JPH09170451A - 統合ガスタービン・空気分離装置を部分負荷で運転させるための方法 - Google Patents

統合ガスタービン・空気分離装置を部分負荷で運転させるための方法

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JPH09170451A JP8295440A JP29544096A JPH09170451A JP H09170451 A JPH09170451 A JP H09170451A JP 8295440 A JP8295440 A JP 8295440A JP 29544096 A JP29544096 A JP 29544096A JP H09170451 A JPH09170451 A JP H09170451A
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Abstract

(57)【要約】 【課題】 部分負荷又は減速状態における空気及び窒素
の統合化されたガスタービン及び空気分離装置の運転を
改善すること。 【解決手段】 ガスタービン空気コンプレッサ３が空気
分離装置の最小供給圧力より高い所定運転圧力で圧縮空
気を提供する時に、空気分離装置３９は所定運転圧力と
本質的に等しい供給圧力で運転され、供給空気は、ガス
タービン空気コンプレッサからの圧縮空気のさらなる一
部と共に、主空気コンプレッサ４３によって空気分離装
置へ提供され、ガスタービン空気コンプレッサ３が最小
供給圧力と本質的に等しいか又は最小供給圧力より低い
所定運転圧力で圧縮空気を提供する時に、空気分離装置
３９は最小供給圧力と本質的に等しい供給圧力で運転さ
れ、空気分離装置への供給空気は、ガスタービン空気コ
ンプレッサからの圧縮空気のさらなる一部なしに、主空
気コンプレッサ４３によって提供される。

Description

【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、統合ガス化複合サ
イクル発電装置の運転、特に、この発電装置が設計負荷
より小さな負荷で運転される時のガスタービン及び空気
分離装置の運転方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】進歩的なガス化複合サイクル発電装置に
よる発電は、一般的な石炭火力発電所より低減された電
力コスト及び低い環境影響の可能性を提供する。これら
の進歩的な装置において、石炭又は他の炭素質燃料は酸
素と共にガス化され、発生したガスは、低硫黄化の燃焼
ガスがもたらされるために、クリーンである。この燃焼
ガスは、環境汚染を低減して電力を発生するために、ガ
スタービン発電装置に使用される。近年、ガス化複合サ
イクル（ＧＣＣ）技術において成長する興味は、高い効
率と、統合ガス化複合サイクル（ＩＧＣＣ）装置で使用
される進歩的なガスタービン、石炭ガス化処理、及び空
気分離装置の実証された信頼性とによって刺激される。
ＩＧＣＣ装置のこれら三つの主要構成要素の適当な統合
は、最大運転効率と最小電力コストとを達成するのに不
可欠である。
【０００３】ＧＣＣ及びＩＧＣＣ発電装置における現在
の技術の一般的な論評は、１９９３年６月のセミナー"G
E Turbine State-of-the-Art Technology"の第１〜１８
頁で紹介された表題"Clean Coal Technologies for Gas
Turbines"において、D.M.Toddによって与えられる。A.
K.Anand 他は、１９９５年６月５日〜８日のテキサス州
ヒューストンでの国際ガスタービン及び航空機用エンジ
ン大会及び博覧会で紹介された表題"New Technology Tr
ends for Improved IGCC System Performance"において
ＧＣＣ装置の形状に伴う因子の論評を紹介している。種
々の統合技術の論評及びＧＣＣの経済性における衝撃
は、１９９４年１０月１９日〜２１日のカルフォルニア
州サンフランシスコでの第１３回ガス化発電所会議でA.
D.Rao 他によって紹介された表題"Integration of Texa
co TQ Gasification with ElevatedPressure ASU"によ
って与えられる。
【０００４】１９９４年１０月１９日〜２１日のカルフ
ォルニア州サンフランシスコでの第１３回ガス化発電所
会議で紹介された表題"Improve IGCC Power Output and
Economics Incorporating a Supplementary Gas Turbi
ne" において、A.R.Smith 他は、ＩＧＣＣ方式における
ガスタービンと空気分離装置との間の幾つかの統合様式
を論評している。一つの様式において、空気分離装置へ
の供給空気は分離コンプレッサによって提供され、空気
分離装置からの窒素生成物の一部が圧縮されてガスター
ビン燃焼器へ導かれる。この窒素の統合化様式は、ガス
タービン出力が増加してＮＯx 生成が低減したＩＧＣＣ
装置の運転を可能とする。もう一つの運転様式におい
て、窒素の統合化は、空気分離装置への供給空気の一部
がガスタービンコンプレッサからの残り空気によって提
供される空気の統合化と組み合わされる。空気及び窒素
の統合化として定義されるこのもう一つの様式は、大幅
な運転柔軟性を与え、部分負荷及び設計状態以外におい
て、ＩＧＣＣ装置の運転中の高度な最適化を可能とす
る。
【０００５】空気及び窒素の統合化されたガスタービン
・空気分離装置は、米国特許第３７３１４９５号、同第
４０１９３１４号、同第４２２４０４５号、同第４５５
７７３５号、同第４６９７４１５号、同第５０８１８４
５号、同第５３８６６８６号、同第５４０６７８６号、
同第５４１０８６９号、及び英国特許出願第２０６７６
６８Ａ号に代表的に述べられている。
【０００６】ＩＧＣＣ装置を含む燃焼を基礎とする発電
装置は、大気温度及び／又は電力要求サイクルが変化す
るために、設計最大能力以下の運転期間を免れない。こ
れらの期間において、このような装置は、設計効率以下
で運転される。ＩＧＣＣ装置の装置選択及び方式計画
は、設計最大能力での定常運転と共に、設計状態以外、
部分負荷、又は減速状態における運転に向けられなけれ
ばならない。前述の空気及び窒素の統合化されたＩＧＣ
Ｃ装置は、特に、この装置が設計状態以外、部分負荷、
又は減速状態でも運転されなければならない時に、最大
