６４％、約１１％
である。このうち最も大ぎい６４％の熱量は約２１０℃
の蒸発においてのものであり、２１０℃以上の必要熱量
は約７５％となる。中高温排ガスの温度を仮りに４００
℃とした場合、２３５℃以上の熱量が回収熱量の７５％
となるボイラ排ガス温度は、１８０℃となる。（ピンチ
ポイントと呼ばれる点においての排ガスと水蒸気（水）
の温度差を２５℃とした。）これらの関係について、蒸
気条件を前述の２０ａｔａ、３５０℃とし、中高温排ガ
スの温度を０３７５℃、０４００℃、■４２５℃、０４
５０℃と変化させて示したものが第４図のＩＩである。

この傾向が示すように利用すべき排ガスの温度が低い程
、蒸気の蒸発及び過熱に必要な、ある温度以上の熱量と
その温度未満での給水加熱に必要な熱量のバランスがく
ずれ給水加熱に用いる排ガスの熱量が余剰となり、利用
出来ない熱量が排ガス温度の上昇をもたらす事となる。

第５図に蒸気圧力と温度を変えた場合の必要熱量の割合
の変化を示す。この第５図かられかるように、圧力を上
げる程蒸発に必要な大量の熱量が高い温度領域にシフト
して行く。この事が従来の技術において、より高温高圧
の蒸気条件となし得ない障壁となっている。

給水加熱部の熱交換は気−液熱交換であり、蒸発部の気
−気液二相流、蒸気過熱部の気−気相の熱交換に比較し
て、伝熱が容易であるにもかかわらず、低温領域の熱が
余るが故に排ガス損失を増大させる必然性を持っている
。第６図にボイラを単純な熱交換器と考えて、ある蒸気
条件の蒸気を発生させる場合の排熱回収空気温度と利用
可能熱量の割合及び排気温度の関係の一例を示す。

従来の技術においては、このような欠点を解消するため
につまり低い温度の熱量を回収するために先にも述べた
ように低圧の蒸気をフラッシュサイクルによって得、そ
れをタービンの低圧段に合流させる方法が行なわれてい
る。これば設備の複雑化を招き又、タービンの低圧蒸気
の合流段以後を大径化する等、設備費の高騰をも招く事
となる。

第７図にフラッシャ−（フラッシュ装置）付排熱回収ボ
イラのフローダイアダラムの一例を示す。

排熱回収ボイラの人口に燃焼設備を設けてガス温度を上
げるいわゆるブースタ方式がとられる事もある。この方
法は、蒸発量の増加と、低い温度の熱量を回収するのに
有効であるが、この場合ボイラ排気は燃焼ガスを含むの
で、クリンカー冷却機への冷却空気として１ｉ３ＪＩさ
せる事や、燃焼用空気として使用する事が出来ない。そ
のため、ボイラ排気全量を系外へ放出せざるを得なくな
り、排ガス顕熱の利用による効率の上昇が期待出来ない
。

今、中高温排ガスの温度を上げて行くと第８図に示すよ
うに、ある温度で、給水加熱に必要な熱量と、蒸発及び
蒸気過熱に必要な熱量の割合にバランスし、更に温度を
上げて行くと、今度はガス温度の高い領域迄給水加熱に
用いる熱量を充当しなければならなくなる。温度を上げ
て行く事は、通常の燃料焚のボイラに近づいて行く事に
外ならない。

第９図は通常の燃料焚ボイラにおける燃料の燃焼熱が、
理論燃焼温度から排気される迄に蒸気発生にどのように
利用されたかを示す一例である。

この第９図かられかるように、価値のある高い温度領域
の熱量がいかに低温領域に費やされているかがうかがえ
る。高い温度領域の熱量を低温の熱量に転換して利用す
る事は、エクセルギーの考え方からは熱エネルギーの無
駄をしていることになる。

