JPH0682002A - ガスタービン排ガス利用回収ボイラ発電プラント - Google Patents
ガスタービン排ガス利用回収ボイラ発電プラントInfo
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- JPH0682002A JPH0682002A JP4253487A JP25348792A JPH0682002A JP H0682002 A JPH0682002 A JP H0682002A JP 4253487 A JP4253487 A JP 4253487A JP 25348792 A JP25348792 A JP 25348792A JP H0682002 A JPH0682002 A JP H0682002A
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- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
- Y02P70/00—Climate change mitigation technologies in the production process for final industrial or consumer products
- Y02P70/10—Greenhouse gas [GHG] capture, material saving, heat recovery or other energy efficient measures, e.g. motor control, characterised by manufacturing processes, e.g. for rolling metal or metal working
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Abstract
(57)【要約】 （修正有）
【目的】 黒液を燃料とする黒液回収ボイラとガスター
ビンを有し、建設費の低減、信頼性の向上、回収電力量
の増加を可能にする排ガス回収ボイラ発電プラントを得
る。 【構成】 回収ボイラ１と、ガスタービン１４と、ガス
タービン排ガスの廃熱を回収する過熱器１５−１と蒸発
器１５−２と給水加熱器１５−３とからなる熱交換器１
５と、フラッシャー２０と、蒸気タービン駆動発電機２
とを有し、ガスタービンは黒液燃焼に必要な酸素量を保
持し、回収ボイラ発生蒸気の温度は伝熱管を腐食しない
温度以下で、回収ボイラ発生蒸気を過熱器を通じて高温
過熱蒸気とし、蒸発器から中圧蒸気を発生させ、給水加
熱器に送入する給水量を調節して熱交換器排出ガス温度
を黒液燃焼に適合する温度として黒液燃焼用空気９とし
て使用し、給水加熱器通過給水量が蒸発器への給水量を
越える時は、フラッシャー２０に導入して低圧蒸気を発
生させる。
ビンを有し、建設費の低減、信頼性の向上、回収電力量
の増加を可能にする排ガス回収ボイラ発電プラントを得
る。 【構成】 回収ボイラ１と、ガスタービン１４と、ガス
タービン排ガスの廃熱を回収する過熱器１５−１と蒸発
器１５−２と給水加熱器１５−３とからなる熱交換器１
５と、フラッシャー２０と、蒸気タービン駆動発電機２
とを有し、ガスタービンは黒液燃焼に必要な酸素量を保
持し、回収ボイラ発生蒸気の温度は伝熱管を腐食しない
温度以下で、回収ボイラ発生蒸気を過熱器を通じて高温
過熱蒸気とし、蒸発器から中圧蒸気を発生させ、給水加
熱器に送入する給水量を調節して熱交換器排出ガス温度
を黒液燃焼に適合する温度として黒液燃焼用空気９とし
て使用し、給水加熱器通過給水量が蒸発器への給水量を
越える時は、フラッシャー２０に導入して低圧蒸気を発
生させる。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明はパルプ工場におけるパル
プ製造過程で生成される黒液を燃料とする黒液回収ボイ
ラとガスタービンとを有して、建設費の低減と、信頼性
の向上と、回収電力量の増加を可能にするガスタービン
排ガス利用回収ボイラ発電プラントに関するものであ
る。
プ製造過程で生成される黒液を燃料とする黒液回収ボイ
ラとガスタービンとを有して、建設費の低減と、信頼性
の向上と、回収電力量の増加を可能にするガスタービン
排ガス利用回収ボイラ発電プラントに関するものであ
る。
【０００２】
【従来の技術】図２は高温高圧回収ボイラと背圧タービ
ンを用いた従来の発電プラントの例である。図２におい
て、回収ボイラ５１の過熱器５２を出た高温高圧の蒸気
は蒸気タービン５６に送られ、仕事をして低圧蒸気（約
０．３ＭＰａＧ）となり、減温装置５７で、この圧力の
飽和温度より若干高い温度まで減温されて工場プロセス
に送られて行く。工場内で熱を奪われて復水となるが、
この内の数十％は再びドレンタンク（図示せず）に戻
り、鉄分等を除去された後、純水装置（図示せず）から
送り出された補給水６７と合流し、給水タンク５８に蓄
えられる。給水タンク５８内の給水は脱気器給水ポンプ
５９により脱気器６０に送られるが、途中低圧給水加熱
器６１内で回収ボイラ５１からの排ガスと熱交換し加温
される。
ンを用いた従来の発電プラントの例である。図２におい
て、回収ボイラ５１の過熱器５２を出た高温高圧の蒸気
は蒸気タービン５６に送られ、仕事をして低圧蒸気（約
０．３ＭＰａＧ）となり、減温装置５７で、この圧力の
飽和温度より若干高い温度まで減温されて工場プロセス
に送られて行く。工場内で熱を奪われて復水となるが、
この内の数十％は再びドレンタンク（図示せず）に戻
り、鉄分等を除去された後、純水装置（図示せず）から