総合効率でこのような装置を運転する可能性のために、
好適な選択である。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】請求の範囲によって定
義され以下に述べる発明は、進歩的な発電装置を運転す
るための改善された方法の必要性に向けられ、特に、部
分負荷又は減速状態における空気及び窒素の統合化され
たガスタービン及び空気分離装置の改善された運転を開
示する。
【０００８】
【課題を解決するための手段】本発明は、ガスタービン
空気コンプレッサにおいて空気を圧縮する段階と、高温
燃焼生成物を生成するためにガスタービン燃焼器におい
て燃料と共に結果的に圧縮された空気の少なくとも一部
を燃焼させる段階と、コンプレッサ及び選択的に発電器
を駆動するガスタービン膨張器において高温燃焼生成物
を膨張させる段階とを有する統合ガスタービン・空気分
離装置を部分負荷で運転させるための方法である。空気
は低温空気分離装置において窒素リッチ生成物及び酸素
リッチ生成物へ分離され、空気分離装置への供給空気は
主空気コンプレッサ及び選択的にガスタービン空気コン
プレッサからの圧縮空気のさらなる一部によって提供さ
れる。この統合ガスタービン・空気分離装置は、（ａ）
ガスタービン空気コンプレッサが空気分離装置最小供給
圧力より高い所定運転圧力で圧縮空気を提供する時に、
空気分離装置は所定運転圧力と本質的に等しい供給圧力
で運転され、供給空気は、ガスタービン空気コンプレッ
サからの圧縮空気のさらなる一部と共に、主空気コンプ
レッサによって空気分離装置へ提供され、又は、（ｂ）
ガスタービン空気コンプレッサが空気分離装置最小供給
圧力と本質的に等しいか又は空気分離装置最小供給圧力
より低い所定運転圧力で圧縮空気を提供する時に、空気
分離装置は空気分離装置最小供給圧力と本質的に等しい
供給圧力で運転され、空気分離装置への供給空気は、ガ
スタービン空気コンプレッサからの圧縮空気のさらなる
一部なしに、主空気コンプレッサによって提供されるよ
うに、部分負荷において運転される。
【０００９】空気分離装置最小供給圧力は、５５０ｋＰ
ａ絶対圧（８０ｐｓｉａ）と３４４０ｋＰａ絶対圧（５
００ｐｓｉａ）との間である。主空気コンプレッサは、
（ａ）主空気コンプレッサが空気分離装置最小供給圧力
より高い排出圧力で運転される時に、主空気コンプレッ
サは、その全体的な設計相対圧縮比の最小値より高い圧
縮比で、その設計相対吸入体積流量の最大値より小さな
流量で運転され、又は、（ｂ）主空気コンプレッサが空
気分離装置最小供給圧力と本質的に等しい排出圧力で運
転される時に、主空気コンプレッサは、その全体的な設
計相対圧縮比の最小値で、その設計相対吸入体積流量の
最大値以下で運転されるような二つの様式のいずれかで
運転される。
【００１０】主空気コンプレッサの全体的な設計相対圧
縮比の最小値及び設計相対吸入体積流量の最大値は、本
質的に、空気分離装置最小供給圧力で起こる。主空気コ
ンプレッサは、５５０ｋＰａ絶対圧（８０ｐｓｉａ）と
４１２８ｋＰａ絶対圧（６００ｐｓｉａ）との間の排出
圧力で運転される。
【００１１】酸素リッチ生成物は、酸素コンプレッサに
おいて圧縮され、この酸素コンプレッサは、（ａ）主空
気コンプレッサが空気分離装置最小供給圧力より高い排
出圧力で運転される時に、酸素コンプレッサは、その全
体的な設計相対圧縮比の最大値より低い圧縮比で、その
設計相対吸入体積流量の最大値より小さな流量で運転さ
れ、又は、（ｂ）主空気コンプレッサが空気分離装置最
小供給圧力と本質的に等しい排出圧力で運転される時
に、酸素コンプレッサは、本質的に、その全体的な設計
相対圧縮比の最大値で、その設計相対吸入体積流量の最
大値以下で運転されるような二つの様式のいずれかで運
転される。
【００１２】酸素コンプレッサの全体的な設計相対圧縮
比の最大値及び設計相対吸入体積流量の最大値は、主空
気コンプレッサが、本質的に、空気分離装置最小供給圧
力と等しい排出圧力で運転される時に起こる。酸素コン
プレッサは、８２６ｋＰａ絶対圧（１２０ｐｓｉａ）と
１３７６０ｋＰａ絶対圧（２０００ｐｓｉａ）との間の
排出圧力で運転される。
【００１３】ガスタービン燃焼器のための燃料ガスは、
空気分離装置からの圧縮された酸素リッチ生成物と共に
炭素質の燃料をガス化するための処理において生成する
ことができる。
【００１４】窒素リッチ生成物の少なくとも一部は、炭
素質の燃料のガス化処理に使用するために、窒素コンプ
レッサにおいて圧縮することができる。この窒素コンプ
レッサは、（ａ）主空気コンプレッサが空気分離装置最
小供給圧力より高い排出圧力で運転される時に、窒素コ
ンプレッサは、その全体的な設計相対圧縮比の最大値よ
り低い圧縮比で、その設計相対吸入体積流量の最大値よ
り小さな流量で運転され、又は、（ｂ）主空気コンプレ
ッサが空気分離装置最小供給圧力と本質的に等しい排出
圧力で運転される時に、窒素コンプレッサは、本質的
に、その全体的な設計相対圧縮比の最大値で、その設計
相対吸入体積流量の最大値以下で運転されるような二つ
の様式のいずれかで運転される。
【００１５】窒素コンプレッサの全体的な設計相対圧縮
比の最大値及び設計相対吸入体積流量の最大値は、主空
気コンプレッサが、本質的に、空気分離装置最小供給圧
力と等しい排出圧力で運転される時に起こる。窒素コン
プレッサは、３４４ｋＰａ絶対圧（５０ｐｓｉａ）と１
３７６０ｋＰａ絶対圧（２０００ｐｓｉａ）との間の排
出圧力で運転される。
【００１６】窒素リッチ生成物の少なくとも一部を、窒
素コンプレッサにおいて圧縮して、ガスタービン燃焼器
へ導くことができる。この選択において、窒素コンプレ
ッサは、（ａ）主空気コンプレッサが空気分離装置最小
供給圧力より高い排出圧力で運転される時に、窒素コン
プレッサは、その全体的な設計相対圧縮比の最大値より
低い圧縮比で、その設計相対吸入体積流量の最大値より
小さな流量で運転され、又は、（ｂ）主空気コンプレッ
サが空気分離装置最小供給圧力と本質的に等しい排出圧
力で運転される時に、窒素コンプレッサは、本質的に、
その全体的な設計相対圧縮比の最大値で、その設計相対
吸入体積流量の最大値以下で運転されるような二つの様
式のいずれかで運転される。
【００１７】窒素コンプレッサの全体的な設計相対圧縮
比の最大値及び設計相対吸入体積流量の最大値は、主空
気コンプレッサが、本質的に、空気分離装置最小供給圧
力と等しい排出圧力で運転される時に起こる。この窒素
