JPH0941908A - ３成分動作流体を用いる熱力学的動力発生装置 - Google Patents
３成分動作流体を用いる熱力学的動力発生装置Info
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- JPH0941908A JPH0941908A JP8214144A JP21414496A JPH0941908A JP H0941908 A JPH0941908 A JP H0941908A JP 8214144 A JP8214144 A JP 8214144A JP 21414496 A JP21414496 A JP 21414496A JP H0941908 A JPH0941908 A JP H0941908A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 ランキンサイクル及びカリナサイクル熱力学
的動力発生装置の効率を改善すること。 【解決手段】 加圧された動作流体をタービンを通して
膨脹させることによって動力を発生するための動力発生
装置において、水、アンモニア及び二酸化炭素から成る
３成分動作流体を用いることによって効率を改善する。
炭素担持固形物の沈降を防止するために動作流体のｐＨ
値を一定の範囲（好ましくは８．０〜１０．６の間）に
維持する。この動作流体は、ランキンサイクルにおいて
最高１２％、カリナサイクルにおいてほぼ５％の効率改
善を可能にする。
的動力発生装置の効率を改善すること。 【解決手段】 加圧された動作流体をタービンを通して
膨脹させることによって動力を発生するための動力発生
装置において、水、アンモニア及び二酸化炭素から成る
３成分動作流体を用いることによって効率を改善する。
炭素担持固形物の沈降を防止するために動作流体のｐＨ
値を一定の範囲（好ましくは８．０〜１０．６の間）に
維持する。この動作流体は、ランキンサイクルにおいて
最高１２％、カリナサイクルにおいてほぼ５％の効率改
善を可能にする。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、熱力学的動力発生
サイクルに関し、特に、水、アンモニア及び二酸化炭素
の３成分から成る動作流体を用いる熱力学的動力発生装
置に関する。
サイクルに関し、特に、水、アンモニア及び二酸化炭素
の３成分から成る動作流体を用いる熱力学的動力発生装
置に関する。
【０００２】
【従来の技術】熱源から有用エネルギーを創生するため
のサイクルとして最も一般的に用いられている熱力学的
動力発生サイクルは、ランキンサイクルである。ランキ
ンサイクルにおいては、水、アンモニア又はフレオン等
の動作流体を、利用し得る熱源を用いて蒸発器内で蒸発
させる。次いで、蒸発したガス状動作流体をタービンに
通して膨脹させることによってエネルギーを放出させ
る。使用済みの動作流体は、利用し得る冷却媒体を用い
て凝縮させ、その凝縮した動作流体をポンプ送りして圧
縮することによってその圧力を増大させる。次いで、圧
縮された動作流体を再度蒸発させてプロセスを継続す
る。
のサイクルとして最も一般的に用いられている熱力学的
動力発生サイクルは、ランキンサイクルである。ランキ
ンサイクルにおいては、水、アンモニア又はフレオン等
の動作流体を、利用し得る熱源を用いて蒸発器内で蒸発
させる。次いで、蒸発したガス状動作流体をタービンに
通して膨脹させることによってエネルギーを放出させ
る。使用済みの動作流体は、利用し得る冷却媒体を用い
て凝縮させ、その凝縮した動作流体をポンプ送りして圧
縮することによってその圧力を増大させる。次いで、圧
縮された動作流体を再度蒸発させてプロセスを継続す
る。
【０００３】図１及び２を参照すると、動作流体として
スチームを用いる従来の熱力学的動力発生装置と、アン
モニア／水を用いる従来の熱力学的動力発生装置が示さ
れている。図１に示された熱力学的動力発生装置におい
ては、過熱空気が入口１０を通して一連の熱交換器１
２，１４，１６へ導入され、熱交換器１６から出口１８
を通して排出される。入口１０と各熱交換器の間を流れ
る空気流れは、符号Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄで示されている。図
１の装置の動作流体は、水／スチームであり、水は、最
初にポンプ２０によって加圧され、流れＥとして熱交換
器１６へ導入されてそこで初期沸点に近い温度にまで加
熱される。加熱された温水は、熱交換器１６から温水流
れＦとして熱交換器１４へ送られ、そこでスチームに変
換される。スチームは、熱交換器１４からスチーム流れ
Ｇとして熱交換器１２へ送られ、そこから過熱スチーム
流れＨとして流出する。この過熱スチームは、膨脹機／
タービン２２へ通され、そこで動力発生仕事が起る。膨
脹機／タービン（以下、「膨脹タービン」又は単に「タ
ービン」とも称する）２２から流出した水／スチーム混
合物は、凝縮器２４へ通され、サイクルが繰り返され
る。
スチームを用いる従来の熱力学的動力発生装置と、アン
モニア／水を用いる従来の熱力学的動力発生装置が示さ
れている。図１に示された熱力学的動力発生装置におい
ては、過熱空気が入口１０を通して一連の熱交換器１
２，１４，１６へ導入され、熱交換器１６から出口１８
を通して排出される。入口１０と各熱交換器の間を流れ
る空気流れは、符号Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄで示されている。図
１の装置の動作流体は、水／スチームであり、水は、最
初にポンプ２０によって加圧され、流れＥとして熱交換
器１６へ導入されてそこで初期沸点に近い温度にまで加
熱される。加熱された温水は、熱交換器１６から温水流
れＦとして熱交換器１４へ送られ、そこでスチームに変
換される。スチームは、熱交換器１４からスチーム流れ
Ｇとして熱交換器１２へ送られ、そこから過熱スチーム