送り出された補給水６７と合流し、給水タンク５８に蓄
えられる。給水タンク５８内の給水は脱気器給水ポンプ
５９により脱気器６０に送られるが、途中低圧給水加熱
器６１内で回収ボイラ５１からの排ガスと熱交換し加温
される。
【０００３】脱気器６０からボイラ給水ポンプ６２によ
って回収ボイラ５１の節炭器５３へ送られた給水は加温
され、蒸気ドラム５４に入る。
って回収ボイラ５１の節炭器５３へ送られた給水は加温
され、蒸気ドラム５４に入る。
【０００４】一方、燃焼用空気は押込送風機６３によっ
て低温蒸気式空気予熱器６４および高温蒸気式空気予熱
器６５を通じて約１５０℃程度まで加熱された後、回収
ボイラ５１に送られ、炉壁の空気口７０から火炉５５内
に燃焼用空気として供給されている。
て低温蒸気式空気予熱器６４および高温蒸気式空気予熱
器６５を通じて約１５０℃程度まで加熱された後、回収
ボイラ５１に送られ、炉壁の空気口７０から火炉５５内
に燃焼用空気として供給されている。
【０００５】蒸気タービン５６の途中段から、中圧蒸気
（１．５ＭＰａＧクラス）が抽気され、減温装置６６に
よって飽和蒸気温度程度に減温された後、パルプ蒸解用
等のプロセス蒸気用および高温蒸気式空気予熱器６５等
のボイラ所内蒸気に使用される。
（１．５ＭＰａＧクラス）が抽気され、減温装置６６に
よって飽和蒸気温度程度に減温された後、パルプ蒸解用
等のプロセス蒸気用および高温蒸気式空気予熱器６５等
のボイラ所内蒸気に使用される。
【０００６】また、タービンからの排気は低圧蒸気
（０．２〜０．３ＭＰａＧクラス）として上述のように
工場プロセスに送られる他に、脱気器６０、蒸気式黒液
加熱器６８、低温蒸気式空気予熱器６４或いはスメルト
６９の加熱等、回収ボイラ５１の所内蒸気として使用さ
れる。
（０．２〜０．３ＭＰａＧクラス）として上述のように
工場プロセスに送られる他に、脱気器６０、蒸気式黒液
加熱器６８、低温蒸気式空気予熱器６４或いはスメルト
６９の加熱等、回収ボイラ５１の所内蒸気として使用さ
れる。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】このように上記従来の
技術においても、高温高圧回収ボイラと背圧タービンを
用いた発電プラントにおいて、黒液燃焼ボイラの燃焼熱
を利用して高い熱効率のもとで発電を行うことが可能で
あったほか、回収ボイラ発生蒸気を利用した発電プラン
トの熱効率を向上させる目的でボイラ出口蒸気条件を１
０ＭＰａＧ×５００℃クラスとするボイラに関する研究
も行われ、例えば紙パルプ技術協会誌第４０巻第６号に
記載された「回収ボイラの現状技術と将来の展望」等に
おいて幾つか公表されている。
技術においても、高温高圧回収ボイラと背圧タービンを
用いた発電プラントにおいて、黒液燃焼ボイラの燃焼熱
を利用して高い熱効率のもとで発電を行うことが可能で
あったほか、回収ボイラ発生蒸気を利用した発電プラン
トの熱効率を向上させる目的でボイラ出口蒸気条件を１
０ＭＰａＧ×５００℃クラスとするボイラに関する研究
も行われ、例えば紙パルプ技術協会誌第４０巻第６号に
記載された「回収ボイラの現状技術と将来の展望」等に
おいて幾つか公表されている。
【０００８】しかし回収ボイラ水冷壁の腐食は、テスト
結果や経験からその管壁温度が３３０℃〜３４０℃以上
になると炭素鋼の場合急激に進行するとが判っている。
すなわち、１０ＭＰａＧクラスの場合、水冷壁下部にお
ける蒸気飽和温度は３２０℃近くなり、管壁温度は当然
３３０℃以上となる。このため１０ＭＰａＧクラスの回
収ボイラの水冷壁は炭素鋼外部のオーステナイト系鋼に
よる肉盛り、溶射等のほか内側を炭素鋼、外側をステン
レス鋼とした二重管を使用して耐食性を保持させてい
る。
結果や経験からその管壁温度が３３０℃〜３４０℃以上
になると炭素鋼の場合急激に進行するとが判っている。
すなわち、１０ＭＰａＧクラスの場合、水冷壁下部にお
ける蒸気飽和温度は３２０℃近くなり、管壁温度は当然
３３０℃以上となる。このため１０ＭＰａＧクラスの回
収ボイラの水冷壁は炭素鋼外部のオーステナイト系鋼に
よる肉盛り、溶射等のほか内側を炭素鋼、外側をステン
レス鋼とした二重管を使用して耐食性を保持させてい
る。
【０００９】ボイラ出口の蒸気温度を上げた場合、過熱
器管外壁温度が高くなり、一方ダスト中に含まれるＣｌ
（塩素）やＫ（カリウム）の化合物によりダストの溶融
温度は下るため、高温ボイラの過熱器管外壁にダストが
付着し、溶融灰により過熱器管の腐食が激しくなること
が予想される。
器管外壁温度が高くなり、一方ダスト中に含まれるＣｌ
（塩素）やＫ（カリウム）の化合物によりダストの溶融
温度は下るため、高温ボイラの過熱器管外壁にダストが
付着し、溶融灰により過熱器管の腐食が激しくなること
が予想される。
【００１０】従って、５００℃クラスの回収ボイラの過
熱器管は耐食性から特殊なオーステナイト系ステンレス
鋼管を使用するとともに、過熱器管内で局所的な高温蒸
気部が生じないように設計上工夫している。
熱器管は耐食性から特殊なオーステナイト系ステンレス
鋼管を使用するとともに、過熱器管内で局所的な高温蒸
気部が生じないように設計上工夫している。
【００１１】しかしながら、上記のような対策を講じて
も１０ＭＰａＧ，５００℃クラスが現技術の最大限であ
り、この温度をあと１５〜２０℃程度上昇させることが
精一杯であり、通常の火力発電プラントで使用されてい
る１０ＭＰａＧ×５４０℃のレベルにすることはかなり
難しい。
も１０ＭＰａＧ，５００℃クラスが現技術の最大限であ
り、この温度をあと１５〜２０℃程度上昇させることが
精一杯であり、通常の火力発電プラントで使用されてい