コンプレッサは、８２６ｋＰａ絶対圧（１２０ｐｓｉ
ａ）と１３７６０ｋＰａ絶対圧（２０００ｐｓｉａ）と
の間の排出圧力で運転される。
【００１８】本発明により述べられたように空気分離装
置の供給空気及び生成物のコンプレッサを計画すること
によって、ガスタービン装置は、空気分離装置の全体的
な電力消費におけるわずかな不利を持って部分負荷にお
いて運転される。しかしながら、主空気コンプレッサ、
酸素コンプレッサ、及び窒素コンプレッサは、圧縮比及
び吸入体積流量の比較的狭い範囲に渡り運転されるよう
に計画され、設計最大能力の全負荷（装置の運転時間の
大部分を占める）におけるガスタービン装置のコンプレ
ッサ効率は最大化され、空気分離装置の全体的な電力消
費は最小化される。
【００１９】
【発明の実施の形態】本発明は、ガスタービンと空気分
離装置とが一方から他方への少なくとも一つのガス流移
動によって連結されている統合化されたガスタービン・
空気分離装置に関する。例えば、空気の統合化ガスター
ビン・空気分離装置において、空気分離装置へ供給され
る圧縮空気の幾らか又は全ては、装置運転時間の少なく
とも一部の間にガスタービンコンプレッサによって提供
される。窒素の統合化ガスタービン・空気分離装置にお
いて、空気分離装置から生成される窒素の幾らか又は全
ては、装置運転時間の少なくとも一部の間にガスタービ
ン燃焼器へ導かれる。
【００２０】空気及び窒素の統合化は、特に、装置があ
る期間において部分負荷又は減速状態で運転される時の
最大総合効率での運転の可能性のために、多くの使用に
おいて統合ガス化複合サイクル（ＩＧＣＣ）装置のため
には好ましい。空気及び窒素の統合化されたＩＧＣＣ方
式が図１に示されており、大気１はガスタービンの空気
コンプレッサ３で圧縮される。このコンプレッサは、一
般的に、３１６°Ｃ（６００°Ｆ）から４８２°Ｃ（９
００°Ｆ）の間で１０３２ｋＰａ絶対圧（１５０ｐｓｉ
ａ）から３０９６ｋＰａ絶対圧（４５０ｐｓｉａ）の間
の軸流断熱コンプレッサである。圧縮空気５の一部分７
は、一般的に、１０９３°Ｃ（２０００°Ｆ）から１５
３８°Ｃ（２８００°Ｆ）の間の燃焼生成流１３をもた
らすために、ガスタービン燃焼器１１で燃料９と共に燃
焼される。燃料９は、液体燃料も使用可能であるが、好
ましくは、合成ガス又は天然ガスのようなガス燃料であ
る。燃焼生成流１３は、コンプレッサ３及び発電器１７
を駆動する軸力を発生するために、ガスタービン膨張器
１５で膨張させられる。選択的に、１．３８ｋＰａゲー
ジ圧（０．２ｐｓｉｇ）から１３．８ｋＰａゲージ圧
（２ｐｓｉｇ）の間で４８２°Ｃ（９００°Ｆ）から５
９３°Ｃ（１１００°Ｆ）の間のタービン排気１９は、
さらなる発電器２９を駆動するために蒸気タービン２７
で膨張させられる蒸気２５を発生させるために熱回収部
署２３においてボイラ供給水２１によって冷却される。
発電器１７及び２９は、単一装置として結合されても良
い。最終排気３１は、大気中に排出される。
【００２１】圧縮空気５の残りの部分である抜き取られ
た後の残り空気３３は、１４９°Ｃ（３００°Ｆ）から
４８２°Ｃ（９００°Ｆ）の間に熱交換部署３５で窒素
流６９（後に定義される）によって冷却され、空気分離
装置３９への供給空気３７を提供する。残りの供給空気
は、空気分離装置３９への供給空気４５を提供するため
に、主空気コンプレッサ４３において空気を圧縮するこ
とによって提供される。主空気コンプレッサ４３は、
４．４°Ｃ（４０°Ｆ）から４８．９°Ｃ（１２０°
Ｆ）の間の冷却された残り空気３７と本質的に同じ圧力
の供給空気４５を提供する中間冷却式遠心器である。
【００２２】一般的な設計慣習において、空気分離装置
供給要求の全空気の割合としての残り空気３３の量は、
特定大気温度にとって固定されている。例えば、５０％
残り空気とは、残り空気３３が空気分離装置３９への全
供給空気の５０％を提供し、残り５０％が主空気コンプ
レッサ４３によって提供されることを意味する。１００
％残り空気とは、空気分離装置３９のための全供給空気
がガスタービン空気コンプレッサ３から提供され、主空
気コンプレッサ４３からの空気が必要とされないことを
意味する。
【００２３】残り空気３３及び供給空気４５は、低温空
気分離装置３９へ流入し、そこで、不純物が空気から除
去され、空気は、冷却されて液化され、一般的に８０か
ら９９．９体積％の酸素を含む酸素生成物４７と、一般
的に９６から９９．９体積％の窒素を含む窒素生成物４
９とを生成するために蒸留される。酸素生成物４７は、
炭素質の燃料５５を主に水素と一酸化炭素とを含む燃料
ガス５７へ変換するガス化装置５３へ酸素を提供するた
めに、酸素コンプレッサ５１において１３７６ｋＰａ絶
対圧（２００ｐｓｉａ）から８２５６ｋＰａ絶対圧（１
２００ｐｓｉａ）の間に圧縮される。
【００２４】ＩＧＣＣ装置での使用のための低温空気分
離処理は公知であり、代表的な処理は米国特許第４２２
４０４５号、同第５０８１８４５号、及び同第５２２４
３３６号に開示されている。この使用のために市場で利
用可能なガス化装置は、Texaco, Shell, BG-Lurgi, Pre
nflo, HTW,及びDestecによって開発されている。前述の
炭素質の燃料は、石炭、コークス、真空生成残留物、及
び他の重炭化水素である。窒素生成物４９の一部分５９
は、不純物除去、すすの吹き飛ばし、及びガス化装置５
３における石炭移送のための圧縮窒素６３を提供するた
めに、窒素コンプレッサ６１において３４４ｋＰａ絶対
圧（５０ｐｓｉａ）から１３７６０ｋＰａ絶対圧（２０
００ｐｓｉａ）の間に圧縮される。
【００２５】本発明は、前述したようなＩＧＣＣ装置に
限定されず、ある期間は設計最大能力以下で運転される
任意の空気の統合化された燃焼タービン・空気分離装置
のために適用可能である。もう一つの運転様式において
図１を参照すると、ガス化装置５３は使用されず、圧縮
酸素生成物５２は外部使用のための圧力で提供される。
選択的に、窒素５９は、外部使用のための窒素生成物６
３を提供するために、窒素コンプレッサ６１において圧
縮される。選択的に及び好ましくは、窒素６５は、燃料
５７と組み合わされて燃料・窒素混合気９として燃焼器
１１へ導かれ、又は窒素コンプレッサ６７において圧縮
されて燃焼器１１（図示せず）へ直接的に導かれる。燃
料５７は、外部源から、例えば、天然ガスとして提供さ
れる。選択的に、発電器１７及び２９は利用されず、こ