流れＨとして流出する。この過熱スチームは、膨脹機／
タービン２２へ通され、そこで動力発生仕事が起る。膨
脹機／タービン（以下、「膨脹タービン」又は単に「タ
ービン」とも称する）２２から流出した水／スチーム混
合物は、凝縮器２４へ通され、サイクルが繰り返され
る。
【０００４】図１に示された例では、入口１０における
ガスの温度は、８００°Ｆ（４２７°Ｃ）である。熱交
換器１２の入口ガスから抽出された熱は、流れＧの飽和
スチームを過熱して過熱スチームの流れＨを創生する。
タービン２２は、２００４馬力の軸仕事を出力し、それ
が、電気に変換されるか、あるいは、圧縮機又は他の機
械的装置を駆動するのに用いられる。タービン２２から
の半ば凝縮したスチームの流れＩは、凝縮器２４内で完
全に凝縮した水にされる。この水は、ポンプ２０によっ
て１ｐｓｉａ（０．０７Ｋｇ／ｃｍ2 （絶対圧））から
６００ｐｓｉａ（４２Ｋｇ／ｃｍ2 （絶対圧））にまで
昇圧された後、熱交換器１６へ導入される。
ガスの温度は、８００°Ｆ（４２７°Ｃ）である。熱交
換器１２の入口ガスから抽出された熱は、流れＧの飽和
スチームを過熱して過熱スチームの流れＨを創生する。
タービン２２は、２００４馬力の軸仕事を出力し、それ
が、電気に変換されるか、あるいは、圧縮機又は他の機
械的装置を駆動するのに用いられる。タービン２２から
の半ば凝縮したスチームの流れＩは、凝縮器２４内で完
全に凝縮した水にされる。この水は、ポンプ２０によっ
て１ｐｓｉａ（０．０７Ｋｇ／ｃｍ2 （絶対圧））から
６００ｐｓｉａ（４２Ｋｇ／ｃｍ2 （絶対圧））にまで
昇圧された後、熱交換器１６へ導入される。
【０００５】熱交換器１６から流出する空気の温度は、
３７４°Ｆ（１９０°Ｃ）である。この温度は、熱交換
器１４内のピンチ点温度によって制限される。ピンチ点
温度（「ピンチ温度」とも称する）とは、熱交換器１４
から流出する空気の温度（５０６°Ｆ（２６３°Ｃ））
と熱交換器１４に流入する飽和水の温度（４８４°Ｆ
（２５１°Ｃ））との温度差、即ち、２２°Ｆ（１２°
Ｃ）である。このピンチ点温度は、水の圧力と、ガス及
び水の流量の関数である。以下の表１は、図１に示され
た条件に関するケーススタディの計算結果を示す。
３７４°Ｆ（１９０°Ｃ）である。この温度は、熱交換
器１４内のピンチ点温度によって制限される。ピンチ点
温度（「ピンチ温度」とも称する）とは、熱交換器１４
から流出する空気の温度（５０６°Ｆ（２６３°Ｃ））
と熱交換器１４に流入する飽和水の温度（４８４°Ｆ
（２５１°Ｃ））との温度差、即ち、２２°Ｆ（１２°
Ｃ）である。このピンチ点温度は、水の圧力と、ガス及
び水の流量の関数である。以下の表１は、図１に示され
た条件に関するケーススタディの計算結果を示す。
【０００６】
【表１】
【０００７】図２は、図１の装置と同じ装置であるが、
動作流体としてアンモニア／水混合物が使用される場合
を示す。図２の各機械要素は、図１のものと同じ参照番
号で示されているが、温度及び圧力は、アンモニア／水
動作流体の熱力学的特性の計算に基づいて変えられてい
る。動作流体混合物中のアンモニアのモル分率は、０．
１５である。流れＩの圧力は、動作流体を、それがポン
プ２０に流入するまでに１２０°Ｆ（４９°Ｃ）の温度
で完全に凝縮させるように６．５ｐｓｉａ（０．４５５
Ｋｇ／ｃｍ2 （絶対圧））にまで昇圧される。凝縮器２
４での圧力上昇の結果として、図２の装置のタービン２
２のタービン出力は、図１の装置のタービン２２が２０
０４馬力であるのに対して、１８４０馬力に低下する。
この低下は、アンモニア／水動作流体の使用により空気
流から抽出されるエネルギーの量が多くなるにも拘ら
ず、生じる。出口１８における空気の温度は、図１の装
置の出口空気温度が３７４°Ｆ（１９０°Ｃ）であるの
に対して、３１８°Ｆ（１５９°Ｃ）である。
動作流体としてアンモニア／水混合物が使用される場合
を示す。図２の各機械要素は、図１のものと同じ参照番
号で示されているが、温度及び圧力は、アンモニア／水
動作流体の熱力学的特性の計算に基づいて変えられてい
る。動作流体混合物中のアンモニアのモル分率は、０．
１５である。流れＩの圧力は、動作流体を、それがポン
プ２０に流入するまでに１２０°Ｆ（４９°Ｃ）の温度
で完全に凝縮させるように６．５ｐｓｉａ（０．４５５
Ｋｇ／ｃｍ2 （絶対圧））にまで昇圧される。凝縮器２
４での圧力上昇の結果として、図２の装置のタービン２
２のタービン出力は、図１の装置のタービン２２が２０
０４馬力であるのに対して、１８４０馬力に低下する。
この低下は、アンモニア／水動作流体の使用により空気
流から抽出されるエネルギーの量が多くなるにも拘ら
ず、生じる。出口１８における空気の温度は、図１の装
置の出口空気温度が３７４°Ｆ（１９０°Ｃ）であるの
に対して、３１８°Ｆ（１５９°Ｃ）である。
【０００８】以下の表２は、図２のアンモニア／水動作
流体を使用した場合の図２の装置に関して計算された各
パラメータの数値を示す。
流体を使用した場合の図２の装置に関して計算された各
パラメータの数値を示す。
【０００９】
【表２】
【００１０】動作流体としてスチームを用いるランキン
サイクルと、アンモニア／水を用いるランキンサイクル
の上述した従来の例は、水にアンモニアを加えると、熱
力学的サイクルの効率が相当に低下することを示してい
る。
サイクルと、アンモニア／水を用いるランキンサイクル
の上述した従来の例は、水にアンモニアを加えると、熱
力学的サイクルの効率が相当に低下することを示してい
る。
【００１１】近年開発された、ランキンサイクルを上回
る効率を発揮する熱力学的動力発生システムは、カリナ
サイクルである。図３は、カリナサイクルを使用し、更
に、アンモニア／水動作流体を利用する動力発生装置の
主要な構成要素の概略図である。カリナサイクルを用い
る動力発生装置の詳細は、米国特許第４，３４６，５６