る１０ＭＰａＧ×５４０℃のレベルにすることはかなり
難しい。
【００１２】この結果、製紙プラントに必要な低圧蒸気
（通常０．２ＭＰａＧ〜０．３ＭＰａＧクラス）をター
ビンから抽気したり、タービン出口から送気する場合、
湿り蒸気になる場合もあり、抽気復水タービンを使用す
るとタービン最終段落における蒸気乾き度がタービンの
許容値以下となる場合もあり、石炭焚や重油焚ボイラに
よるより高温蒸気と混合することによって、このような
現象が生じないようにされている場合が多い。
（通常０．２ＭＰａＧ〜０．３ＭＰａＧクラス）をター
ビンから抽気したり、タービン出口から送気する場合、
湿り蒸気になる場合もあり、抽気復水タービンを使用す
るとタービン最終段落における蒸気乾き度がタービンの
許容値以下となる場合もあり、石炭焚や重油焚ボイラに
よるより高温蒸気と混合することによって、このような
現象が生じないようにされている場合が多い。
【００１３】また炉底部に滞留するチャーを燃焼に適切
な形状にする目的と、チャー内のＮａ2 ＳＯ4 等を還元
し、再び蒸解用薬品として回収する目的のために燃焼用
空気が炉壁からチャーに向かって噴射される。しかしこ
の空気は還元目的に使用されるが故に燃焼に必要な酸素
量よりも少ない状態、すなわち理論燃焼空気量よりも少
ない空気量が供給される。またこの温度は燃焼の安定を
確保するための１５０℃程度に加熱された状態で炉壁か
ら噴出される。
な形状にする目的と、チャー内のＮａ2 ＳＯ4 等を還元
し、再び蒸解用薬品として回収する目的のために燃焼用
空気が炉壁からチャーに向かって噴射される。しかしこ
の空気は還元目的に使用されるが故に燃焼に必要な酸素
量よりも少ない状態、すなわち理論燃焼空気量よりも少
ない空気量が供給される。またこの温度は燃焼の安定を
確保するための１５０℃程度に加熱された状態で炉壁か
ら噴出される。
【００１４】回収ボイラでは、燃焼用空気を加熱するの
に、一般の火力ボイラのようにガス式空気予熱器を使用
せず、蒸気式空気予熱器を使用し、上記の１５０℃程度
の温度とする。この理由はダストによるガス式空気予熱
器の目詰りを防ぐ為と燃焼温度の安定を図るためであ
る。
に、一般の火力ボイラのようにガス式空気予熱器を使用
せず、蒸気式空気予熱器を使用し、上記の１５０℃程度
の温度とする。この理由はダストによるガス式空気予熱
器の目詰りを防ぐ為と燃焼温度の安定を図るためであ
る。
【００１５】蒸気式空気予熱器の加熱用蒸気として、タ
ービンから抽出される中圧蒸気と、同じくタービンから
抽出される低圧蒸気またはタービン排気からの低圧蒸気
が使用される他に、低圧蒸気は黒液加熱やボイラから取
り出される薬剤、すなわちスメルトの加熱にも使用され
る。
ービンから抽出される中圧蒸気と、同じくタービンから
抽出される低圧蒸気またはタービン排気からの低圧蒸気
が使用される他に、低圧蒸気は黒液加熱やボイラから取
り出される薬剤、すなわちスメルトの加熱にも使用され
る。
【００１６】このため回収ボイラで使用される所内蒸気
量は重油焚ボイラで使用される量よりもかなり多くな
り、タービン入口蒸気量すなわちボイラ発生蒸気量の６
〜７％を必要とする。
量は重油焚ボイラで使用される量よりもかなり多くな
り、タービン入口蒸気量すなわちボイラ発生蒸気量の６
〜７％を必要とする。
【００１７】パルプを使用し、紙を製造する製紙工場で
は、パルプの蒸解用に中圧蒸気（１．５ＭＰａＧクラ
ス）を、また抄紙機ドライヤー用や黒液濃縮のために低
圧蒸気（０．２ＭＰａＧ〜０．３ＭＰａＧクラス）を多
量に必要とし、これ等の蒸気の大部分はタービン途中段
から抽気されたり、タービンノ排気から製紙プラントの
ラインに送られている。
は、パルプの蒸解用に中圧蒸気（１．５ＭＰａＧクラ
ス）を、また抄紙機ドライヤー用や黒液濃縮のために低
圧蒸気（０．２ＭＰａＧ〜０．３ＭＰａＧクラス）を多
量に必要とし、これ等の蒸気の大部分はタービン途中段
から抽気されたり、タービンノ排気から製紙プラントの
ラインに送られている。
【００１８】しかしながら、上記の高効率回収ボイラは
全て回収ボイラのみの改善による解決であったためにボ
イラの伝熱管の多くは特殊高級材料が使用されたもので
あった。
全て回収ボイラのみの改善による解決であったためにボ
イラの伝熱管の多くは特殊高級材料が使用されたもので
あった。
【００１９】本発明はこのよな情勢に鑑みてなされたも
ので、回収ボイラとして長年信頼性第一に考えてきた範
囲の蒸気条件を選び、高級材料および高級かつ特殊な材
料を過熱器や水冷壁部に使用することなく、中圧蒸気お
よび低圧蒸気を余分に発生せしめて、現状の１０ＭＰａ
Ｇ×５００℃クラスの回収ボイラによる発電プラントよ
りも熱効率の高い発電プラントを構成することを目的と
している。
ので、回収ボイラとして長年信頼性第一に考えてきた範
囲の蒸気条件を選び、高級材料および高級かつ特殊な材
料を過熱器や水冷壁部に使用することなく、中圧蒸気お
よび低圧蒸気を余分に発生せしめて、現状の１０ＭＰａ
Ｇ×５００℃クラスの回収ボイラによる発電プラントよ
りも熱効率の高い発電プラントを構成することを目的と
している。
【００２０】
【課題を解決するための手段】上記の目的は、前記特許
請求の範囲に記載されたガスタービン排ガス利用回収ボ
イラ発電プラントによって達成される。すなわち、「パ
ルプ製造過程で生成される黒液を燃料とする回収ボイラ
と、ガスタービンと、ガスタービン排ガスの廃熱を回収
するものである上流側に配設した過熱器と、中間部に配
設した蒸発器と、下流側に配設した給水加熱器とからな
る熱交換器と、フラッシャーと、蒸気タービン駆動発電
機とを有する発電プラントであって、ガスタービンはそ