の統合化装置は酸素５２及び／又は窒素６３の生成のた
めだけに運転される。この場合において、コンプレッサ
３、燃焼器１１、膨張タービン１５、及び蒸気タービン
２７は、空気分離装置のために必要な動力だけを提供す
るための大きさとされる。これらの任意の選択にとっ
て、部分負荷又は減速状態でのガスタービンの運転中に
おいて、空気分離装置３９は前述に従って運転される。
【００２６】燃料ガス５７は１３７６ｋＰａ絶対圧（２
００ｐｓｉａ）から４１２８ｋＰａ絶対圧（６００ｐｓ
ｉａ）の間の燃料９を提供し、一般的に、ガス化装置５
３によって生成される時には３４９ｋＪ／ｋｇ（１５０
ＢＴＵ／ＳＣＦ）から１０４７ｋＪ／ｋｇ（４５０ＢＴ
Ｕ／ＳＣＦ）の熱量を有し、天然ガスとして提供される
時には約２３２６ｋＪ／ｋｇ（１０００ＢＴＵ／ＳＣ
Ｆ）の熱量を有している。窒素生成物４９の他部分６５
は、窒素コンプレッサ６７において１０３２ｋＰａ絶対
圧（１５０ｐｓｉａ）から４１２８ｋＰａ絶対圧（６０
０ｐｓｉａ）の間に圧縮され、熱交換部署３５において
残り空気３３によって加熱され、ガスタービン燃焼器１
１へ導かれるための燃料・窒素混合気を生成するために
燃料ガス５７と組み合わされる。選択的に、加熱圧縮窒
素７１を燃焼器１１へ直接的に導くことも可能である。
ガスタービンでの加熱圧縮窒素７１の使用は、燃焼器１
１における酸化窒素の形成を減少させ、膨張タービン１
５の出力を増大させる。
【００２７】前述の方式を使用する商業的なＩＧＣＣ発
電プラントの計画は、発電のための運転要求を満足する
ようなガスタービン、空気分離装置、及びガス化装置の
最適な選択を伴う繰り返し処理である。これらの要求
は、実際のプラント場所にとっての大気温度の関数とし
ての設計最大能力、設計最大大気温度、設計最大出力、
最大ガスタービン燃焼温度、残り空気量、日毎及び季節
毎の出力要求、計画にとっての資本と運転コストとの重
要関連性、及び他の要求を含んでいる。
【００２８】本発明の目的は、適当な抜き取り空気量
と、空気分離装置の好適な運転様式と、出力低減要求及
び／又は大気温度変化の結果としてのガスタービン出力
の変化中における最適なガスタービン・空気分離装置の
運転を可能とする空気分離装置の供給及び生成物コンプ
レッサのための設計要求点とを決定することである。
【００２９】設計出力より小さな出力でのガスタービン
の運転は、ここでは、部分負荷又は減速運転として定義
される。二つの運転変化が、図１のＩＧＣＣ方式におけ
るガスタービンの出力を減少させる可能性がある。第１
の運転変化は、大気温度の上昇であり、これは供給空気
１の密度を減少させ、次に、圧縮空気５の質量流量及び
空気分離装置３９へ供給されるのに使用可能な圧縮空気
３３の量を減少させる。ガスタービン膨張器１５の最大
温度限界以下で運転させるために、燃焼器１１の燃焼速
度は燃料９の流量を減少させることによって低下させな
ければならない。これは、次に、燃焼生成物１３の質量
流量及び膨張器１５の出力を減少させる。その結果とし
て、大気温度の１０°Ｃの上昇は、一般的なＩＧＣＣ装
置にとって４％だけ出力を低下させる可能性がある。
【００３０】ＩＧＣＣ装置におけるガスタービンの出力
を低下させる第２の運転変化は、一般的な毎日の出力要
求サイクルおいて起こる出力の減少要求である。例え
ば、一般的なＩＧＣＣプラントの夜間の出力要求は、日
中の要求の５０から７０％となる可能性がある。さら
に、出力要求における季節の変化も起こるかもしれな
い。出力要求が減少されている間において、プラント
は、ガスタービン燃焼器への空気流及び燃料を減少する
ことによって部分負荷（すなわち、減速）で運転されな
ければならない。ガスタービンの空気コンプレッサ３
は、コンプレッサ３の入口においてガイド羽根を使用し
て流入空気を絞ることによって、又はコンプレッサ装置
内での空気再循環によって減速される。その結果とし
て、コンプレッサからの排出空気５の質量流量及び圧力
は減少し、これは空気分離装置３９への残り空気３７の
圧力を減少させる。これは、次に、主空気コンプレッサ
４３が減少された排出圧力で運転しなければならないこ
とを要求し、その結果、空気分離装置３９は酸素生成物
４７及び窒素生成物４９の圧力を減少させる低圧で運転
しなければならない。しかしながら、ガス化装置５３
は、一般的に、固定の圧力で運転し、それにより、酸素
コンプレッサ５１及び窒素コンプレッサ６１は、減速状
態において、より高い圧縮比で運転しなければならな
い。なぜなら、減速で燃料５７が少なくなるほど、ガス
化装置５３によって必要とされる酸素４７が少なくな
り、その結果、空気分離装置３９によって必要とされる
供給空気が少なくなるためである。
【００３１】現時点において、ある大気温度及び設計負
荷にとって空気の抜き取り割合を固定することが現在の
設計慣習である。減速中において、空気分離装置３９の
ための供給は、残り空気３７及び圧縮供給空気４５の両
方によって提供され続ける。主空気コンプレッサ４３
は、その結果、設計最大能力と最大減速との間のＩＧＣ
Ｃ運転範囲全体を網羅するための空気流及び圧縮比の広
い範囲に渡り運転されるように計画されなければならな
い。空気分離装置３９の運転圧力はこの広い範囲に渡り
変化し、酸素及び窒素コンプレッサ５１、６１の吸入圧
力も、これらのコンプレッサの排出圧力が本質的に一定
であるために変化し、圧縮比が大幅に変化する。加え
て、これらのコンプレッサによって扱われる質量流量
は、減速が起こる時に減少する。低い大気温度及びＩＧ
ＣＣ減速のある組み合わせの幾つかの運転状態におい
て、主空気コンプレッサ４３を閉鎖し、残り空気３７に
よる完全な空気分離装置への供給が必要となるかもしれ
ない。
【００３２】全負荷及び部分負荷状態において、ＩＧＣ
Ｃ装置の運転最大能力、ガスタービン運転、及び空気分
離装置運転の間の関係は、一定大気温度での一般的なＩ
ＧＣＣ運転にとって図２に示されている。この性能マッ
プにおいて、ガスタービン（ＧＴ）の設計燃料ガス収容
割合と、ガスタービン（ＧＴ）の空気コンプレッサ排出
圧力と、空気分離装置（ＡＳＵ）の運転圧力とが、ガス
タービン（ＧＴ）装置の設計負荷割合に対してプロット
されている。これらの運転線の傾斜は、特定のガスター
ビン装置計画及び大気状態に特有なものである。計画さ
れたＩＧＣＣ装置のガスタービン出力を示す点Ａにおい
て、ガスタービンの空気コンプレッサ３は１３０７ｋＰ
ａ絶対圧（１９０ｐｓｉａ）の排出圧力で運転し、空気