［課題を解決するための手段］ 本発明は、排熱回収ボイラと燃料焚ボイラとを並置した
ものである。詳しくは、本発明は、セメント製造設備の
セメントクリンカ−冷却機から出る排気のうち中高温排
空気の排熱を回収する設備において、排熱を回収するボ
イラ部と燃料焚ボイラ部とを併置し、排熱回収ボイラ部
の排気、又はクリンカー冷却機の上記の中高温排気以外
の中温排気の一部を燃料焚ボイラ部の燃焼用空気に使用
し、排熱回収ボイラ部には大部分の量の給水加熱と一部
の量の蒸発を分担させ、燃料焚ボイラ部には一部の量の
給水加熱と大部分の量の蒸発及び全量の蒸気過熱を分担
させることを特徴とする。

［作用コ 高い温度領域に大部分の熱量を持つ熱源、つまり燃料焚
ボイラ部の燃焼ガスと、低い温度領域に大部分の熱量を
持つ熱源、つまりクリンカー冷却機からの排気とを組み
合せてその熱量を利用するボイラにおいて、発生蒸気の
給水加熱や一部の蒸発を低い温度領域の熱源で賄うよう
にすれば、前者の高い温度領域に大部分の熱量を持つ熱
源をより高い温度領域つまり大部分の蒸発と蒸気過熱に
利用出来るようになる。また、クリンカー冷却機の中温
排気又は排熱回収ボイラ部排気の燃料焚ボイラ部への利
用及びそのボイラ部排気のクリンカー玲却機への再循環
と組み合せる事により、クリンカー冷却機の冷却性能を
損なう事なく排気損失の減少が可能となり排熱回収効率
を向上する事が出来ると共に、燃料焚ボイラ部と排熱回
収ボイラ部を先程述べた蒸気発生に必要な各々の熱量に
対してバランスさせて、共に１００〜１５０℃程度迄利
用するようにすれば、この発生蒸気を発ｔに利用した場
合燃料焚ボイラ部の蒸発量調整機能と併せて設備容量の
範囲でのセメント生産に必要な電力の５０〜１００％前
後のもの、つまりセメント原料の受入れからセメントキ
ルンカーの生産を賄うに相当する値以上をクリンカー冷
却機よりの排気温度の変動に左右される事なく供給する
事が可能となる。

クリンカー冷却機はセメントキルンからの高温（１３５
’Ｏ℃〜１４００℃）のクリンカーを空気によって冷却
すると共に、クリンカーの持つ熱量をセメント焼成に使
用する燃料の燃焼用に高温の空気として利用する事によ
って熱回収を行なう目的を持つ。クリンカーは通常１０
０℃程度迄冷却されるが、冷却排気を循環させない通常
のクリンカー冷却機の場合、冷却空気は２．５〜２８Ｎ
ｒｎ’／ｋｇクリンカーを必要とする。一方、最近のセ
メントキルン焼成プロセスにおける燃料使用量７２０〜
７８０　ｋ　ｃ　ａ　１　／　ｋ　ｇクリンカーに対し
てそれに必要な燃焼用空気は０．８〜１．０Ｎｒｎ″／
ｋｇクリンカーである。従って、冷却空気のうち１．５
〜１．８Ｎｄ／ｋｇクリンカーは余剰となる。

余剰空気の温度は２４０〜２８０℃でその連行する熱量
は１２０〜１５０ｋｃａＩＬ／ｋｇクリンカーに達する
。これらの熱量を可能な限り回収するために、排熱回収
ボイラが設置され、発電に用いられたりする。第１０図
（ａ）は一般のクリンカー冷却機の風量バランスの例で
あり、第１０図（ｂ）は冷却排空気の一部を循環させた
場合の風量バランスの例、第１０図（Ｃ）はクリンカー
冷却機に排熱回収ボイラをつ番すた場合の風量バランス
の例である。第１１図はクリンカー冷却機の冷却空気の
循環のない場合のつまり￥Ｓ１０図（ａ）に相当するも
のの冷却曲線の例を示す。第１０図において、参照符号
は後述の第１図と同一部材を示している。また、■は各
部分における風量（Ｎｒｎ’／ｋｇクリンカー）を示し
、Ｔはガス温度（℃）を示す。従来排熱回収ボイラの排
気を再びクリンカー冷却機に導き冷却空気として再使用
する方法がある。この場合排気損失はＯとなり排熱回収
のシステムとして回収熱量の面からは最大の効率が期待
出来る。しかしながら、排熱回収ボイラに導入する空気
温度を４００℃近辺とする場合には、第１２図が示すよ
うに、クリンカー冷却機のクリンカー温度がすでに低下
して来ている出口近辺で熱交換した後の１５０℃程度以
下の中温領域の冷却排空気は利用できない。（先に述べ
たように、たとえフラッシュサイクル付きの発電設備の
ボイラであっても、給水加熱に用いる熱量がすでに余剰
となっており、他にこの中温排気の利用が困難である場
合にはそのまま大気に放出する以外にない。）このよう
な場合、本発明においては、この余剰の中温排気の一部
を排熱回収ボイラ部の排気の一部に代えて燃料焚ボイラ
部の燃焼用空気として利用し、より多くの熱量回収を図
る方法をとる。