１号、４，４８９，５６３号及び４，５４８，０４３号
に記載されているが、ここでは、図３を参照してその装
置の概略を説明する。
る効率を発揮する熱力学的動力発生システムは、カリナ
サイクルである。図３は、カリナサイクルを使用し、更
に、アンモニア／水動作流体を利用する動力発生装置の
主要な構成要素の概略図である。カリナサイクルを用い
る動力発生装置の詳細は、米国特許第４，３４６，５６
１号、４，４８９，５６３号及び４，５４８，０４３号
に記載されているが、ここでは、図３を参照してその装
置の概略を説明する。
【００１２】図３を参照して説明すると、アンモニア／
水動作流体は、ポンプ３０によって高い動作圧力（流れ
Ａ）にまで昇圧される。流れＡは、通常、約７０〜９５
モル％のアンモニアを含むアンモニア／水混合物であ
る。この混合物は、液体状態に留まるのに十分な圧力下
にある。例えばガスタービンからの排ガスのような利用
し得る熱源からの熱が、流れＢとして蒸発器３２へ供給
され、蒸発器３２内で流れＡの液体を過熱蒸気の流れＣ
に変換させる。この蒸気は、膨脹タービン３４へ送られ
る。それによって、膨脹タービン３４は軸馬力を出力
し、それが発電機３６によって電気に変換される。ター
ビン３４には、発電機３６の代わりに圧縮機又はその他
の動力消費装置が接続される場合もある。
水動作流体は、ポンプ３０によって高い動作圧力（流れ
Ａ）にまで昇圧される。流れＡは、通常、約７０〜９５
モル％のアンモニアを含むアンモニア／水混合物であ
る。この混合物は、液体状態に留まるのに十分な圧力下
にある。例えばガスタービンからの排ガスのような利用
し得る熱源からの熱が、流れＢとして蒸発器３２へ供給
され、蒸発器３２内で流れＡの液体を過熱蒸気の流れＣ
に変換させる。この蒸気は、膨脹タービン３４へ送られ
る。それによって、膨脹タービン３４は軸馬力を出力
し、それが発電機３６によって電気に変換される。ター
ビン３４には、発電機３６の代わりに圧縮機又はその他
の動力消費装置が接続される場合もある。
【００１３】膨脹タービン３４から流出する流れＤは、
低圧のアンモニア／水混合物であり、分離器３８の底部
から流れＥとして流出する希薄アンモニア液即ちアンモ
ニア濃度の低いアンモニア／水混合物と合流する。この
合流した流れＦは、凝縮器４０へ送られる。流れＥは、
通常、約３５モル％のアンモニアを含み、流れＦは、約
４５モル％のアンモニアを含む。
低圧のアンモニア／水混合物であり、分離器３８の底部
から流れＥとして流出する希薄アンモニア液即ちアンモ
ニア濃度の低いアンモニア／水混合物と合流する。この
合流した流れＦは、凝縮器４０へ送られる。流れＥは、
通常、約３５モル％のアンモニアを含み、流れＦは、約
４５モル％のアンモニアを含む。
【００１４】流れＦは、凝縮器４０内で、通常、流れＧ
として流入してくる冷却水との熱交換によって凝縮す
る。流れＦのアンモニア濃度は流れＤに比べて比較的低
いので、流れＤ内に存在する蒸気は、ランキンサイクル
の場合のように流れＤが流れＥと混合されることなく凝
縮される場合よりはるかに低い圧力で凝縮することがで
きる。従って、流れＣとＤとの間の圧力比を大きくする
ことができ、それによって、膨脹タービン３４からより
大きい出力を引出すことができる。分離器３８は、通
常、蒸留工程によってアンモニアを蒸発させて分離し、
得られた高アンモニア含量のアンモニア／水混合物流れ
Ａを蒸発器Ｅへ送る。一方、アンモニア濃度の低い希薄
アンモニア液の流れＥは、分離器３８の底部から抽出さ
れて、上述したように膨脹タービン３４からのアンモニ
ア／水混合物Ｄに合流され、流れＤ中のガスの吸収／凝
縮を容易にする。
として流入してくる冷却水との熱交換によって凝縮す
る。流れＦのアンモニア濃度は流れＤに比べて比較的低
いので、流れＤ内に存在する蒸気は、ランキンサイクル
の場合のように流れＤが流れＥと混合されることなく凝
縮される場合よりはるかに低い圧力で凝縮することがで
きる。従って、流れＣとＤとの間の圧力比を大きくする
ことができ、それによって、膨脹タービン３４からより
大きい出力を引出すことができる。分離器３８は、通
常、蒸留工程によってアンモニアを蒸発させて分離し、
得られた高アンモニア含量のアンモニア／水混合物流れ
Ａを蒸発器Ｅへ送る。一方、アンモニア濃度の低い希薄
アンモニア液の流れＥは、分離器３８の底部から抽出さ
れて、上述したように膨脹タービン３４からのアンモニ
ア／水混合物Ｄに合流され、流れＤ中のガスの吸収／凝
縮を容易にする。
【００１５】
【発明が解決しようとする課題】カリナサイクルはラン
キンサイクルより潜在的に高いレベルの動力発生効率を
発揮するが、今日の発電設備は、ほとんどの場合、ラン
キンサイクルに基づく装置を使用している。しかしなが
ら、どちらの熱力学的動力発生サイクルにおいても、そ
れらの効率に対する費用効果の改善がなされれば、その
ような改善は、得られる出力コストに劇的な影響を及ぼ
す。更に、そのような改善は、設備に大きな変更を施す
必要なしに可能であれば、即座に実行することができ
る。従って、本発明の目的は、ランキンサイクルによる
熱力学的動力発生装置と、カリナサイクルによる熱力学
的動力発生装置の両方の効率を改善するための手段を提
供することである。
キンサイクルより潜在的に高いレベルの動力発生効率を
発揮するが、今日の発電設備は、ほとんどの場合、ラン
キンサイクルに基づく装置を使用している。しかしなが
ら、どちらの熱力学的動力発生サイクルにおいても、そ
れらの効率に対する費用効果の改善がなされれば、その
ような改善は、得られる出力コストに劇的な影響を及ぼ
す。更に、そのような改善は、設備に大きな変更を施す
必要なしに可能であれば、即座に実行することができ
る。従って、本発明の目的は、ランキンサイクルによる
熱力学的動力発生装置と、カリナサイクルによる熱力学
的動力発生装置の両方の効率を改善するための手段を提
供することである。