分離装置３９は同じ圧力で運転し、これは、主空気コン
プレッサ４３の排出圧力もまた１３０７ｋＰａ絶対圧
（１９０ｐｓｉａ）であることを意味する。ガスタービ
ンが減速され、図２の上側のグラフに点Ｂ、Ｃ、Ｄによ
って明示されるように連続的に低下する出力で運転され
る時には、ガスタービンの空気コンプレッサの排出圧力
は中央のグラフの点Ｂ、Ｃ、Ｄに応じて減少し、その結
果、空気分離装置は下側のグラフの点Ｂ、Ｃ、Ｄによっ
て示されるような同じ減少圧力レベルで運転されなけれ
ばならない。空気抜き取り割合が通常の設計慣習によっ
て決定され、空気分離装置への全供給空気が減少された
酸素要求により減少されるために、主空気コンプレッサ
４３を介しての単位時間の排出空気量及び残り空気３７
の質量流量は減少される。
【００３３】その結果、ガスタービン運転範囲全体に渡
る残り空気３３の圧力及び流量の変化の一般的な慣習
は、空気分離装置３９と関連するコンプレッサ４３、５
１、６１、及び６７が図２の点ＡからＤへの運転に対応
する体積流量及び圧縮比の広い範囲に渡り運転されるよ
うに計画されることを必要とする。これが、図２に記載
した点ＡからＤへの統合ＩＧＣＣ装置の運転に対応する
流量及び圧縮比の全範囲に渡り運転される主空気コンプ
レッサ４３のためのコンプレッサ運転曲線を与える図３
に示されている。
【００３４】本明細書及び請求の範囲において、二つの
圧力は、それらが３４．４ｋＰａ（５ｐｓｉ）の範囲内
であるならば本質的に等しいと考えられ、圧力は、それ
が絶対圧力基準で約１％より小さくしか変化しないなら
ば本質的に一定と考えられている。用語”相対圧縮比”
とは、選択された設計点での圧縮比によって除算された
任意の運転点でのコンプレッサの圧縮比を意味する。用
語”相対吸入体積流量”とは、選択された設計点でのコ
ンプレッサ入口の実際の体積流量によって除算された任
意の運転点でのコンプレッサ入口の実際の体積流量とし
て定義される。一定の大気温度のための図３から６のコ
ンプレッサ運転曲線は、固定の基準状態での効率によっ
て除算された実際のコンプレッサ効率ｎ／ｎref として
定義された一定の相対効率の線を示している。効率曲線
は、図示したようなコンプレッサの急激圧力変化線によ
って高圧縮比側の限界とされている。低相対吸入体積流
量側では、効率曲線は、コンプレッサのガイド羽根が可
能な最大程度に閉じられる時のコンプレッサ運転を表す
最小流量曲線によって限界とされている。高相対吸入体
積流量側では、効率曲線は、ガイド羽根が可能な最大流
れ形状に反転される時のコンプレッサ効率を表す最大流
量曲線によって限界とされている。図示されたガイド羽
根中立開度曲線は、相対吸入体積流量及び全体的な相対
圧縮比が１．０である基準点を通過する。
【００３５】図３を参照すると、ガスタービン装置の設
計運転最大能力では、主空気コンプレッサ４３は、最大
流れ位置の入口ガイド羽根による単位時間の最大空気量
の点Ａで運転される。点Ａの相対コンプレッサ効率は約
０．９８５である。ＩＧＣＣ装置が減少された出力要求
のために減少された能力で運転される時に、空気コンプ
レッサの運転は、相対吸入体積流量及び全体的な相対圧
縮比が前述したように減少されるように点Ｂへ移動す
る。さらに減速が起こる時には、コンプレッサの運転状
態は点Ｃへ移動し、最後には、コンプレッサのガイド羽
根が機械的に可能な限り閉じられてコンプレッサの最小
運転能力となる点Ｄへ移動する。こうして、コンプレッ
サ効率は、点Ａによって表される最大能力で高く、点Ｃ
及びＤによって表される非常な減速状態で低くなる。
【００３６】図４は、図３のために前述されたガスター
ビン装置の運転範囲に対応する流量及び圧縮比の全範囲
に渡り運転される酸素コンプレッサ５１のためのコンプ
レッサ運転曲線を与える。この装置の設計運転最大能力
において、酸素コンプレッサは点Ａで運転される。減速
が増大すると、酸素コンプレッサの運転は、連続的に点
Ｂ及びＣへ移動し、最後には最大減速の点Ｄへ移動し、
この点において、コンプレッサは最大流れ位置のコンプ
レッサのガイド羽根により単位時間の最大体積流量で運
転される。減速範囲全体に渡るコンプレッサの使用を可
能とするために、このコンプレッサは、ガスタービン装
置の設計運転最大能力で低い相対効率の領域の点Ａで運
転されなければならない。
【００３７】この要求された広い設計範囲の結果とし
て、酸素コンプレッサ５１は、最大減速時に高い効率で
運転され、通常の装置の設計最大能力の時に低い効率で
運転される。これは、コンプレッサが、運転時間のかな
りの部分の間、低い効率で作動するために、好ましくな
い運転状態である。同じ問題が、図３と同様な運転曲線
を有する窒素コンプレッサ６１及び６７においても起こ
る。
【００３８】本発明は、図２の点Ａ（ガスタービンの設
計最大能力又は全負荷）と点Ｂとの間で区画される減速
領域の一部に残り空気の使用を限定し、点Ｂ以下のガス
タービン運転負荷において主空気コンプレッサ４３によ
ってだけ空気分離装置へ空気を供給することにより、こ
の好ましくない運転状態の問題を処理する。この空気分
離装置は、点Ｂ以下の減速領域、例えば、図示したよう
な１１０１ｋＰａ絶対圧（１６０ｐｓｉａ）から１１３
５ｋＰａ絶対圧（１６５ｐｓｉａ）の間の領域におい
て、比較的一定圧力で運転し、残り空気は空気分離装置
への供給のために使用されない。この運転様式において
ガスタービンの空気コンプレッサ３からの全ての空気が
燃焼器１１へ流入するが、わずかな燃料９しか減速時に
燃焼しないために燃焼温度は低下する。しかしながら、
燃焼タービン１５を介しての質量流量は多くなり、膨張
タービンの効率は明らかに被害を受けない。
【００３９】こうして、本発明において、空気分離装置
は、主空気コンプレッサの排出空気４５及び残り空気３
７によって供給される供給空気と共に減少した圧力で図
２の下側のグラフの点Ａと点Ｂとの間において運転され
る。点Ｂと点Ｄ* （最大減速時）との間において、空気
分離装置３９及び主空気コンプレッサ４３は、本質的に
一定圧力で運転される。ガスタービンの空気コンプレッ
サ３は、図２の中央のグラフの点ＡとＤとの間において
従来通り運転されるが、点ＢとＤとの間においては、残
り空気３７の流量はゼロとされ、全ての圧縮空気５は燃
焼器１１へ流入する。点Ｂは、空気分離装置３９の好適
な最小運転圧力によって定義され、例えば、図２におい
ては、１１０１ｋＰａ絶対圧（１６０ｐｓｉａ）から１