今、セメントクリンカ−冷却機からの排熱回収ボイラ部
と燃料焚ボイラ部を併置して、排熱回収ボイラの排気の
一部を又は、排熱回収ボイラ部に使用しないセメントク
リンカ−冷却機の中温排気の一部を、燃料焚ボイラ部の
燃焼用空気として使用し、排熱回収ボイラ部は大部分の
給水加熱と一部の蒸発を、燃料焚ボイラ部は一部の給水
加熱と大部分の蒸発及び全量の蒸気過熱を、それぞれ分
担させ、排熱回収のみの場合の蒸気に比較してより高温
高圧の発電規模に適した蒸気条件にして、その蒸気条件
における給水加熱、蒸発、蒸気過熱に必要な各々、その
温度領域における熱量を、燃料焚ボイラ部と排熱回収ボ
イラ部が伝えて、共にその排気が１００〜１５０℃程度
に迄低下するようにクリンカー冷却機からの中温排気又
は排熱回収ボイラ部の排気の、燃料焚ボイラ部への燃焼
用空気として使用する量をバランスさせれば、セメント
の生産に必要な電力の５０〜１００％を賄える程度の発
電が可能となる。そして、従来の排熱回収ボイラを設置
した場合、あるいは単独に燃料焚ボイラを設置した場合
に比較して以下に述べる長所を見出す事が出来る。

尚、以下の説明に用いる本発明に係わる実施例の数値は
１００　ｔ／ｈ〜２００　ｔ／１１（７２０，０００ｔ
／年〜１，４４０，０００ｔ／年）の通常の予熱器付セ
メントキルンの後流に設置されるクリンカー冷却機に適
用したものであり、蒸気条件を４５０℃、５０ａｔａ及
び±１０ａｔａとして、クリンカー冷却機からの中高温
排気を３００，３５０，４００℃の場合について比較し
た結果に基づくものである。蒸気条件の選定は当然なが
ら、設備の規模とボイラ及びタービンの材質による設備
費の増減を考慮して決定されるべきである。また、ボイ
ラの排気温度１００〜１５０℃についても、ガスと蒸気
（水）間の温度差からのボイラ伝熱面積の増減による設
備費の増減を考慮して決定されるべきである。勿論これ
らの選定の結果が本発明の考え方を左右するものではな
い。

従来の排熱回収ボイラの場合に比　した　合の長所 （１）蒸気条件を発電規模に適したものに出来るため、
発電効率の向上が可能である。

第１表に蒸気条件（温度圧力）によるタービンの熱効率
（％）と蒸気消費量（ｋｇ−ｓｔｅａｍ／ＫＷＨ）の例
を示す。（４）と（５）を比較した場合、前者は同じ熱
量で後者の約５０％も多く発電する事が出来る。

第１表 （２）クリンカー冷却機からの排気を給水加熱及び部の
蒸発に無駄なく利用する事が出来るため、給水加熱熱量
が余剰になる事による排ガス温度の上昇がない。また、
熱回収をより良くするために、フラッシュサイクル付発
電設備を採用するための設備の複雑化、設備費の高騰を
招く事がない。