【００１６】本発明の他の目的は、大きな設備投資資金
の投入を必要とすることなく実行することができる、現
行の熱力学的動力発生装置に対する改善を提供すること
である。
の投入を必要とすることなく実行することができる、現
行の熱力学的動力発生装置に対する改善を提供すること
である。
【００１７】
【課題を解決するための手段】本発明は、加圧流体をタ
ービンを通して膨脹させることによって動力を発生する
ための熱力学的動力発生装置において、水、アンモニア
及び二酸化炭素から成る３成分動作流体を用いることに
よって装置の効率の改善を実現する。この動作流体のｐ
Ｈは、炭素担持固体粒子の沈殿を防止する範囲（即ち、
８．０〜１０．６）に維持することが好ましい。この動
作流体は、ランキンサイクルにおいて最高１２％、カリ
ナサイクルにおいてほぼ５％の効率改善を可能にする。
ービンを通して膨脹させることによって動力を発生する
ための熱力学的動力発生装置において、水、アンモニア
及び二酸化炭素から成る３成分動作流体を用いることに
よって装置の効率の改善を実現する。この動作流体のｐ
Ｈは、炭素担持固体粒子の沈殿を防止する範囲（即ち、
８．０〜１０．６）に維持することが好ましい。この動
作流体は、ランキンサイクルにおいて最高１２％、カリ
ナサイクルにおいてほぼ５％の効率改善を可能にする。
【００１８】
【発明の実施の形態】本発明の基本は、熱力学的動力発
生サイクルにおいて蒸気相の二酸化炭素、アンモニア及
び水の混合物から成る３成分動作流体を用いることにあ
る。この動作流体は、液相において水中に溶解したＮＨ
3 ，ＮＨ4 + ，ＯＨ- ，Ｈ+ ，ＣＯ2，Ｈ2 ，ＣＯ3 ，
ＨＣＯ3 - ，ＣＯ3 -2及びＮＨ2 ＣＯ2 - の混合物を創
生する。この動作流体混合物は、動力発生の効率を高
め、動力発生に用いられる設備費用を低減する。例えば
１００°Ｆ（３８°Ｃ）程度の低温下では、これらの液
相成分は、水に溶解し易い溶体を形成する。温度が上昇
するにつれて、それらの液相成分が分解して水と、アン
モニアと、二酸化炭素になる。この３成分流体混合物
は、ランキンサイクルにおいてはその混合物を蒸発させ
るために、カリナサイクルにおいては高容量の蒸気流を
生成するために、低レベルのエネルギーのより効率的な
利用を可能にする。
生サイクルにおいて蒸気相の二酸化炭素、アンモニア及
び水の混合物から成る３成分動作流体を用いることにあ
る。この動作流体は、液相において水中に溶解したＮＨ
3 ，ＮＨ4 + ，ＯＨ- ，Ｈ+ ，ＣＯ2，Ｈ2 ，ＣＯ3 ，
ＨＣＯ3 - ，ＣＯ3 -2及びＮＨ2 ＣＯ2 - の混合物を創
生する。この動作流体混合物は、動力発生の効率を高
め、動力発生に用いられる設備費用を低減する。例えば
１００°Ｆ（３８°Ｃ）程度の低温下では、これらの液
相成分は、水に溶解し易い溶体を形成する。温度が上昇
するにつれて、それらの液相成分が分解して水と、アン
モニアと、二酸化炭素になる。この３成分流体混合物
は、ランキンサイクルにおいてはその混合物を蒸発させ
るために、カリナサイクルにおいては高容量の蒸気流を
生成するために、低レベルのエネルギーのより効率的な
利用を可能にする。
【００１９】水にアンモニアを加えると、その混合物の
沸騰及び凝縮温度が低下する。カリナサイクルは、効率
を改善するために吸収操作と蒸留操作を用いる。このア
ンモニア／水混合物に二酸化炭素を加えると、イオン種
が発生し、それによって、アンモニアと水だけから成る
動作流体の凝縮温度より高い温度での混合流体の完全凝
縮を可能にする。二酸化炭素の添加は、更に、アンモニ
アと水だの動作流体の場合より低い温度での蒸気相の発
生を可能にする。従って、動作流体を蒸発させるのに、
より低レベル（低品質）の熱を用いることができ、その
結果、高レベルの熱は、蒸気を過熱するのに利用するこ
とができる。凝縮器の圧力を低くする（凝縮温度を高く
する）ことができることと、過熱のための熱利用をより
効率的にすることができることとが相俟って、一定の熱
源からより多くの動力を取出すことを可能にする。
沸騰及び凝縮温度が低下する。カリナサイクルは、効率
を改善するために吸収操作と蒸留操作を用いる。このア
ンモニア／水混合物に二酸化炭素を加えると、イオン種
が発生し、それによって、アンモニアと水だけから成る
動作流体の凝縮温度より高い温度での混合流体の完全凝
縮を可能にする。二酸化炭素の添加は、更に、アンモニ
アと水だの動作流体の場合より低い温度での蒸気相の発
生を可能にする。従って、動作流体を蒸発させるのに、
より低レベル（低品質）の熱を用いることができ、その
結果、高レベルの熱は、蒸気を過熱するのに利用するこ
とができる。凝縮器の圧力を低くする（凝縮温度を高く
する）ことができることと、過熱のための熱利用をより
効率的にすることができることとが相俟って、一定の熱
源からより多くの動力を取出すことを可能にする。
【００２０】図４は、アンモニア／水混合物に二酸化炭
素を加えることによって得られる効果を示す。動作流体
中のアンモニアと二酸化炭素の合計モル分率は、０．１
５（アンモニア０．１０、二酸化炭素０．０５）であ
る。表３は、図４に示された本発明のアンモニア／水／
二酸化炭素動作流体使用実施形態に関して計算された各
パラメータの数値を示す。
素を加えることによって得られる効果を示す。動作流体
中のアンモニアと二酸化炭素の合計モル分率は、０．１
５（アンモニア０．１０、二酸化炭素０．０５）であ
る。表３は、図４に示された本発明のアンモニア／水／
二酸化炭素動作流体使用実施形態に関して計算された各
パラメータの数値を示す。
【００２１】
【表３】
【００２２】流れＩの圧力は、動作流体の組成の結果と
して２ｐｓｉａ（０．１４Ｋｇ／ｃｍ2 （絶対圧））に
まで下げられる。流れＩの圧力減少の結果として、ター
ビン２２の出力は、２０２８馬力に増大する。図１に示
されたスチーム使用装置に比べて、２００４馬力から２