の排ガス中に回収ボイラの黒液燃焼に必要な酸素量を保
持し得る容量からなり、回収ボイラ発生蒸気の温度は炭
素鋼材料からなる伝熱管に腐食を生じない温度以下であ
り、回収ボイラ発生蒸気を前記熱交換器の過熱器を通じ
て高温過熱蒸気とし、前記熱交換器の蒸発器から中圧蒸
気を発生させ、前記熱交換器の給水加熱器に送入する給
水量を調節して前記熱交換器から排出されるガスの温度
を黒液燃焼に適合する温度として回収ボイラの黒液燃焼
用空気として使用し、前記熱交換器の給水加熱器の通過
給水量が上記蒸発器への給水量を越える時は、当該余剰
給水をフラッシャーに導入して低圧蒸気を発生させるガ
スタービン排ガス利用回収ボイラ発電プラント」であ
る。以下本発明の作用等について実施例に基づいて説明
する。
請求の範囲に記載されたガスタービン排ガス利用回収ボ
イラ発電プラントによって達成される。すなわち、「パ
ルプ製造過程で生成される黒液を燃料とする回収ボイラ
と、ガスタービンと、ガスタービン排ガスの廃熱を回収
するものである上流側に配設した過熱器と、中間部に配
設した蒸発器と、下流側に配設した給水加熱器とからな
る熱交換器と、フラッシャーと、蒸気タービン駆動発電
機とを有する発電プラントであって、ガスタービンはそ
の排ガス中に回収ボイラの黒液燃焼に必要な酸素量を保
持し得る容量からなり、回収ボイラ発生蒸気の温度は炭
素鋼材料からなる伝熱管に腐食を生じない温度以下であ
り、回収ボイラ発生蒸気を前記熱交換器の過熱器を通じ
て高温過熱蒸気とし、前記熱交換器の蒸発器から中圧蒸
気を発生させ、前記熱交換器の給水加熱器に送入する給
水量を調節して前記熱交換器から排出されるガスの温度
を黒液燃焼に適合する温度として回収ボイラの黒液燃焼
用空気として使用し、前記熱交換器の給水加熱器の通過
給水量が上記蒸発器への給水量を越える時は、当該余剰
給水をフラッシャーに導入して低圧蒸気を発生させるガ
スタービン排ガス利用回収ボイラ発電プラント」であ
る。以下本発明の作用等について実施例に基づいて説明
する。
【００２１】
【実施例】テスト結果によると、炭素鋼では管壁温度が
３３０℃〜３４０℃付近以上になると急速に腐食速度が
速くなることが判っている。すなわち、管内流体温度と
管外壁との温度差を３０℃と考えると、管内流体温度が
３００℃以上になると腐食進行が促進されるといえる。
このことは燃焼室下部における飽和蒸気圧力を８．５Ｍ
ＰａＧ以下とすれば飽和蒸気温度は３００℃以下とな
り、通常のボイラ用鋼管でも充分使用に耐えることを意
味する。
３３０℃〜３４０℃付近以上になると急速に腐食速度が
速くなることが判っている。すなわち、管内流体温度と
管外壁との温度差を３０℃と考えると、管内流体温度が
３００℃以上になると腐食進行が促進されるといえる。
このことは燃焼室下部における飽和蒸気圧力を８．５Ｍ
ＰａＧ以下とすれば飽和蒸気温度は３００℃以下とな
り、通常のボイラ用鋼管でも充分使用に耐えることを意
味する。
【００２２】また排ガス中のダストの溶融温度はガス中
に含まれるＣｌ（塩素）の影響が大きく、Ｃｌの濃度に
より可なり異なるが、管壁温度を５００℃以下とすれば
ダストが溶融して管壁に付着する可能性は殆ど生じな
い。すなわち、過熱器管内の蒸気温度を４７０℃〜４８
０℃以下に抑えればダスト溶融による付着は問題ないと
いえる。
に含まれるＣｌ（塩素）の影響が大きく、Ｃｌの濃度に
より可なり異なるが、管壁温度を５００℃以下とすれば
ダストが溶融して管壁に付着する可能性は殆ど生じな
い。すなわち、過熱器管内の蒸気温度を４７０℃〜４８
０℃以下に抑えればダスト溶融による付着は問題ないと
いえる。
【００２３】上に述べたことと過熱器管内の蒸気圧力損
失等を考慮し、回収ボイラ出口の蒸気圧力、温度を８Ｍ
ＰａＧ，４５０℃クラス以下とすれば現在の１０ＭＰａ
Ｇ×５００℃クラスの回収ボイラで用いているような特
殊材料、高級材料使用の必要はない。
失等を考慮し、回収ボイラ出口の蒸気圧力、温度を８Ｍ
ＰａＧ，４５０℃クラス以下とすれば現在の１０ＭＰａ
Ｇ×５００℃クラスの回収ボイラで用いているような特
殊材料、高級材料使用の必要はない。
【００２４】一方、黒液固形分（絶乾高位）１ｋｇ当た
りの理論燃焼空気量（Ｏ2 ：２１％）は３．８ｍ3 N で
空気比＝１．１５であり、給水温度１３５℃とした場
合、ボイラ出口蒸気圧力、温度が１０．２ＭＰａＧ×５
０５℃で、黒液固形分１ｋｇ当たり３．６ｋｇの蒸気を
発生し得る。
りの理論燃焼空気量（Ｏ2 ：２１％）は３．８ｍ3 N で
空気比＝１．１５であり、給水温度１３５℃とした場
合、ボイラ出口蒸気圧力、温度が１０．２ＭＰａＧ×５
０５℃で、黒液固形分１ｋｇ当たり３．６ｋｇの蒸気を
発生し得る。
【００２５】図１は本願発明の対象となる回収ボイラと
ガスタービンとを組み合わせた発電プラントの系統図で
ある。図１において、１は回収ボイラ、１−１は過熱
器、１−２は節炭器、１−３は蒸気ドラム、１−４は空
気口、１−５は火炉、２は蒸気タービン、３−１，３−
２は減温装置、４は給水タンク、５は脱気器給水ポン
プ、６は低圧給水加熱器、７は脱気器、８はボイラ給水
ポンプ、９は燃焼用空気、１２は蒸気式黒液加熱器。１
３はスメルト、１４はガスタービン、１５は廃熱回収熱
交換器、１５−１は加熱器、１５−２は蒸発器、１５−
３は給水加熱器、１６は復水タンク、１７は給水ポン
プ、１８は脱気器、１９は減圧弁、２０はフラッシャ
ー、２１は流量調節弁である。
ガスタービンとを組み合わせた発電プラントの系統図で
ある。図１において、１は回収ボイラ、１−１は過熱
器、１−２は節炭器、１−３は蒸気ドラム、１−４は空
気口、１−５は火炉、２は蒸気タービン、３−１，３−