従来の排熱回収ボイラの場合の発電量上限の約２０　Ｋ
Ｗｈ／ｌクリンカーに対して、２．５〜５．０倍の発電
量を確保した場合、設備のスケールメリットが出てくる
事と、従来のフラッシュサイクル付の設備であるための
割高な設備とその発電量を対比して考えると、第１３図
（本図の説明は後述する）の例で示すように前記（１）
の効率向上と併せ考えると、その差分の設備費に対する
差分の電力についての評価は安価なものとなり、セメン
ト生産に必要なトータルの電力費を節減する事が可能で
ある。第２表に従来の技術及び本発明の設備と発電原価
との対比を示す。

第２表　従来の技術と本発明の対比 （３）クリンカー冷却機からの排気温度の変動によるボ
イラへの熱量変動は１７２．５〜１７５．０に減少する
。また、燃料焚ボイラ部に蒸発量の調整機能があるため
、セメント生産に必要な電力を、クリンカー冷却機から
の排気温度の変動に左右されずに供給する事が出来る。

この事はとりも直さず、設備利用′率を高める事となる
。

（４）セメント生産に必要な電力の５０％〜１００％を
賄う事が出来るので、電力の自給率を高める事が出来る
。また、セメント生産に必要な電力のうち原料受入れか
らセメントクリンカー生産迄に必要な電力は６０％前後
であるが、この程度の規模の設備とした場合、セメント
工場の電力運用に好都合である。つまり、セメント粉砕
と出荷部門は、通常１〜２週間分の生産量に相当する大
量のクリンカー及びセメントのストックを持っている。

従って、セメ・ントクリンカー生産を休止中（３〜４週
間、年に２〜３回）においても独立して運用される事が
多く、その意味からも、この部門の運転はセメントクリ
ンカ−生産時に従属して発生する電力に依存しない方が
、電力運用の面からも好ましい。第１４図にこれらの電
力使用状況の概念図を示す。

１００％発電量を確保する場合、中高温排気の量を増加
する必要があり、第２０図にみられるように、温度の低
下による効率の低下を招く。また、セメント粉砕部門や
出荷部門を休止した場合、発電量を落すか、他に負荷源
を見出して発電量を確保するか等の、方法をとる必要が
ある。セメントクリンカ−生産を休止した場合には、セ
メント粉砕部門と出荷部門の運転を行なう際に外部から
の電力を確保する必要がある。その電力は般的には需要
率（平均電力／最大電力）が極めて低いために高価な購
入電力となりやすい。しかし、電力の供給事情が悪い場
合には効率低下を覚悟すれば、燃料焚ボイラ部のみでこ
の部門に必要な電力の発電が可能である事は言う迄もな
い。

（１）ボイラのみかけ効率（燃料焚ボイラ部に用いた熱
量に対する発生蒸気熱量）は当然のことながら、排熱回
収空気の熱量が有効に利用出来る本発明の範囲において
、一般の大型燃料焚ボイラに比較して格段に優れている
。

（２）第１５図は従来の技術の熱効率と本発明のそれと
の対比を中高温排気温度を横軸にとって示したものであ
る。■は従来の技術の熱効率（発電量の熱量換算値の中
高温排気熱量に対する比％）を示し、■は本発明の場合
の総合熱効率（発電量の熱量換算値の中高温排気熱量と
使用燃料熱量との和に対する比％）を示す。■は本発明
の発電量と従来の技術のそれとの差の熱量換算値の使用
燃料熱量に対する比％を示したもので、以下これを差分
熱効率と呼ぶ。

本発明の発電量と従来の技術のそれとの差を、通常の燃
料焚ボイラによる発電設備によって得る場合、１０，０
ＯＯＫＷ〜１５．０ＯＯＫＷ程度の規模のものでは、そ
の熱効率は２５〜２８％程度であるが、これに相当する
本発明の差分熱効率は３０〜３１％となり、本発明の利
点がここにみられる。つまり使用燃料が本発明の組み合
わせと、中高温排気量に対する燃料焚ボイラ部への中温
排気の使用量の最適バランスによって、より効率的に電
力に変換される結果となっている。

（３）発電量当りの蒸気消費量については、一般の大容
量燃料焚ボイラのそれに比較して、蒸気条件をそれ程高
温高圧に出来ないために、やや多くなるが、みかけの発
電効率（発電電力量に対する燃料焚ボイラ部に用いた熱
量）は第１６図に示すように一般の燃料焚の発電設備に
比較して３５０℃以上の排熱回収温度の場合は優れた値
となる。また、３００℃の場合でも一般の自家用発電設
備のそれと比較して遜色ない値は確保出来る。