０２８馬力への出力の増大は、１．２％の効率の向上に
相当する。又、図２に示されたアンモニア／水動作流体
使用装置に比べると、出力は、１８４０馬力から２０２
８馬力に増大し、それは、９．３％の効率の向上に相当
する。このような効率の向上は、入口１０において導入
される空気流から抽出されるエネルギーを増大させるこ
となく達成される。
して２ｐｓｉａ（０．１４Ｋｇ／ｃｍ2 （絶対圧））に
まで下げられる。流れＩの圧力減少の結果として、ター
ビン２２の出力は、２０２８馬力に増大する。図１に示
されたスチーム使用装置に比べて、２００４馬力から２
０２８馬力への出力の増大は、１．２％の効率の向上に
相当する。又、図２に示されたアンモニア／水動作流体
使用装置に比べると、出力は、１８４０馬力から２０２
８馬力に増大し、それは、９．３％の効率の向上に相当
する。このような効率の向上は、入口１０において導入
される空気流から抽出されるエネルギーを増大させるこ
となく達成される。
【００２３】図２の装置においては流れＦと流れＣとの
間のピンチ温度は０．５６°Ｃ（３３°Ｆ）であるのに
対して３成分の動作流体を使用した本発明の装置ではピ
ンチ温度は、１０６°Ｆ（４１°Ｃ）であり、所要熱交
換面積を相当にす小さくすることができることを表して
いる。
間のピンチ温度は０．５６°Ｃ（３３°Ｆ）であるのに
対して３成分の動作流体を使用した本発明の装置ではピ
ンチ温度は、１０６°Ｆ（４１°Ｃ）であり、所要熱交
換面積を相当にす小さくすることができることを表して
いる。
【００２４】図５は、図４に示された本発明の動力発生
装置において熱交換器のピンチ温度を低下させることに
よって３成分動作流体使用装置の更なる効率改善を達成
することができることを示す。図５の装置のための計算
された各パラメータは、以下の表４に示されている。
装置において熱交換器のピンチ温度を低下させることに
よって３成分動作流体使用装置の更なる効率改善を達成
することができることを示す。図５の装置のための計算
された各パラメータは、以下の表４に示されている。
【００２５】
【表４】
【００２６】流れＦ（２９２°Ｆ（１４４°Ｃ））と流
れＣ（３５７°Ｆ（１８１°Ｃ））との間のピンチ温度
を６５°Ｃ（１８°Ｆ）に低下させることによって、３
成分動作流体を蒸発させるのに使用する熱をより低レベ
ルの熱とすることができる。ポンプ２０から吐出される
流体（流れＥ）の圧力は、７００ｐｓｉａ（４９Ｋｇ／
ｃｍ2 （絶対圧））に昇圧され、その結果、流れＧの温
度は、図１に示された従来技術のシステムにおける流れ
Ｇの温度と同じ４８２°Ｆ（２５０°Ｃ）である。これ
らの変化の正味効果として、タービン２２の出力を２，
２５０馬力に真でほぼ１１％増大させる。図１の装置と
図５の装置のピンチ温度の差（２２°Ｆ（−５．６°
Ｃ）対６５°Ｆ（１８°Ｃ））は、設備費用削減の可能
性を示す。
れＣ（３５７°Ｆ（１８１°Ｃ））との間のピンチ温度
を６５°Ｃ（１８°Ｆ）に低下させることによって、３
成分動作流体を蒸発させるのに使用する熱をより低レベ
ルの熱とすることができる。ポンプ２０から吐出される
流体（流れＥ）の圧力は、７００ｐｓｉａ（４９Ｋｇ／
ｃｍ2 （絶対圧））に昇圧され、その結果、流れＧの温
度は、図１に示された従来技術のシステムにおける流れ
Ｇの温度と同じ４８２°Ｆ（２５０°Ｃ）である。これ
らの変化の正味効果として、タービン２２の出力を２，
２５０馬力に真でほぼ１１％増大させる。図１の装置と
図５の装置のピンチ温度の差（２２°Ｆ（−５．６°
Ｃ）対６５°Ｆ（１８°Ｃ））は、設備費用削減の可能
性を示す。
【００２７】本発明の３成分動作流体を図３のカリナサ
イクルに適用する場合、流れＦ中の水、アンモニア及び
二酸化炭素の組成（液相におけるすべてのイオン種を含
めて）を考慮する必要がある。流れＦ中のアンモニアと
二酸化炭素の合計含有量は、慣用のアンモニア式カリナ
サイクルの場合と同じ（ほぼ４５モル％）とすることが
好ましい。アンモニア対二酸化炭素の相対濃度は、流れ
ＨのｐＨが８．０〜１０．６の範囲に維持されるように
設定することが好ましい。このｐＨ範囲においては、流
れＦの凝縮圧を最低限にすることができ、その結果、膨
脹タービン３４の吐出圧力を最低限にする（即ち、ター
ビン出力を最大限にする）。
イクルに適用する場合、流れＦ中の水、アンモニア及び
二酸化炭素の組成（液相におけるすべてのイオン種を含
めて）を考慮する必要がある。流れＦ中のアンモニアと
二酸化炭素の合計含有量は、慣用のアンモニア式カリナ
サイクルの場合と同じ（ほぼ４５モル％）とすることが
好ましい。アンモニア対二酸化炭素の相対濃度は、流れ
ＨのｐＨが８．０〜１０．６の範囲に維持されるように
設定することが好ましい。このｐＨ範囲においては、流
れＦの凝縮圧を最低限にすることができ、その結果、膨
脹タービン３４の吐出圧力を最低限にする（即ち、ター
ビン出力を最大限にする）。
【００２８】水中に約４５モル％のアンモニアを含有し
た流れの場合、凝縮液（流れＨ）の温度が１０２°Ｆ
（３８．９°Ｃ）であるとすると、膨脹タービン３４の
吐出圧力は、３５．５ｐｓｉａ（２．５Ｋｇ／ｃｍ2
（絶対圧））にしなければならない。これに対して、凝
縮液流れＨが水中に２９モル％のアンモニアと１６モル
％の二酸化炭素を含有するもので、１０２°Ｆ（３８．
９°Ｃ）の温度であるとした場合、膨脹タービン３４の
吐出圧力は、ほぼ２．４ｐｓｉａ（０．１７Ｋｇ／ｃｍ
2 （絶対圧））にまで低下させることができる。このよ
うに凝縮圧、従って凝縮器内の圧力を低くすることがで
きることの結果として、３成分動作流体システムは、ア
ンモニア／水式カリナサイクルを用いて得られる効率よ
り少くとも５％高い効率を達成することができる。
た流れの場合、凝縮液（流れＨ）の温度が１０２°Ｆ
（３８．９°Ｃ）であるとすると、膨脹タービン３４の
吐出圧力は、３５．５ｐｓｉａ（２．５Ｋｇ／ｃｍ2