２は減温装置、４は給水タンク、５は脱気器給水ポン
プ、６は低圧給水加熱器、７は脱気器、８はボイラ給水
ポンプ、９は燃焼用空気、１２は蒸気式黒液加熱器。１
３はスメルト、１４はガスタービン、１５は廃熱回収熱
交換器、１５−１は加熱器、１５−２は蒸発器、１５−
３は給水加熱器、１６は復水タンク、１７は給水ポン
プ、１８は脱気器、１９は減圧弁、２０はフラッシャ
ー、２１は流量調節弁である。
【００２６】ガスタービン１４排ガス中のＯ2 割合をα
％（通常１３〜１５％）とおき、ガスタービン１４排ガ
スを回収ボイラ１の黒液燃焼用空気９として使用した場
合の空気比λをフレッシュ空気を使用した場合と同じ値
のλ＝１．１５と想定すれば、必要なガスタービン排ガ
ス量Ｌｇは次式で表される。
％（通常１３〜１５％）とおき、ガスタービン１４排ガ
スを回収ボイラ１の黒液燃焼用空気９として使用した場
合の空気比λをフレッシュ空気を使用した場合と同じ値
のλ＝１．１５と想定すれば、必要なガスタービン排ガ
ス量Ｌｇは次式で表される。
【００２７】
【数１】
【００２８】一方、回収ボイラ１の容量は投入される黒
液を濃度１００％とした状態で、１日当たり黒液固形分
処理量として表されるので、この値をＢトン／日とする
と、回収ボイラ１に必要な燃焼空気量、すなわち１時間
当たりガスタービン１４排ガス量Ｌｇは次式で書くこと
ができる。
液を濃度１００％とした状態で、１日当たり黒液固形分
処理量として表されるので、この値をＢトン／日とする
と、回収ボイラ１に必要な燃焼空気量、すなわち１時間
当たりガスタービン１４排ガス量Ｌｇは次式で書くこと
ができる。
【００２９】
【数２】
【００３０】“数１”で表したような排ガス量Ｌｇ［ｍ
3 N ／ｈ］にほぼ見合うガス量を排出するガスタービン
１４を選択し、このガスタービン１４の排ガスによって
回収ボイラ１からの蒸気を過熱するとすれば、廃熱回収
熱交換器１５の加熱器１５−１における熱の授受式とし
て次の式が成り立つ。
3 N ／ｈ］にほぼ見合うガス量を排出するガスタービン
１４を選択し、このガスタービン１４の排ガスによって
回収ボイラ１からの蒸気を過熱するとすれば、廃熱回収
熱交換器１５の加熱器１５−１における熱の授受式とし
て次の式が成り立つ。
【００３１】
【数３】
【００３２】蒸気のエンタルピは圧力、温度の関数であ
り、加熱器１５−１入口、出口におけるガスと蒸気の温
度差Δ１（℃），Δ２（℃）を与え、回収ボイラ１出口
蒸気圧力ｐb （ＭＰａ）を与え、ボイラ給水温度を１３
５℃とすると“段落番号００２４”部において示した事
項から、“数３”を満足する回収ボイラ１出口の蒸気温
度ｔb （℃）、すなわち過熱器出口のガス温度Ｔｇ
2 （℃）および蒸発量Ｇｓ（ｋｇ／ｈ）が定まることと
なる。
り、加熱器１５−１入口、出口におけるガスと蒸気の温
度差Δ１（℃），Δ２（℃）を与え、回収ボイラ１出口
蒸気圧力ｐb （ＭＰａ）を与え、ボイラ給水温度を１３
５℃とすると“段落番号００２４”部において示した事
項から、“数３”を満足する回収ボイラ１出口の蒸気温
度ｔb （℃）、すなわち過熱器出口のガス温度Ｔｇ
2 （℃）および蒸発量Ｇｓ（ｋｇ／ｈ）が定まることと
なる。
【００３３】回収ボイラ１の出口圧力を約８ＭＰａＧク
ラスとすれば、“数３”から求まる回収ボイラ１の出口
蒸気温度は“段落番号００２２”部において述べた要求
事項を満足し得る。
ラスとすれば、“数３”から求まる回収ボイラ１の出口
蒸気温度は“段落番号００２２”部において述べた要求
事項を満足し得る。
【００３４】上記のような高圧高温の過熱蒸気を蒸気タ
ービン２に供給する。回収ボイラ１の給水は従来と同様
に給水タンク４から脱気器給水ポンプ５により回収ボイ
ラ１の排ガスと熱交換する低圧給水加熱器６を経て脱気
器７に送られ、給水ポンプ８によって回収ボイラ１の節
炭器１−２に供給される。一方、ガスタービン１４排ガ
スの廃熱回収熱交換器１５には純水装置や他の復水ター
ビンからの復水を貯える復水タンク１６から低温給水が
給水ポンプ１７によって送られる。
ービン２に供給する。回収ボイラ１の給水は従来と同様
に給水タンク４から脱気器給水ポンプ５により回収ボイ
ラ１の排ガスと熱交換する低圧給水加熱器６を経て脱気
器７に送られ、給水ポンプ８によって回収ボイラ１の節
炭器１−２に供給される。一方、ガスタービン１４排ガ
スの廃熱回収熱交換器１５には純水装置や他の復水ター
ビンからの復水を貯える復水タンク１６から低温給水が
給水ポンプ１７によって送られる。
【００３５】当給水は廃熱回収熱交換器１５用の脱気器
１８を経て同熱交換器給水加熱器１５−３に入り、ガス
タービン１４排ガスからの熱によって約２００℃迄加熱
される。
１８を経て同熱交換器給水加熱器１５−３に入り、ガス
タービン１４排ガスからの熱によって約２００℃迄加熱
される。
【００３６】給水加熱器１５−３と加熱器１５−１との
間に中圧（１．５ＭＰａＧクラス）の蒸気を発生させる
蒸発器１５−２を設ける。蒸発器１５−２によって中圧
飽和蒸気を発生させるが、ガスタービン１４の排ガスの
多少の変動によっても常に所要の中圧（１．５ＭＰａＧ
クラス）蒸気が得られるように、この圧力よりも若干高
い圧力（例えば２．０ＭＰａＧ程度）とし、減圧弁１９
で所要中圧値となるように調節する。この中圧蒸気の一
部を廃熱回収熱交換器１５用脱気器１８の加熱蒸気とし
て使用し、残りを中圧プロセス蒸気用に供給する。
間に中圧（１．５ＭＰａＧクラス）の蒸気を発生させる
蒸発器１５−２を設ける。蒸発器１５−２によって中圧
飽和蒸気を発生させるが、ガスタービン１４の排ガスの
多少の変動によっても常に所要の中圧（１．５ＭＰａＧ
