KR101716751B1 - 냉열 발전 시스템, 냉열 발전 시스템을 구비하는 에너지 시스템 및 냉열 발전 시스템의 이용 방법 - Google Patents

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Abstract

본 발명은 극저온 유체의 초임계압 발전(LSG)으로, 2차 팽창 터빈 출구측의 가스 송출 압력을 자유롭게 제어하면서, 액화 가스의 냉열 엑서지의 이용 효율을 높일 수 있는 냉열 이용 시스템을 제공한다.　LSG는 저온 액화 가스를 그 임계 압력 이상의 소정의 압력까지 액체 상태인 채로 승압하는 승압 펌프와, 랭킨 사이클 방식의 1차 발전 장치와, 직접 팽창 방식의 2차 발전 장치를 구비하고 있다. 액화 가스의 냉열 엑서지를 유효하게 이용하려면, 냉열 엑서지를 온도 엑서지보다도 압력 엑서지로 이용하는 편이 효율적이다. LSG는 냉열 엑서지를 보다 우위로 압력 엑서지로 변환하는 것으로, 액화 가스 조성, 가열원 온도 및 가스 송출 압력에 의해, 최고 변환 효율이 되는 최적의 운전 조건을 결정할 수 있다. 일례로, 가스 송출 압력이 낮은 최대 발전 케이스에서는, 발전원 단위는 실기 보정값으로 약 486［kJ/kg］(135［kWh/ton］)이 되어, 냉열의 약 54% 상당을 전력으로서 회수할 수 있다.

Description

냉열 발전 시스템, 냉열 발전 시스템을 구비하는 에너지 시스템 및 냉열 발전 시스템의 이용 방법{COLD UTILIZATION SYSTEM, ENERGY SYSTEM PROVIDED WITH COLD UTILIZATION SYSTEM, AND METHOD FOR UTILIZING COLD UTILIZATION SYSTEM}
본 발명은 저장탱크에 저장된 저온 액화 가스의 냉열을 이용하는 냉열 이용 시스템, 냉열 이용 시스템을 구비하는 에너지 시스템 및 냉열 이용 시스템의 이용 방법에 관한 것이다.
저온의 액화 가스로는, 예를 들면 액화천연가스(LNG)가 알려져 있다. 액화천연가스는 외국 산지에서 산출된 천연가스(NG)를 전력을 사용해서 냉각하여 액화한 것이다. 액화하여 부피를 감소시킨 액화천연가스는 LNG 수송 탱커로 수입된다. 액화천연가스는, 통상, 수입지에서 오픈 락식 기화기 등으로 기화된다. 그 때, 액화천연가스와 해수를 열교환시킴으로써, 액화천연가스의 냉열 에너지는 해수 중에 폐기된다. 또한, 도 15에 1년간 일본에 수입되는 액화천연가스의 냉열 이용상황을 추정한 결과를 나타낸다. 냉열 에너지의 대부분이 회수되지 않고 이용되지 않은 채 폐기되고 있다.
여기서, 냉열 에너지를 유효하게 이용하기 위해서, 액화천연가스의 냉열 에너지를 이용하는 냉열 이용 시스템이 알려져 있다. 냉열 이용 시스템으로는, 구체적으로 예를 들면, 냉열발전 시스템이 알려져 있다. 기존의 냉열발전 시스템으로는, 랭킨 사이클 방식, 직접 팽창 방식, 및 이들의 병용 방식이 있다.
랭킨 사이클 방식은, 탄화수소나 프레온 가스 등의 작동 유체(중간 매체)를 응축기에서 액화천연가스의 냉열에 의해 응축시키고, 응축시킨 작동 유체를 기화기에서 기화시킨다. 그리고, 기화시킨 작동 유체에 의해 터빈을 구동시킴으로써 발전한다. 직접 팽창 방식의 것은, 액화천연가스를 기화기에서 기화시키고, 기화시킨 천연가스에 의해 터빈을 구동시킴으로써 발전한다.