（絶対圧））にしなければならない。これに対して、凝
縮液流れＨが水中に２９モル％のアンモニアと１６モル
％の二酸化炭素を含有するもので、１０２°Ｆ（３８．
９°Ｃ）の温度であるとした場合、膨脹タービン３４の
吐出圧力は、ほぼ２．４ｐｓｉａ（０．１７Ｋｇ／ｃｍ
2 （絶対圧））にまで低下させることができる。このよ
うに凝縮圧、従って凝縮器内の圧力を低くすることがで
きることの結果として、３成分動作流体システムは、ア
ンモニア／水式カリナサイクルを用いて得られる効率よ
り少くとも５％高い効率を達成することができる。
【００２９】流れＦの組成は、カーボネート、ビカーボ
ネート、カルバメート及びその他のアンモニアカーボネ
ート固形粒子の沈殿が回避される点まで制御すべきであ
る。図６には、ＮＨ3 −ＣＯ2 −Ｈ2 Ｏ系における平衡
状態を表すアンモニア対二酸化炭素の割合（％）をプロ
ットしたグラフが示されている。このグラフでは、濃度
は％で、温度は°Ｃで表されている。この系を二相等温
線より下で動作するように調節すれば、固相の発生が回
避される。
ネート、カルバメート及びその他のアンモニアカーボネ
ート固形粒子の沈殿が回避される点まで制御すべきであ
る。図６には、ＮＨ3 −ＣＯ2 −Ｈ2 Ｏ系における平衡
状態を表すアンモニア対二酸化炭素の割合（％）をプロ
ットしたグラフが示されている。このグラフでは、濃度
は％で、温度は°Ｃで表されている。この系を二相等温
線より下で動作するように調節すれば、固相の発生が回
避される。
【００３０】図３の流れＦ及び図５の流れＪを８．０よ
り下又は１０．６より上のｐＨ値に維持した場合、若干
の利点が得られる場合があるが、それらの流れを７．５
より下又は１２より上のｐＨ値に維持した場合は、沈殿
物の生成が装置の各機器の作動にとって支障がある以
上、ほとんど、あるいは、全く利点は得られない。低ｐ
Ｈ値においては、ＮＨ4 ＨＣＯ3 のような種を沈殿させ
ることなく、高いアンモニア含有量を得ることは困難で
ある。反対に、高ｐＨ値においては、ＮＨ2 ＣＯ2 ＮＨ
4 のような沈殿物を生じることなく、高いＣＯ2 ／ＮＨ
3 比を得ることは困難である。
り下又は１０．６より上のｐＨ値に維持した場合、若干
の利点が得られる場合があるが、それらの流れを７．５
より下又は１２より上のｐＨ値に維持した場合は、沈殿
物の生成が装置の各機器の作動にとって支障がある以
上、ほとんど、あるいは、全く利点は得られない。低ｐ
Ｈ値においては、ＮＨ4 ＨＣＯ3 のような種を沈殿させ
ることなく、高いアンモニア含有量を得ることは困難で
ある。反対に、高ｐＨ値においては、ＮＨ2 ＣＯ2 ＮＨ
4 のような沈殿物を生じることなく、高いＣＯ2 ／ＮＨ
3 比を得ることは困難である。
【００３１】凝縮器内で固形物を沈殿させることが望ま
しい倍もある。アンモニウム−カーボネートの沈殿物は
一般に低温下で分解するので、凝縮器内に沈殿物が生じ
すると、低レベルの熱を能率的に利用することが困難に
なる。
しい倍もある。アンモニウム−カーボネートの沈殿物は
一般に低温下で分解するので、凝縮器内に沈殿物が生じ
すると、低レベルの熱を能率的に利用することが困難に
なる。
【００３２】以上、本発明を実施形態に関連して説明し
たが、本発明は、ここに例示した実施形態の構造及び形
状に限定されるものではなく、本発明の精神及び範囲か
ら逸脱することなく、いろいろな実施形態（例えば、ダ
ブル圧力及び再加熱式ランキンサイクル）が可能であ
り、いろいろな変更及び改変を加えることができること
を理解されたい。
たが、本発明は、ここに例示した実施形態の構造及び形
状に限定されるものではなく、本発明の精神及び範囲か
ら逸脱することなく、いろいろな実施形態（例えば、ダ
ブル圧力及び再加熱式ランキンサイクル）が可能であ
り、いろいろな変更及び改変を加えることができること
を理解されたい。
【図１】図１は、動作流体としてスチームを用いる従来
のランキンサイクル式動力発生装置の概略図である。
のランキンサイクル式動力発生装置の概略図である。
【図２】図２は、動作流体としてアンモニアと水を用い
る従来のランキンサイクル式動力発生装置の概略図であ
る。
る従来のランキンサイクル式動力発生装置の概略図であ
る。
【図３】図３は、動作流体としてアンモニアと水を用い
る従来のカリナサイクル式動力発生装置の概略図であ
る。
る従来のカリナサイクル式動力発生装置の概略図であ
る。
【図４】図４は、ランキンサイクルを使用し、水、アン
モニア及び二酸化炭素から成る３成分動作流体を用いる
本発明の動力発生装置の一実施形態の概略図である。
モニア及び二酸化炭素から成る３成分動作流体を用いる
本発明の動力発生装置の一実施形態の概略図である。
【図５】図５は、図４に示された本発明の動力発生装置
の実施形態において熱交換器のピンチ温度を低下させる
ことによって更なる効率改善が得られることを示す概略
図である。
の実施形態において熱交換器のピンチ温度を低下させる
ことによって更なる効率改善が得られることを示す概略
図である。
【図６】図６は、ＮＨ3 −ＣＯ2 −Ｈ2 Ｏ系における平
衡状態を表すアンモニア対二酸化炭素の割合（％）を示
すグラフであり、二相等温線と三相等温線を示す。
衡状態を表すアンモニア対二酸化炭素の割合（％）を示
すグラフであり、二相等温線と三相等温線を示す。
１０：入口 １２，１４，１６：熱交換器 １８：出口 ２０：ポンプ ２２：膨脹機／タービン ２４：凝縮器 ３０：ポンプ ３２：蒸発器 ３４：膨脹タービン ３６：発電機 ３８：分離器 ４０：凝縮器
Claims (8)
- 【請求項１】 加圧された動作流体をタービンを通して
膨脹させることによって動力を発生するための発生装置
において、水、アンモニア及び二酸化炭素から成る３成
分動作流体を用いることを特徴とする動力発生装置。 - 【請求項２】 前記アンモニアと二酸化炭素は、前記動
作流体のｐＨ値を７．５〜１２の範囲に設定する比率で