クラス）蒸気が得られるように、この圧力よりも若干高
い圧力（例えば２．０ＭＰａＧ程度）とし、減圧弁１９
で所要中圧値となるように調節する。この中圧蒸気の一
部を廃熱回収熱交換器１５用脱気器１８の加熱蒸気とし
て使用し、残りを中圧プロセス蒸気用に供給する。
【００３７】蒸発器１５−２に供給した残りの熱水は低
圧（０．２〜０．３ＭＰａＧクラス）の蒸気を発生させ
るため、フラッシャー２０に送られるが、給水加熱器１
５−３のガス出口温度を回収ボイラ１の燃焼用空気入口
温度（約１５０℃）に調節するため、流量調節弁２１を
フラッシャー２０の入口に設け、上記のガス出口温度と
なるように給水量をコントロールする。
圧（０．２〜０．３ＭＰａＧクラス）の蒸気を発生させ
るため、フラッシャー２０に送られるが、給水加熱器１
５−３のガス出口温度を回収ボイラ１の燃焼用空気入口
温度（約１５０℃）に調節するため、流量調節弁２１を
フラッシャー２０の入口に設け、上記のガス出口温度と
なるように給水量をコントロールする。
【００３８】フラッシャー２０の未フラッシュ熱水は熱
交換器給水加熱器１５−３への給水と混合し、給水加熱
を行う。フラッシャー２０から発生する低圧（０．２〜
０．３ＭＰａＧクラス）の蒸気は蒸気タービン２の排気
ラインと合流し、プロセスに送られる。
交換器給水加熱器１５−３への給水と混合し、給水加熱
を行う。フラッシャー２０から発生する低圧（０．２〜
０．３ＭＰａＧクラス）の蒸気は蒸気タービン２の排気
ラインと合流し、プロセスに送られる。
【００３９】上記の説明では燃焼用空気の温度を約１５
０℃に下げるとしたため、中圧蒸気蒸発器１５−２への
給水量より多い給水を給水加熱器１５−３に供給し、余
剰の熱水をフラッシャー２０に導くとしたが、燃焼状態
により、より高温空気の供給が必要となった場合には、
抽出熱水もなくなり、フラッシャー２０が不要となるこ
ともあり、更には給水加熱器１５−３も不要となること
もあり得る。
０℃に下げるとしたため、中圧蒸気蒸発器１５−２への
給水量より多い給水を給水加熱器１５−３に供給し、余
剰の熱水をフラッシャー２０に導くとしたが、燃焼状態
により、より高温空気の供給が必要となった場合には、
抽出熱水もなくなり、フラッシャー２０が不要となるこ
ともあり、更には給水加熱器１５−３も不要となること
もあり得る。
【００４０】次に従来のシステムと本発明に基づく具体
例を説明する。回収ボイラにおける原単位諸元は“表
１”に示す通りである。
例を説明する。回収ボイラにおける原単位諸元は“表
１”に示す通りである。
【００４１】
【表１】
【００４２】“表１”に示すような諸元の回収ボイラの
発生蒸気を用いて図２に示すような従来方式システムの
抽気背圧蒸気タービンプラントを構成した場合の有効取
り出しエネルギーは“表２”のようになる。
発生蒸気を用いて図２に示すような従来方式システムの
抽気背圧蒸気タービンプラントを構成した場合の有効取
り出しエネルギーは“表２”のようになる。
【００４３】
【表２】
【００４４】次に本発明のシステムの具体例について説
明する。回収ボイラ出口蒸気圧力を７．８４ＭＰａＧと
し、節炭器入口の給水温度を１３５℃とする。一方、ガ
スタービン１４の排ガスの温度を５７０℃、含有Ｏ2 濃
度を１３．６％とすると、“数１”からガスタービン１
４排ガス量は黒液固形分１ｋｇ当たり５．８７ｍ3 N／
ｋｇとなる。例えば黒液固形分処理量５００トン／日の
場合、要求されるガスタービン１４排ガス量は１２２，
３００ｍ3 N ／ｈである。
明する。回収ボイラ出口蒸気圧力を７．８４ＭＰａＧと
し、節炭器入口の給水温度を１３５℃とする。一方、ガ
スタービン１４の排ガスの温度を５７０℃、含有Ｏ2 濃
度を１３．６％とすると、“数１”からガスタービン１
４排ガス量は黒液固形分１ｋｇ当たり５．８７ｍ3 N／
ｋｇとなる。例えば黒液固形分処理量５００トン／日の
場合、要求されるガスタービン１４排ガス量は１２２，
３００ｍ3 N ／ｈである。
【００４５】回収ボイラ１出口からガスタービン廃熱回
収熱交換器１５の加熱器１５−１の出口までの圧力損失
を７．５％とおき、同加熱器１５−１の出口蒸気温度を
５２０℃とすると、前記“段落番号００３０”の文中で
述べたことにより、蒸発量Ｇｓ＝３．８６ｋｇ／ｋｇ−
黒液固形分、回収ボイラ１の過熱器１−１の出口蒸気温
度は４２０℃となる。更に過熱器１−１から廃熱回収熱
交換器１５の加熱器１５−１までの温度降下を３℃と
し、加熱器１５−１のガス出口温度と蒸気入口温度との
差、すなわちピンチポイント温度差Δ2 ＝２０℃とすれ
ば、ガスタービン１４排ガスは４３７℃で、中圧蒸気蒸
発器１５−２に入る。
収熱交換器１５の加熱器１５−１の出口までの圧力損失
を７．５％とおき、同加熱器１５−１の出口蒸気温度を
５２０℃とすると、前記“段落番号００３０”の文中で
述べたことにより、蒸発量Ｇｓ＝３．８６ｋｇ／ｋｇ−
黒液固形分、回収ボイラ１の過熱器１−１の出口蒸気温
度は４２０℃となる。更に過熱器１−１から廃熱回収熱
交換器１５の加熱器１５−１までの温度降下を３℃と
し、加熱器１５−１のガス出口温度と蒸気入口温度との
差、すなわちピンチポイント温度差Δ2 ＝２０℃とすれ
ば、ガスタービン１４排ガスは４３７℃で、中圧蒸気蒸
発器１５−２に入る。
【００４６】この４３７℃の排ガスを１５０℃まで下げ
ることによって、１．４７ＭＰａＧの飽和蒸気が１．０
４ｋｇ／ｋｇ−パルプ発生する。すなわち、パルプ蒸解
缶用蒸気１．６ｋｇ／ｋｇ−パルプの内、この１．０４
ｋｇ／ｋｇ−パルプと燃焼用空気加熱分の０．１ｋｇ／
ｋｇ−黒液固形分の中圧蒸気を蒸気タービン２から抽気
する必要がなくなり、蒸気タービン２の出力増に寄与す