１３５ｋＰａ絶対圧（１６５ｐｓｉａ）の間である。こ
の最小圧力は、ガスタービン及び空気分離装置の設計要
求により変化し、一般的には、８２６ｋＰａゲージ圧
（１２０ｐｓｉｇ）から１７８９ｋＰａゲージ圧（２６
０ｐｓｉｇ）の範囲である。
【００４０】減速中の選択された最小運転圧力で又はそ
れ以上の圧力で空気分離装置を運転することによって、
酸素及び窒素生成物４７及び４９の圧力は、点Ｂ及びＤ
（図２）の間での一般的な運転慣習より本発明の方が高
くなる。本発明にとっての運転点Ｂ、Ｃ* 、及びＤ
* （図２）の間において、酸素及び窒素生成物の圧力及
び空気分離装置への供給空気圧力は、一般的な運転慣習
による運転点Ｂ、Ｃ、及びＤの間の減少した圧力に比較
して、本質的に一定である。本発明のこの特徴は、非常
に狭い範囲の圧縮比に渡る主空気コンプレッサ４３及び
生成物コンプレッサ５１、６１、及び６７の運転を可能
とする。これは、次に、以下に述べるようなさらに効率
的なコンプレッサ運転を可能とする。
【００４１】図５は、本発明に従って運転されるように
計画された主空気コンプレッサ４３のためのコンプレッ
サ運転曲線を与える。ガスタービンの設計最大能力にお
いて、コンプレッサは点Ａで運転され、減速が起こる
と、コンプレッサは点Ａ及びＢ（これらの点は図２の点
Ａ及びＢに対応する）の間で運転される。点Ｂ、Ｃ* 、
及びＤ* の間において、コンプレッサは、一定の排出圧
力及び圧縮比で運転される。全体的な設計圧縮比の最小
値は、コンプレッサが点Ｂ、Ｃ* 、及びＤ* の間におい
て運転される時の圧縮比として定義される。設計相対吸
入圧力の最大値は、点Ｂによって定義される。
【００４２】図６は、本発明に従って運転されるように
計画された酸素コンプレッサ５１のためのコンプレッサ
運転曲線を与える。ＩＧＣＣ最大運転能力において、コ
ンプレッサは点Ａで運転され、減速が起こると、コンプ
レッサは点Ａ及びＢ（これらの点は図２の点Ａ及びＢに
対応する）の間で運転される。点Ｂ、Ｃ* 、及びＤ*の
間において、コンプレッサは、一定の排出圧力及び圧縮
比で運転される。全体的な設計圧縮比の最大値は、コン
プレッサが点Ｂ、Ｃ* 、及びＤ* の間において運転され
る時の圧縮比として定義される。設計相対吸入体積流量
の最大値は、点Ｂによって定義される。点Ａでの相対運
転効率（ＩＧＣＣ運転時間の大部分の間に起こる）は、
本発明により約０．９９である。これに対して、本発明
を使用しないガスタービン設計最大能力での通常の運転
を示す図４の対応点Ａでの相対効率は、約０．８５に過
ぎない。こうして、本発明の方法は、全体的な相対圧縮
比及び相対吸入体積流量の狭い範囲に渡る酸素コンプレ
ッサの計画及び運転を可能とし、これは、次に、コンプ
レッサのさらに効率的な全運転を可能とする。
【００４３】空気抜き取りが、通常の慣習により減速時
にガスタービン及び空気分離装置の全体範囲の渡り使用
される時に、窒素コンプレッサ６１及び６７は、図４に
示すような酸素コンプレッサ５１と同様な運転特性を示
す。空気分離装置３９が本発明により運転される時に、
窒素コンプレッサ６１及び６７は、図６に示した酸素コ
ンプレッサ５１と同様に計画及び運転されることができ
る。こうして、ガスタービン装置が設計最大能力で運転
される時に、さらに高い運転効率が、本発明により三つ
の生成物コンプレッサ５１、６１、及び６７の全てにと
って実現可能である。窒素コンプレッサ６１及び６７の
ための全体的な設計相対圧縮比の最大値及び設計相対吸
入体積流量の最大値の定義は、酸素コンプレッサ５１の
ための上述と同じである。
【００４４】ＩＧＣＣ装置のガスタービン及び空気分離
装置の効率を改善するための従来の方法は、広範囲では
あるが、減速中にガスタービンから空気分離装置への空
気抜き取りを制限して空気分離装置の空気コンプレッサ
の役割を増大させることにより全体効率を改善して電力
コストを低減することは、実現されない。これは、本発
明により減速中に燃焼タービンが幾らか不効率的に運転
され（残り空気が漏らされ、又は燃焼器の低い燃焼温度
が起こる）、自立する空気分離装置のコンプレッサが負
荷の大部分を受け持つために、従来技術からは予期せぬ
結果である。空気分離装置の生成物コンプレッサの運転
は、本発明において難しいことではない。減速運転がコ
ンプレッサの選択を決定するために、これらのコンプレ
ッサがさらに効率的な全負荷運転のために計画されるこ
とができる。
【００４５】図１のＩＧＣＣ装置は、（１）空気分離装
置３９への供給空気が空気分離装置運転範囲の全体に渡
り幾らかの残り空気３７を含んでいる現在の慣習による
空気分離装置の運転と、（２）空気抜き取りが１０１１
ｋＰａ絶対圧（１４７ｐｓｉａ）の空気分離装置供給圧
力以上でだけ使用される本発明による空気分離装置の運
転との全体効率を比較するために、模擬されている。こ
の実施例において、減速は、以下にわかるように大気温
度の変化のために多くの場合で起こる。設計最大能力
（図３から６の点Ａに対応）において、実際の圧縮比の
平均は以下に示される。ガスタービンのコンプレッサ３
では１３．０、主空気コンプレッサ４３では１３．０、
酸素コンプレッサ５１では１０．０、戻し窒素コンプレ
ッサ６７では５．０である。図２の点Ｄに対応する最大
減速又は最小流量において、実際の圧縮比の平均は以下
に示される。ガスタービンのコンプレッサ３では９．
０、主空気コンプレッサ４３では９．０、酸素コンプレ
ッサ５１では１８．０、戻し窒素コンプレッサ６７では
６．５である。これらの圧縮比は、”Ｆ”技術のガスタ
ービンを表している。空気分離装置３９は、生成酸素又
は窒素を運び去ることなくＩＧＣＣ装置のために必要な
酸素及び窒素を提供する大きさである。このＩＧＣＣ装
置は、−５°Ｃ（２３°Ｆ）、５°Ｃ（４１°Ｆ）、１
５°Ｃ（５９°Ｆ）、２３．９°Ｃ（７５°Ｆ）、及び
３５°Ｃ（９５°Ｆ）の大気温度で運転され、コンプレ
ッサ効率は、全負荷でのこれらの各温度及び部分負荷で
の選択された温度において主空気コンプレッサ４３、酸
素コンプレッサ５１、及び戻し窒素コンプレッサ６７に
とって演算される。
【００４６】現在の慣習（ガスタービン運転の全範囲に
渡る空気分離装置への空気が抜き取られる）による運転
の演算結果は表１に与えられ、本発明（１０１１ｋＰａ
（１４７ｐｓｉａ）の空気分離装置供給圧力以上の時だ
け空気分離装置への空気が抜き取られる）による運転の
演算結果は表２に与えられる。これらの二つの場合の三