前記水内に存在することを特徴とする請求項１に記載の
動力発生装置。 - 【請求項３】 前記アンモニアと二酸化炭素は、前記動
作流体のｐＨ値を８．０〜１０．６の範囲に設定する比
率で前記水内に存在することを特徴とする請求項１に記
載の動力発生装置。 - 【請求項４】 前記動作流体は、ランキン熱力学的動力
発生サイクルに用いられることを特徴とする請求項１に
記載の動力発生装置。 - 【請求項５】 前記動作流体は、カリナ熱力学的動力発
生サイクルに用いられることを特徴とする請求項１に記
載の動力発生装置。 - 【請求項６】 前記動作流体の前記アンモニアと二酸化
炭素の合計含有量は、約４５モル％であることを特徴と
する請求項５に記載の動力発生装置。 - 【請求項７】 液相における前記動作流体のｐＨ値が
８．０〜１０．６の範囲に維持されるように水中のアン
モニアと二酸化炭素の濃度が設定されていることを特徴
とする請求項６に記載の動力発生装置。 - 【請求項８】 液相における前記動作流体のｐＨ値が
７．５〜１２．０の範囲に維持されるように水中のアン
モニアと二酸化炭素の濃度が設定されていることを特徴
とする請求項６に記載の動力発生装置。
Applications Claiming Priority (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| US08/508,568 US5557936A (en) | 1995-07-27 | 1995-07-27 | Thermodynamic power generation system employing a three component working fluid |
| US508568 | 1995-07-27 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0941908A true JPH0941908A (ja) | 1997-02-10 |
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Family
ID=24023233
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP8214144A Expired - Lifetime JP3065253B2 (ja) | 1995-07-27 | 1996-07-26 | ３成分動作流体を用いる熱力学的動力発生装置 |
Country Status (9)
| Country | Link |
|---|---|
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| EP (1) | EP0756069B1 (ja) |
| JP (1) | JP3065253B2 (ja) |
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| CN (1) | CN1071398C (ja) |
| BR (1) | BR9603172A (ja) |
| CA (1) | CA2182121C (ja) |
| DE (1) | DE69610269T2 (ja) |
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| US6209307B1 (en) | 1999-05-05 | 2001-04-03 | Fpl Energy, Inc. | Thermodynamic process for generating work using absorption and regeneration |
| KR20010002901A (ko) * | 1999-06-18 | 2001-01-15 | 김창선 | 물질 열팽창에너지 재활용 방법 |
| US6637183B2 (en) | 2000-05-12 | 2003-10-28 | Clean Energy Systems, Inc. | Semi-closed brayton cycle gas turbine power systems |
| KR100425236B1 (ko) | 2001-04-12 | 2004-03-30 | 미래테크 주식회사 | 이동통신용 광대역 안테나 |
| CA2393386A1 (en) * | 2002-07-22 | 2004-01-22 | Douglas Wilbert Paul Smith | Method of converting energy |
| US6964168B1 (en) | 2003-07-09 | 2005-11-15 | Tas Ltd. | Advanced heat recovery and energy conversion systems for power generation and pollution emissions reduction, and methods of using same |
| US20050241311A1 (en) | 2004-04-16 | 2005-11-03 | Pronske Keith L | Zero emissions closed rankine cycle power system |
| US7287381B1 (en) * | 2005-10-05 | 2007-10-30 | Modular Energy Solutions, Ltd. | Power recovery and energy conversion systems and methods of using same |
| US7827791B2 (en) * | 2005-10-05 | 2010-11-09 | Tas, Ltd. | Advanced power recovery and energy conversion systems and methods of using same |