るのみならず低圧プロセス蒸気の増にも寄与することと
なる。この他従来システムで使用されていた低温蒸気式
空気予熱器６４の低圧蒸気０．１５ｋｇ／ｋｇ−黒液固
形分も不要となり、プロセスに有効に使用し得る。本発
明のシステムの具体例の検討結果を“表３”に示す。
ることによって、１．４７ＭＰａＧの飽和蒸気が１．０
４ｋｇ／ｋｇ−パルプ発生する。すなわち、パルプ蒸解
缶用蒸気１．６ｋｇ／ｋｇ−パルプの内、この１．０４
ｋｇ／ｋｇ−パルプと燃焼用空気加熱分の０．１ｋｇ／
ｋｇ−黒液固形分の中圧蒸気を蒸気タービン２から抽気
する必要がなくなり、蒸気タービン２の出力増に寄与す
るのみならず低圧プロセス蒸気の増にも寄与することと
なる。この他従来システムで使用されていた低温蒸気式
空気予熱器６４の低圧蒸気０．１５ｋｇ／ｋｇ−黒液固
形分も不要となり、プロセスに有効に使用し得る。本発
明のシステムの具体例の検討結果を“表３”に示す。
【００４７】
【表３】
【００４８】上述の具体例で示したように、従来のシス
テムで最高クラスの蒸気条件１０ＭＰａＧ×５０５℃の
場合を採用して得られる熱効率よりも高い効率の発電プ
ラントとなる他、信頼性を高めた発電プラントを構成す
るとが可能になる。
テムで最高クラスの蒸気条件１０ＭＰａＧ×５０５℃の
場合を採用して得られる熱効率よりも高い効率の発電プ
ラントとなる他、信頼性を高めた発電プラントを構成す
るとが可能になる。
【００４９】
【発明の効果】本発明によれば、上記実施例において詳
述したように下記に示す効果を奏する。 回収ボイラ発生蒸気を８ＭＰａＧ×４５０℃クラス
以下とするため、高価な材料をボイラに使用する必要が
なくなり、回収ボイラの建設費を低減させ得るとともに
信頼性を向上させることが可能になる。 回収ボイラ内で吸収させるべき水と蒸気とのエンタ
ルピー差、すなわち（ボイラ出口蒸気エンタルピー）−
（ボイラ入口給水エンタルピー）が、１０ＭＰａＧ×５
００℃クラスの場合よりも少なくなる結果、多量の蒸気
を発生することが可能になるのみならず、蒸気タービン
入口蒸気条件が８ＭＰａＧ×５００℃クラス以上である
ことにより、１０ＭＰａＧ×５００℃クラスの場合より
蒸気過熱度が大きくなり、復水タービンではタービン出
口蒸気乾き度が大きくなり、湿り損失が減少し、タービ
ン内部効率の向上と重なり回収電力が増加する。 上述のようにタービン入口の蒸気過熱度が大きくな
るため、タービン出口における中圧蒸気、低圧蒸気の過
熱度が高くなり、プロセスに使用する蒸気状態まで減温
する注水量が増加し、プロセスへの送気量が増加する。 ガスタービン排ガスを使用するため、従来の蒸気式
空気予熱器に使用する蒸気が不必要となり、その分回収
電力量が増加する。 ガスタービン排ガスを使用することにより、従来技
術におけるがごとく燃焼用空気をボイラに送入する押込
送風機は不必要になるか、あるいは若し必要になるとし
ても小容量の送風機で充分であるから、所内動力費が低
減される。 従来の高温、高圧の回収ボイラに比して、回収ボイ
ラの過熱器が少なくて済み、且つ回収ボイラの出口蒸気
の圧力を８０ｋｇ／ｃｍ2 Ｇ以下に低下させることによ
り、給水ポンプの吐出圧力が低くなることから、給水ポ
ンプの動力が低減される。 高圧、高温のボイラとする必要がなくなることによ
り、溶融ダストによるトラブルの発生機会が減少し、不
測停止やダスト掃除のための停止が減少する。即ち運用
率が向上する。
述したように下記に示す効果を奏する。 回収ボイラ発生蒸気を８ＭＰａＧ×４５０℃クラス
以下とするため、高価な材料をボイラに使用する必要が
なくなり、回収ボイラの建設費を低減させ得るとともに
信頼性を向上させることが可能になる。 回収ボイラ内で吸収させるべき水と蒸気とのエンタ
ルピー差、すなわち（ボイラ出口蒸気エンタルピー）−
（ボイラ入口給水エンタルピー）が、１０ＭＰａＧ×５
００℃クラスの場合よりも少なくなる結果、多量の蒸気
を発生することが可能になるのみならず、蒸気タービン
入口蒸気条件が８ＭＰａＧ×５００℃クラス以上である
ことにより、１０ＭＰａＧ×５００℃クラスの場合より
蒸気過熱度が大きくなり、復水タービンではタービン出
口蒸気乾き度が大きくなり、湿り損失が減少し、タービ
ン内部効率の向上と重なり回収電力が増加する。 上述のようにタービン入口の蒸気過熱度が大きくな
るため、タービン出口における中圧蒸気、低圧蒸気の過
熱度が高くなり、プロセスに使用する蒸気状態まで減温
する注水量が増加し、プロセスへの送気量が増加する。 ガスタービン排ガスを使用するため、従来の蒸気式
空気予熱器に使用する蒸気が不必要となり、その分回収
電力量が増加する。 ガスタービン排ガスを使用することにより、従来技
術におけるがごとく燃焼用空気をボイラに送入する押込
送風機は不必要になるか、あるいは若し必要になるとし
ても小容量の送風機で充分であるから、所内動力費が低
減される。 従来の高温、高圧の回収ボイラに比して、回収ボイ
ラの過熱器が少なくて済み、且つ回収ボイラの出口蒸気
の圧力を８０ｋｇ／ｃｍ2 Ｇ以下に低下させることによ
り、給水ポンプの吐出圧力が低くなることから、給水ポ
ンプの動力が低減される。 高圧、高温のボイラとする必要がなくなることによ
り、溶融ダストによるトラブルの発生機会が減少し、不
測停止やダスト掃除のための停止が減少する。即ち運用
率が向上する。
【図１】本願発明の対象となる回収ボイラとガスタービ
ンとを組み合わせた発電プラントの系統図である。
ンとを組み合わせた発電プラントの系統図である。
【図２】従来技術における高温高圧回収ボイラと背圧タ
ービンを用いた発電プラントの系統図である。
ービンを用いた発電プラントの系統図である。