燃料焚ボイラ部に浅床二床式流動床ボイラを併置すれば
、排ガスの処理のための設備を必要としない。また、燃
料排ガスより集塵された石炭灰及び脱硫に使用した廃石
灰石の処理については、本発明の範囲において、セメン
トプロセスが本質的に脱硫プロセスである事を考えると
、セメント原料として使用可能であり、特別な灰捨場等
の確保は必要ない。

即ち、低品位炭（３０００ｋｃａｕ／ｋｇ−ｃｏａｌ）
の場合、７０ｋｗｈ／ｌ・クリンカーの発電の場合でも
最大で約７０ｋｇ−ｃｏａｌ／ｌ・クリンカーである。

クリンカー中のアッシュ混合率はアッシュ４０％として
２８ｋｇ−Ａｓｈ／ｌ・クリンカーとなり、アッシュの
成分を勘案した原料配合をすれば全く問題にならない。

また、脱硫に使用する石灰石は使用する石灰中の硫黄分
（Ｓ）によるが、３０００ｋｃａＩｌ。

／　ｋ　ｇ−ｃ　ｏ　ａ　ｌでＳ＝２％の場合、石炭量
の約２０％で充分であり、この量も主成分がＣａＣＯ３
とＣａ５Ｏ＋である事を考えれば全く問題にするに当ら
ない。

［実施例］ 第１図、第２図及び第３図はこの発明の実施例を示す。

第１図及び第２図はセメントクリンカ−焼成装置と本発
明の排熱回収ボイラの全体の構成を示すガス流を主体と
したフローチャートである。第３図は本発明の排熱回収
ボイラの実施例の各部の構成とつながりを示す水及び蒸
気の流れを主体とした概念図である。

第１図及び第２図について説明する。１は排熱回収ボイ
ラ部、２は排熱回収ボイラ部１に併置した燃料焚ボイラ
部である。３は、燃料焚ボイラ部２に用いる燃料の供給
を示したものである。４は格子型セメントクリンカ−冷
却機である。５は冷却機４の格子であり、ロータリーキ
ルン６から落下してくるクリンカーを約半数の固定格子
と交互に設けられた可動格子の往復動によってハンマー
クラッシャー１９が設置されている出口方向へ送って行
く。クリンカーはこの出口方向に送られながら、ファン
１５から送られる大気温度の空気と循環ファン１６から
送られる排熱回収ボイラ部１からの循環排気により徐々
に冷却される。ロータリーキルン６は回転とその傾斜に
よって仮焼炉付熱交換器７から落下してくるセメント原
料をクリンカー冷却機４の方向に送る。バーナー１０に
よって供給される燃料によって、原料は向流熱交換され
て焼成されクリンカーとなってクーラー４に落下する。

９は仮焼炉用バーナー、８は通風を確保する等のファン
である。１４は燃料吹込用のファンである。１１は、ク
リンカー冷却機４からの中高温排ガスを排熱回収ボイラ
部１に導く前のクリンカー粉の集塵装置である。１７は
ファンであり、第１図では、排熱回収ボイラ部によって
熱回収された排気の一部を燃料焚ボイラ２へ送る。

第２図ではクリンカー冷却機４の排気の中温排気を集塵
装置１１とは別に設置した集塵機１３によってクリンカ
ー粉を除塵した後に、その一部を燃料焚ボイラ部２へ送
り、３で示す燃料の燃焼用空気として使用する。１２は
、燃料焚ボイラ部の燃焼排ガスの集塵のための集塵機で
ある。

第３図について説明する。１及び２は第１．２図と同じ
く、各々排熱回収ボイラ部及び、燃料焚ボイラ部である
。２６及び２７は夫々排熱回収ボイラ部及び、燃料焚ボ
イラ部の給水加熱を受は持つ管群（一般に言われるエコ
ノマイザ−）である。２８及び２９は夫々同様に一部の
蒸発を受は持つ管群である。３０は、燃料焚ボイラ部２
の主蒸発管群であり、ここで殆んどの蒸発を受は持つ。