| GB0609349D0 (en) * | 2006-05-11 | 2006-06-21 | Rm Energy As | Method and apparatus |
| DE102007020086B3 (de) * | 2007-04-26 | 2008-10-30 | Voith Patent Gmbh | Betriebsflüssigkeit für einen Dampfkreisprozess und Verfahren für dessen Betrieb |
| DE102007022950A1 (de) * | 2007-05-16 | 2008-11-20 | Weiss, Dieter | Verfahren zum Transport von Wärmeenergie und Vorrichtungen zur Durchführung eines solchen Verfahrens |
| CN101408115B (zh) * | 2008-11-11 | 2011-04-06 | 西安交通大学 | 一种适用于车用发动机余热回收的热力循环系统 |
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| DE102010042792A1 (de) * | 2010-10-22 | 2012-04-26 | Man Diesel & Turbo Se | System zur Erzeugung mechanischer und/oder elektrischer Energie |
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| US20130333385A1 (en) * | 2011-05-24 | 2013-12-19 | Kelly Herbst | Supercritical Fluids, Systems and Methods for Use |
| BE1021700B1 (nl) * | 2013-07-09 | 2016-01-11 | P.T.I. | Inrichting voor energiebesparing |
| SE1400492A1 (sv) | 2014-01-22 | 2015-07-23 | Climeon Ab | An improved thermodynamic cycle operating at low pressure using a radial turbine |
| CN105298650A (zh) * | 2014-05-28 | 2016-02-03 | 国网山西省电力公司电力科学研究院 | 一种燃气轮机组气相充气保护方法 |
| CN104929708B (zh) * | 2015-06-24 | 2016-09-21 | 张高佐 | 一种利用混合组分工质的低温热源热电转换系统及方法 |
| US9725652B2 (en) | 2015-08-24 | 2017-08-08 | Saudi Arabian Oil Company | Delayed coking plant combined heating and power generation |
| US10480354B2 (en) * | 2017-08-08 | 2019-11-19 | Saudi Arabian Oil Company | Natural gas liquid fractionation plant waste heat conversion to simultaneous power and potable water using Kalina cycle and modified multi-effect-distillation system |
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| US10663234B2 (en) | 2017-08-08 | 2020-05-26 | Saudi Arabian Oil Company | Natural gas liquid fractionation plant waste heat conversion to simultaneous cooling capacity and potable water using kalina cycle and modified multi-effect distillation system |
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| US4346561A (en) * | 1979-11-08 | 1982-08-31 | Kalina Alexander Ifaevich | Generation of energy by means of a working fluid, and regeneration of a working fluid |
| DD161075A3 (de) * | 1980-04-08 | 1984-09-19 | Schwermasch Liebknecht Veb K | Verfahren zur abwaermenutzung fuer die erzeugung mechanischer energie mit wahlweise gleichzeitiger kaelteerzeugung |
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- 1995-07-27 US US08/508,568 patent/US5557936A/en not_active Expired - Fee Related
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