１ 回収ボイラ １−１ 過熱器 １−２ 節炭器 １−３ 蒸気ドラム １−４ 空気口 １−５ 火炉 ２ 蒸気タービン ３−１，３−２ 減温装置 ４ 給水タンク ５ 脱気器給水ポンプ ６ 低圧給水加熱器 ７ 脱気器 ８ ボイラ給水ポンプ ９ 燃焼用空気 １２ 蒸気式黒液加熱器 １３ スメルト １４ ガスタービン １５ 廃熱回収熱交換器 １５−１ 加熱器 １５−２ 蒸発器 １５−３ 給水加熱器 １６ 復水タンク １７ 給水ポンプ １８ 脱気器 １９ 減圧弁 ２０ フラッシャー ２１ 流量調節弁 ５１ 回収ボイラ ５２ 過熱器 ５３ 節炭器 ５４ 蒸気ドラム ５５ 火炉 ５６ 蒸気タービン ５７ 減温装置 ５８ 給水タンク ５９ 脱気器給水ポンプ ６０ 脱気器 ６１ 低圧給水加熱器 ６２ ボイラ給水ポンプ ６３ 押込送風機 ６４ 低温蒸気式空気予熱器 ６５ 高温蒸気式空気予熱器 ６６ 減温装置 ６７ 補給水 ６８ 蒸気式黒液加熱器 ６９ スメルト ７０ 空気口
Claims (2)
- 【請求項１】 パルプ製造過程で生成される黒液を燃料
とする回収ボイラと、ガスタービンと、ガスタービン排
ガスの廃熱を回収するものである上流側に配設した過熱
器と、中間部に配設した蒸発器と、下流側に配設した給
水加熱器とからなる熱交換器と、フラッシャーと、蒸気
タービン駆動発電機とを有する発電プラントであって、 ガスタービンはその排ガス中に回収ボイラの黒液燃焼に
必要な酸素量を保持し得る容量からなり、 回収ボイラ発生蒸気の温度は炭素鋼材料からなる伝熱管
に腐食を生じない温度以下であり、 回収ボイラ発生蒸気を前記熱交換器の過熱器を通じて高
温過熱蒸気とし、 前記熱交換器の蒸発器から中圧蒸気を発生させ前記熱交
換器の給水加熱器に送入する給水量を調節して前記熱交
換器から排出されるガスの温度を黒液燃焼に適合する温
度として回収ボイラの黒液燃焼用空気として使用し、 前記熱交換器の給水加熱器の通過給水量が上記蒸発器へ
の給水量を越える時は、当該余剰給水をフラッシャーに
導入して低圧蒸気を発生させることを特徴とするガスタ
ービン排ガス利用回収ボイラ発電プラント。 - 【請求項２】 熱交換器の過熱器を通じて生成された高
温過熱蒸気を発電機用蒸気タービンに送気する請求項１
記載のガスタービン排ガス利用回収ボイラ発電プラン
ト。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4253487A JPH086887B2 (ja) | 1992-08-31 | 1992-08-31 | ガスタービン排ガス利用回収ボイラ発電プラント |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4253487A JPH086887B2 (ja) | 1992-08-31 | 1992-08-31 | ガスタービン排ガス利用回収ボイラ発電プラント |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0682002A true JPH0682002A (ja) | 1994-03-22 |
| JPH086887B2 JPH086887B2 (ja) | 1996-01-29 |
Family
ID=17252071
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP4253487A Expired - Lifetime JPH086887B2 (ja) | 1992-08-31 | 1992-08-31 | ガスタービン排ガス利用回収ボイラ発電プラント |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH086887B2 (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2004270600A (ja) * | 2003-03-11 | 2004-09-30 | Hitachi Ltd | 黒液利用発電システム，黒液利用発電方法及び黒液利用発電システムの改造方法 |
| JP2007538207A (ja) * | 2004-05-20 | 2007-12-27 | エフピーイノベイションズ | 複合管の外側用耐食性合金 |
| JP2020079674A (ja) * | 2018-11-13 | 2020-05-28 | 千代田化工建設株式会社 | 木質バイオマス発電システム及び発電方法 |
-
1992
- 1992-08-31 JP JP4253487A patent/JPH086887B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2004270600A (ja) * | 2003-03-11 | 2004-09-30 | Hitachi Ltd | 黒液利用発電システム，黒液利用発電方法及び黒液利用発電システムの改造方法 |
| JP2007538207A (ja) * | 2004-05-20 | 2007-12-27 | エフピーイノベイションズ | 複合管の外側用耐食性合金 |
| JP2020079674A (ja) * | 2018-11-13 | 2020-05-28 | 千代田化工建設株式会社 | 木質バイオマス発電システム及び発電方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH086887B2 (ja) | 1996-01-29 |
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