３３はボイラドラムであり給水加熱部２６２７、管群２
８，２９、主蒸発管群３０より送られてくる加圧水、気
水混合蒸気から、飽和蒸気を分離する。５１は過熱器で
あり、ドラム３３より送られる飽和蒸気を必要な温度に
過熱する。

４１は蒸気タービン、４２は発電機、５０はタービン排
気のコンデンサである。５５はコンデンサ５０からの復
水をボイラ部１及び２に再び送るための給水ポンプであ
る。５３及び５４はドラム３３の飽和水を夫々燃料焚ボ
イラ部２の主蒸発管群３０及び、排熱回収ボイラ部１の
蒸発管群２８と、燃料焚ボイラ部２の蒸発管群２９との
間に循環させるための循環ポンプである。５６，５７゜
５８ａ、５８ｂ、５９．６０はガスの流れを示し、５６
はクリンカー冷却機４からの中高温排気、５７は排熱回
収ボイラ部２を出た排気、５８ａは排熱回収ボイラ部１
を出た一部の燃料焚ボイラ部２への燃料燃焼用空気、５
８ｂはクリンカー冷却機４の中温排気を燃料焚ボイラ部
２の燃焼用空気に使用する場合の流れ、５９は排熱回収
ボイラ部１の排気のクリンカー冷却機への循環流を示す
。また、６０は燃料焚ボイラ部２からの排気であり、集
塵装置へ送られるものを示す。

本実施例では主蒸発管群３０は石炭等の流動燃焼床によ
り加熱されるよう構成されている。この流動燃焼床の上
側には石灰石、ドロマイト等の脱硫流動床が設けられて
いる。流動燃焼床からの燃焼ガスは脱硫流動床を通過し
た後、過熱器５１と接触し、その後、蒸発管群２９．２
７と接触した後、１００〜１５０℃程度の排ガスとなっ
て集塵機１２へ送られる。

次に本発明の基本的な考え方について必要な説明を加え
る。第１７図は本発明のシステムにおける、排熱回収ボ
イラ部の給水加熱熱量と蒸発熱量の分担について、蒸気
条件を温度を４５０℃、圧力を夫々４０，５０，６０ａ
ｔａとした場合にボイラ出口排気温度を１２０℃として
、排熱回収ボイラ部への排熱入口温度と、その熱量分担
について例示したものである。第１８図は同じく蒸気条
件を４５０℃５０ａｔａとして、排熱回収ボイラ部への
中高温排気のある流量における蒸発量と、その流量に対
する燃料焚ボイラ部の燃焼用空気の比率との関係なボイ
ラ出口排気温度を１２０℃にとり排熱回収ボイラ部への
中高温排気温度をパラメータ（３００℃ｌ　３５０℃、
４００℃）として例示したものである。第１７図中イ１
口、ハで示す点が、本発明におけるある蒸気条件（ここ
では４５０℃５０ａｔａ）における給水加熱、蒸発、蒸
気加熱に必要な熱量を燃料焚ボイラ部及び排熱回収ボイ
ラ部が伝えて共に１００〜１５０℃（ここでは１２０℃
）迄低下するように排熱回収ボイラ部の排気又は、クリ
ンカー冷却機からの１００〜１５０℃の中温排気の一部
（ここでは１２０℃の排熱回収ボイラ部の排気の一部）
を燃料焚ボイラ部への燃焼用空気として使用する量をバ
ランスさせた点である。この例では、中高温排気の量に
対する燃料焚ボイラ部への排熱回収ボイラ部の排気又は
クリンカー冷却機からの中温排気の比率は、中高温排熱
空気温度３００℃、３５０℃。