한편, 병용 방식의 냉열발전 시스템은, 예를 들면, 하기 특허문헌 1, 2에서 볼 수 있듯이, 랭킨 사이클 방식과 직접 팽창 방식을 결합한 것이다. 병용 방식의 것은, 랭킨 사이클 방식 및 직접 팽창 방식 각각의 단독적인 것보다, 액화천연가스의 유효 냉열 에너지(냉열 엑서지)의 회수율이 높고, 발전 능력이 높다.
특허문헌 1: 일본 공개특허공보 평9-151707호 특허문헌 2: 일본 공개특허공보 평5-302504호
병용 방식의 냉열발전 시스템에 있어서, 액화천연가스의 냉열 엑서지(유효 에너지)는, 랭킨 사이클을 순환하는 작동 유체를 응축시키는 온도 엑서지와, 상기 작동 유체와의 열교환에 의해 기화된 천연가스로 직접 팽창 방식의 터빈을 구동시키는 압력 엑서지로서 이용된다.
여기서, 액화천연가스의 냉열 엑서지 가운데, 가스 송출 압력 엑서지로 이용되는 정도가 많으면, 도 16에 나타내듯이, 냉열 이용이 가능한 정도가 감소한다. 또한, 도 16은 종래의 냉열 이용 시스템에 있어서의 LNG 수입 기지별 냉열 엑서지의 이용 가능 정도를 예시한 도면이다.
이 때문에, 가스 공급처가 요구하는 가스 송출 압력이 높은 경우, 직접 팽창 방식의 터빈으로 이용할 수 있는 압력 엑서지가 저하하여, 발전량이 저하되어 버린다. 도 17 및 도 18에는 냉열발전 시스템의 실적을 나타낸다. 상세하게는, 도 17은 냉열발전 시스템의 실적 일람표이고, 도 18은 도 17에 있어서의 가스 송출 압력과 냉열발전의 발전원 단위와의 관계를 나타내는 도면이다. 도 17 및 도 18에 나타내듯이, 가스 송출 압력이 높을수록 발전원 단위가 저하하는 경향에 있다.
특히, 최근에는 상기사업에 있어서의 가스터빈 복합 사이클 발전의 보급, 및 가스 사업에 있어서의 가스 송출량의 증가에 의해, 가스 송출 압력이 높아지고 있다. 이 때문에, 액화천연가스의 냉열 엑서지 중에서 송출 가스의 압력 엑서지로 변환되는 비율이 높아지고, 냉열발전 시스템에 있어서 전력으로 변환 가능한 냉열 엑서지가 감소되는 경향에 있다. 그 결과, 냉열발전 시스템에 의한 발전량이 감소되는 경향이 되고, 냉열발전 시스템은 보급되고 있지 않다.
또한, 냉열발전 시스템에 한정되지 않고, 냉열을 이용하는 시스템이면, 가스 공급처가 요구하는 가스 송출 압력이 높은 경우에, 직접 팽창 방식의 터빈에서 이용 가능한 가스의 압력 엑서지가 저하되어 버리는 문제가 마찬가지로 생길 수 있다. 또한, 이 문제는 액화천연가스에 한정되지 않고, 저온의 액화 가스를 이용하는 냉열 이용 시스템이면 마찬가지로 생길 수 있다.
본 발명은, 직접 팽창 방식의 터빈 출구측의 가스 송출 압력을 자유롭게 설정 및 제어하면서, 액화 가스의 냉열 엑서지 이용 효율을 높일 수 있는 냉열 이용 시스템 및 그 최적 운전 조건을 제공하는 것을 주된 목적으로 한다.