つのコンプレッサの相対コンプレッサ効率が５°Ｃ（４
１°Ｆ）、１５°Ｃ（５９°Ｆ）、及び３５°Ｃ（９５
°Ｆ）において全負荷で比較されると、主空気コンプレ
ッサの相対効率は、現在の設計慣習より本発明の方がわ
ずかに小さいが、本発明の酸素及び窒素コンプレッサの
相対効率はかなり大きいことがわかる。
【００４７】各コンプレッサの全負荷における相対効率
は、５°Ｃ（４１°Ｆ）、１５°Ｃ（５９°Ｆ）、及び
３５°Ｃ（９５°Ｆ）の大気温度において平均化され、
これらの平均効率が各コンプレッサの平均効率比を演算
するのに使用される。本発明のこの平均効率比は、現在
の慣習による平均相対効率によって除算された本発明の
方法による平均相対効率として定義される。空気分離装
置の三つのコンプレッサそれぞれの合計電力消費は、コ
ンプレッサがＩＧＣＣ運転範囲の全体に渡り空気分離装
置への空気を抜き取る現在の慣習により運転されるよう
に計画されている場合にとって演算され、その結果は、
各コンプレッサの相対電力消費を与えるために正規化さ
れる。次に、前述のように決定された平均効率比は、本
発明により計画された各コンプレッサの相対電力消費を
演算するために、相対電力消費と共に利用される。この
結果が表３に与えられ、ＩＧＣＣの設計最大能力の全負
荷において、本発明による空気分離装置によって消費さ
れる合計電力は、装置が現在の慣習により運転される時
の対応する消費より３．３％少ないことを示している。
【００４８】
【表１】
【００４９】
【表２】
【００５０】
【表３】
【００５１】表１の相対効率からわかるように、本発明
の方法を使用する全電力消費は、部分負荷状態において
わずかに高くなるが、部分負荷は運転時間のわずかな部
分の間でしか起こらないために、全負荷での高い効率が
運転時間の大部分の間で得られる。
【００５２】上述の実施例において、本発明を使用する
ＩＧＣＣ装置の運転は、現在の慣習に比較して全負荷状
態で空気分離装置の３．３％の電力低下をもたらす。空
気分離装置が５０ＭＷを消費する４００ＭＷ発電プラン
トにとって、空気分離装置の電力の３．３％低下は１．
６５ＭＷであり、これは、０．０５ドル／ＫＷＨのエネ
ルギコストとして、年間７２３０００ドルの節約と等し
い。
【００５３】こうして、本発明は、ＩＧＣＣ発電装置の
空気分離装置が現在の慣習による運転と比較して、より
効率的な方法で運転されることを可能とする。空気分離
装置のコンプレッサが圧縮比の狭い範囲に渡り運転され
るように計画されているために、ＩＧＣＣ装置が設計全
負荷で運転される時に酸素及び窒素コンプレッサが高い
効率で運転されるので、より効率的な全運転が主に実現
される。生成物コンプレッサが圧縮比の広い範囲に渡り
運転されるように計画されなければならない時に、これ
は残り空気がＩＧＣＣ運転範囲全体に渡り利用される場
合であり、これらのコンプレッサは、ＩＧＣＣ装置が全
負荷で運転される時にかなり低い効率で運転される。加
えて、ＩＧＣＣの負荷範囲全体に渡り連続的に空気分離
装置を運転することによって、空気分離装置のための主
空気コンプレッサの始動及び停止に伴う不効率化は防止
される。
【００５４】本発明の本質的な特徴は、完全に前述され
ている。当業者は、本発明を理解し、本発明の基本的な
精神から逸脱することなく、及び、請求の範囲の範囲内
及び等価物から逸脱することなく、種々の変更を行うこ
とができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】空気及び窒素の統合化された統合ガス化複合サ
イクル発電装置の流れ図である。
【図２】設計最大能力以下における統合ガス化複合サイ
クル発電装置の運転性能マップである。
【図３】一般的な慣習によりコンプレッサ運転の全範囲
に渡り運転される空気分離装置の主空気コンプレッサの
ためのコンプレッサ運転曲線である。
【図４】一般的な慣習によりコンプレッサ運転の全範囲
に渡り運転される空気分離装置の酸素コンプレッサのた
めのコンプレッサ運転曲線である。
【図５】本発明による範囲に渡り運転される空気分離装
置の主空気コンプレッサのためのコンプレッサ運転曲線
である。
【図６】本発明による範囲に渡り運転される空気分離装
置の酸素コンプレッサのためのコンプレッサ運転曲線で
ある。
【符号の説明】
３…ガスタービン空気コンプレッサ １１…ガスタービン燃焼器 １５…ガスタービン膨張器 ３９…空気分離装置 ４３…主空気コンプレッサ ５１…酸素コンプレッサ ６１…窒素コンプレッサ ６７…窒素コンプレッサ
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 ドナルド ウィンストン ウッドワード アメリカ合衆国，ペンシルバニア 18066, ニュー トリポリ，ホルベンズ バレー ロード 8324

Claims (13)

    【特許請求の範囲】
  1. 【請求項１】 統合ガスタービン・空気分離装置を部分
    負荷で運転させるための方法であって、ガスタービン空
    気コンプレッサにおいて空気を圧縮する段階と、高温燃
    焼生成物を生成するためにガスタービン燃焼器において
    燃料と共に結果的に圧縮された空気の少なくとも一部を
    燃焼させる段階と、前記コンプレッサ及び選択的に発電
    器を駆動するガスタービン膨張器において前記高温燃焼
    生成物を膨張させる段階と、供給空気が主空気コンプレ
    ッサ及び選択的に前記ガスタービン空気コンプレッサか
    らの圧縮空気のさらなる一部によって提供される低温空
    気分離装置において空気を窒素リッチ生成物及び酸素リ
    ッチ生成物へ分離する段階とを有し、前記統合ガスター
    ビン・空気分離装置は、 （ａ）前記ガスタービン空気コンプレッサが空気分離装
    置最小供給圧力より高い所定運転圧力で圧縮空気を提供
    する時に、前記空気分離装置は前記所定運転圧力と本質
    的に等しい供給圧力で運転され、供給空気は、ガスター
    ビン空気コンプレッサからの圧縮空気のさらなる一部と
    共に、前記主空気コンプレッサによって前記空気分離装
    置へ提供され、又は、 （ｂ）前記ガスタービン空気コンプレッサが空気分離装
    置最小供給圧力と本質的に等しいか又は空気分離装置最
    小供給圧力より低い所定運転圧力で圧縮空気を提供する
    時に、前記空気分離装置は前記空気分離装置最小供給圧