４００℃に対して夫々２４．３％、２１．２％。

１７．５％となる。第１９図は、これらの点を別に同様
な試算によって求めた蒸気圧力の４０ａｔａ及び６０ａ
ｔａの場合の値と共に例示したものである。

クリンカー冷却機からの中高温排気の温度、及びその量
と得られる蒸発量については、勿論クリンカー玲却機そ
のものの性能にもよるが一般的には、第２０図の総合熱
効率（ボイラ全入熱に対する蒸気発生に必要な熱量の比
（％））の推移例が示すように、中高温排気の温度が高
い程、熱回収率は高い。また、燃料焚ボイラ部燃焼空気
比率を低下させても、つまり燃料を少なくしても熱回収
効率の低下が少ない。しかし第１２図の例から容易に類
推出来るように、排熱ボイラ部の中高温排気を高くとれ
ば、その量が少なくなりクリンカー（セメント）を当り
の蒸発量はかえって減少する。逆に中高温排気の温度を
下げれば、熱回収効率はやや低くなり、燃料焚ボイラ部
燃焼空気比率を低下させた、つまり燃料を少なくした時
の熱回収効率の低下は著しい。しかしその量はより多く
確保出来るので、クリンカー（セメント）を当りの蒸発
量は増加する。

第２１図は、クリンカー冷却機からの中高温排気の温度
とその量の関係を示し、第２２図は、その排気量に対し
て第１９図の例の共に１２０℃迄利用するように燃料焚
ボイラ部の燃焼用空気比率を選定した場合の蒸発量をク
リンカーを当りで示したものである。

第２２図の蒸発量を第１表の蒸気条件による蒸気消費量
として３．９ｋｇ、ｓｔｅａｍ／ＫＷＨを採って発電量
に換算したものが第２３図である。第１６図及び第２０
図の各々の効率を考慮すると、一般的には中高温排気が
３５０〜３８０℃程度の値が、この例の場合には適して
いる事となり、この値は先に述べたセメント原料の受入
れからセメントクリンカー生産に必要な電力にほぼ一致
する。しかしクリンカー焼成に必要な空気量や、クリン
カー冷却機の性能によって、とり得る中高温排空気の量
が変るし、セメント生産に必要な電力も工場の特殊性に
よって変ってくるので、外部からの購入電力費、及び電
力使用面の運用のしやすさ、発電設備に係わる費用（設
備費操業費等）等を考慮して本発明の蒸発量（発電量）
を左右する中高温排気の温度は選定されるべきものであ
る。

第１３図について説明する。本図は第２３図における発
電電力から、従来の技術のフラッシュサイクル付発電を
行った場合の発電電力との差の、燃料焚ボイラ部に消費
した燃料の熱量に対する比（％）（差分熱効率と称する
）を示したもので、この最大値は、第１７図の各々４９
口、への点にほぼ一致する燃料焚ボイラ部燃焼空気の排
熱ボイう部中高温空気量に対する比率（％）となフてい
る。つまり燃料焚による強化された排熱回収ボイラによ
る発電の最大効率の点である。

なお、従来の技術による発電電力については、当然なが
ら中高温排気の温度３００℃、３５０’ｅ、４００℃に
対して蒸気条件はその温度に見合うように夫々、２７０
℃１５ａｔａ、３２０℃１７ａｔａ、３７０℃２０ａｔ
ａとし２ａｔａのフラッシュサイクル付の設備として試
算した。

［効果］ 以上の通り、本発明の排熱回収ボイラによれば、 （１）　蒸気条件を発電規模に適したものに出来るため
、発電効率の向上が可能である。

（２）　クリンカー冷却機からの排気を給水加熱及び一
部の蒸発に無駄なく利用する事が出来るため、給水加熱
熱量が余剰になる事による排ガス温度の上昇がない。ま
た、熱回収をより良くするために、フラッシュサイクル
付発電設備を採用するための設備の複雑化、設備費の高
騰を招く事がない。

（３）　クリンカー冷却機からの排気温度の変動による
ボイラへの熱量変動は１／２．５〜１１５、Ｏに減少す
る。また、燃料焚ボイラ部に蒸発量の調整機能があるた
め、セメント生産に必要な電力を、クリンカー冷却機か
らの排気温度の変動に左右されずに供給する事が出来る
。この事はとりも直さず、設備利用率を高める事となる
。

（４）　セメント生産に必要な電力の５０％〜１００％
を賄う事が出来るので、電力の自給率を高める事が出来
る。また、セメント生産に必要な電力のうち原料受入れ
からセメントクリンカー生産迄に必要な電力は６０％前
後であるが、この程度の規模の設備とした場合、セメン
ト工場の電力運用に好都合である。

（５）　ボイラのみかけ効率（燃料焚ボイラ部に用いた
熱量に対する発生蒸気熱量）は当然のことながら、排熱
回収空気の熱量が有効に利用出来る本発明の範囲におい
て、一般の大型燃料焚ボイラに比較して格段に優れてい
る。

（６）　使用燃料の熱量が本発明の組み合わせと、中高
温排気量に対する燃料焚ボイラ部への中温排気の使用量
の最適バランスによって、より効率的に電力に変換され
る。

（７）　発電量当りの蒸気消費量については、般の大容
量燃料焚ボイラのそれに比較して、蒸気条件をそれ程高
温高圧に出来ないために、やや多くなるが、みかけの発
電効率（発電電力量に対する燃料焚ボイラ部に用いた熱
量）は一般の燃料焚の発電設備に比較して３５０℃以上
の排熱回収温度の場合は優れた値となる。また、３００
℃の場合でも一般の自家用発電設備のそれと比較して遜
色ない値は確保出来る。

【図面の簡単な説明】

第１図及び第２図は本発明の排熱回収ボイラの全体の構
成を示すフローチャートである。第３図は本発明の排熱
回収ボイラの実施例の各部の構成図である。第４図はあ
る蒸気条件（３５０℃２０ａｔａ）の蒸気発生に必要な
熱量の割合（％）を示す線図である。第５図は蒸気条件
によって４０℃の給水が必要とする熱量の割合（％）を
示す線図である。第６図は、第４図の排熱回収空気温度
の利用可能熱量とボイラ排気温度の関係を示す線図であ
る。 第７図は、フラッシュサイクル付の排熱発電設備の系統
図である。第８図は、蒸気発生に必要な熱量と排空気の
温度の低下を示す線図である。 第９図は一般の燃料焚ボイラにおける必要熱量を示す線
図である。第１０図は、クリンカー冷却機の風量と温度
（℃）のバランスを示す線図である。第１１図及び第１
２図は、クリンカー冷却機の冷却曲線図である。第１３
図は差分発電効率を示す線図である。第１４図はセメン
ト製造プラント運転時の受電電力及び発電電力と使用電
力の図である。第１５図は発電熱効率を示す線図である
。第１６図は発電電力の熱量換算値の燃料焚ボイラ部へ
の使用熱量に対する比率（％）の変化を示す線図である
。第１７図は排熱回収ボイラ部の熱量分担割合を示す線
図である。第１８図は排熱回収ボイラ部取入空気量にお
ける蒸発量及びボイラ出口排気温度の変化を示す線図で
ある。第１９図は燃料焚ボイラ部空気量の排熱回収ボイ
ラ部空気量に対する比を示す線図である。第２０図は総
合熱回収効率を示す線図である。第２１図は、クリンカ
ー冷却機の中高温排空気の温度と量の関係を示す線図で
ある。第２２図は蒸発量と温度の関係を示す線図である
。第２３図は蒸発量を発生電力に換算して示す線図であ
る。 １・・・排熱回収ボイラ部、 ２・・・燃料焚ボイラ部、 ４・・・クリンカー冷却機、 ３３・・・ボイラドラム、 ４１・・・蒸気タービン、 ４２・・・発電機。 代理人　　弁理士　　重　野　　剛 ＋−！ へ玉口咽目ｐ −碍囲間留掖嘴承 −＠宴ンモ！ へ頬裂、便厭幅パＪ 厭ｐ −３ぼく０瓢：　回与各冊　ミ巳

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. （１）セメント製造設備のセメントクリンカー冷却機か
   ら出る排気のうち中高温排空気の排熱を回収する設備に
   おいて、排熱を回収するボイラ部と燃料焚ボイラ部とを
   併置し、排熱回収ボイラ部の排気、又はクリンカー冷却
   機の上記の中高温排気以外の中温排気の一部を燃料焚ボ
   イラ部の燃焼用空気に使用し、排熱回収ボイラ部には大
   部分の量の給水加熱と一部の量の蒸発を分担させ、燃料
   焚ボイラ部には一部の量の給水加熱と大部分の量の蒸発
   及び全量の蒸気過熱を分担させることを特徴とする排熱
   回収ボイラ。