    力と本質的に等しい供給圧力で運転され、前記空気分離
    装置への供給空気は、ガスタービン空気コンプレッサか
    らの圧縮空気のさらなる一部なしに、前記主空気コンプ
    レッサによって提供されるように、部分負荷において運
    転される統合ガスタービン・空気分離装置を部分負荷で
    運転させるための方法。
  2. 【請求項２】 前記空気分離装置最小供給圧力は、５５
    ０ｋＰａ絶対圧（８０ｐｓｉａ）と３４４０ｋＰａ絶対
    圧（５００ｐｓｉａ）との間である請求項１の方法。
  3. 【請求項３】 前記主空気コンプレッサは、 （ａ）前記主空気コンプレッサが前記空気分離装置最小
    供給圧力より高い排出圧力で運転される時に、前記主空
    気コンプレッサは、その全体的な設計相対圧縮比の最小
    値より高い圧縮比で、その設計相対吸入体積流量の最大
    値より小さな流量で運転され、又は、 （ｂ）前記主空気コンプレッサが前記空気分離装置最小
    供給圧力と本質的に等しい排出圧力で運転される時に、
    前記主空気コンプレッサは、その全体的な設計相対圧縮
    比の最小値で、その設計相対吸入体積流量の最大値以下
    で運転されるような二つの様式のいずれかで運転され、 前記主空気コンプレッサの前記全体的な設計相対圧縮比
    の最小値及び前記設計相対吸入体積流量の最大値は、本
    質的に、前記空気分離装置最小供給圧力で起こる請求項
    １の方法。
  4. 【請求項４】 前記主空気コンプレッサは、５５０ｋＰ
    ａ絶対圧（８０ｐｓｉａ）と４１２８ｋＰａ絶対圧（６
    ００ｐｓｉａ）との間の排出圧力で運転される請求項３
    の方法。
  5. 【請求項５】 酸素コンプレッサにおいて前記酸素リッ
    チ生成物を圧縮する段階をさらに有し、前記酸素コンプ
    レッサは、 （ａ）前記主空気コンプレッサが前記空気分離装置最小
    供給圧力より高い排出圧力で運転される時に、前記酸素
    コンプレッサは、その全体的な設計相対圧縮比の最大値
    より低い圧縮比で、その設計相対吸入体積流量の最大値
    より小さな流量で運転され、又は、 （ｂ）前記主空気コンプレッサが前記空気分離装置最小
    供給圧力と本質的に等しい排出圧力で運転される時に、
    前記酸素コンプレッサは、本質的に、その全体的な設計
    相対圧縮比の最大値で、その設計相対吸入体積流量の最
    大値以下で運転されるような二つの様式のいずれかで運
    転され、 前記酸素コンプレッサの前記全体的な設計相対圧縮比の
    最大値及び前記設計相対吸入体積流量の最大値は、前記
    主空気コンプレッサが、本質的に、前記空気分離装置最
    小供給圧力と等しい排出圧力で運転される時に起こる請
    求項１の方法。
  6. 【請求項６】 前記酸素コンプレッサは、８２６ｋＰａ
    絶対圧（１２０ｐｓｉａ）と１３７６０ｋＰａ絶対圧
    （２０００ｐｓｉａ）との間の排出圧力で運転される請
    求項５の方法。
  7. 【請求項７】 前記空気分離装置からの圧縮された酸素
    リッチ生成物と共に炭素質の燃料をガス化することによ
    って前記ガスタービン燃焼器のための燃料を生成する段
    階をさらに有する請求項５の方法。
  8. 【請求項８】 前記炭素質の燃料のガス化処理に使用す
    るために、窒素コンプレッサにおいて前記窒素リッチ生
    成物の少なくとも一部を圧縮する段階をさらに有する請
    求項７の方法。
  9. 【請求項９】 前記窒素コンプレッサは、 （ａ）前記主空気コンプレッサが前記空気分離装置最小
    供給圧力より高い排出圧力で運転される時に、前記窒素
    コンプレッサは、その全体的な設計相対圧縮比の最大値
    より低い圧縮比で、その設計相対吸入体積流量の最大値
    より小さな流量で運転され、又は、 （ｂ）前記主空気コンプレッサが前記空気分離装置最小
    供給圧力と本質的に等しい排出圧力で運転される時に、
    前記窒素コンプレッサは、本質的に、その全体的な設計
    相対圧縮比の最大値で、その設計相対吸入体積流量の最
    大値以下で運転されるような二つの様式のいずれかで運
    転され、 前記窒素コンプレッサの前記全体的な設計相対圧縮比の
    最大値及び前記設計相対吸入体積流量の最大値は、前記
    主空気コンプレッサが、本質的に、前記空気分離装置最
    小供給圧力と等しい排出圧力で運転される時に起こる請
    求項８の方法。
  10. 【請求項１０】 前記窒素コンプレッサは、３４４ｋＰ
    ａ絶対圧（５０ｐｓｉａ）と１３７６０ｋＰａ絶対圧
    （２０００ｐｓｉａ）との間の排出圧力で運転される請
    求項９の方法。
  11. 【請求項１１】 窒素コンプレッサにおいて前記窒素リ
    ッチ生成物の少なくとも一部を圧縮する段階と、前記ガ
    スタービン燃焼器へ結果的に圧縮された窒素を導く段階
    とをさらに有する請求項１の方法。
  12. 【請求項１２】 前記窒素コンプレッサは、 （ａ）前記主空気コンプレッサが前記空気分離装置最小
    供給圧力より高い排出圧力で運転される時に、前記窒素
    コンプレッサは、その全体的な設計相対圧縮比の最大値
    より低い圧縮比で、その設計相対吸入体積流量の最大値
    より小さな流量で運転され、又は、 （ｂ）前記主空気コンプレッサが前記空気分離装置最小
    供給圧力と本質的に等しい排出圧力で運転される時に、
    前記窒素コンプレッサは、本質的に、その全体的な設計
    相対圧縮比の最大値で、その設計相対吸入体積流量の最
    大値以下で運転されるような二つの様式のいずれかで運
    転され、 前記窒素コンプレッサの前記全体的な設計相対圧縮比の
    最大値及び前記設計相対吸入体積流量の最大値は、前記
    主空気コンプレッサが、本質的に、前記空気分離装置最
    小供給圧力と等しい排出圧力で運転される時に起こる請
    求項１１の方法。
  13. 【請求項１３】 前記窒素コンプレッサは、８２６ｋＰ
    ａ絶対圧（１２０ｐｓｉａ）と１３７６０ｋＰａ絶対圧
    （２０００ｐｓｉａ）との間の排出圧力で運転される請
    求項１２の方法。
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