상기 과제를 해결하기 위하여, 저장탱크에 저장된 저온의 액화 가스를 소정의 압력까지 액체 상태인 채로 승압하는 승압 펌프와, 상기 승압 펌프에 의해 승압된 상기 액화 가스와 소정의 냉열 교환 대상을 열교환시킴으로써, 상기 냉열 교환 대상을 냉각시키는 동시에 상기 액화 가스를 기화시키는 기화기를 가지는 1차 장치와, 상기 기화기에서 기화된 상기 액화 가스인 기화 가스에 의해 구동되는 2차 터빈을 가지는 2차 장치를 구비하고, 상기 저장탱크의 저장 대상이 되는 가스의 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 저장탱크에 저장된 상태의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 점을 프로세스 개시점(C1)으로 정의하며, 상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 기화기의 입구측에 있어서의 상기 가스의 상기 소정 압력 및 온도를 규정하는 점을 프리 오버 부스트점(C2)으로 정의하고, 상기 몰리에르 선도상에서, 상기 2차 터빈의 입구측에 있어서의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 점인 터빈 입구점(C3), 또는 상기 기화기의 출구측에 있어서의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 점(CA) 중 어느 하나를 중간점으로 정의하며, 상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 2차 터빈의 출구측에 있어서의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 점을 터빈 출구점(C4)으로 정의하고, 상기 프리 오버 부스트점에 있어서의 엔탈피로부터 상기 프로세스 개시점에 있어서의 엔탈피를 감산한 값을 제1 엔탈피차(Δh1)로 정의하며, 상기 중간점에 있어서의 엔탈피로부터 상기 프리 오버 부스트점에 있어서의 엔탈피를 감산한 값을 제2 엔탈피차(Δh2；Δh2rank)로 정의하고, 상기 2차 터빈의 입구측에 있어서의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 점인 터빈 입구점(C3)에 있어서의 상태로부터 상기 터빈 출구점에 있어서의 상태가 되기까지 상기 2차 터빈에 실시되는 일을 제3 엔탈피차(Δh3)로 정의하며, 상기 제2 엔탈피차 및 상기 제3 엔탈피차의 가산값으로부터 상기 제1 엔탈피차를 감산한 값, 또는 상기 프리 오버 부스트점 및 상기 중간점 각각의 온도에 의해 정해지는 카르노 사이클 이론 열효율 이하의 값으로 0보다 큰 값인 효율 계수를 상기 제2 엔탈피차에 곱한 값과 상기 제3 엔탈피차의 가산값에서, 상기 제1 엔탈피차를 감산한 값 중 어느 하나를 합계 엔탈피차(Δhtotal)로 정의하고, 상기 소정의 압력은 상기 합계 엔탈피차에 근거하여 설정되어 있는 것을 특징으로 한다.
본 발명에서는, 저장탱크에 저장된 저온의 액화 가스를 소정의 압력까지 액체 상태인 채로 승압 펌프에 의해 승압시킨다. 그리고, 1차 장치를 구성하는 기화기에 있어서, 승압 펌프에 의해 승압된 액화 가스와 소정의 냉열 교환 대상(중간 매체)을 열교환 시킨다. 이에 따라, 냉열 교환 대상이 냉각되는 동시에, 액화 가스가 기화되어 기화 가스가 된다. 그리고, 기화기로부터 유출한 기화 가스에 의해, 2차 장치를 구성하는 2차 터빈이 구동된다. 이처럼, 저장탱크에 저장된 저온의 액화 가스의 냉열 엑서지는, 1차 장치에서 냉열 교환 대상을 냉각시키는 온도 엑서지와, 2차 장치에서 터빈을 구동시키는 압력 엑서지로 이용된다.
여기서 본원 발명자는, 액화 가스의 냉열 엑서지 이용 효율을 파악하기 위해서, 상기 제1 엔탈피차, 제2 엔탈피차, 및 제3 엔탈피차에 근거하는 합계 엔탈피차를 이용하는 것이 유효하다는 식견을 얻었다. 상세하게는, 합계 엔탈피차는 그 값이 클수록 액화 가스의 냉열 엑서지 이용 효율이 높은 것을 나타낸다. 그리고, 합계 엔탈피차는, 프리 오버 부스트점에서의 가스 압력에 의존하는 것을 발견하여, 냉열 엑서지의 이용 효율이 높아지는 합계 엔탈피차에 대응하는 프리 오버 부스트점의 압력을 상기 소정의 압력으로 설정함으로써, 냉열 엑서지의 이용 효율을 높일 수 있다. 이 점을 감안하여, 본 발명에서는 합계 엔탈피차에 근거하여 소정의 압력을 설정함으로써, 냉열 엑서지의 이용 효율을 높일 수 있다.
또한, 승압 펌프로 액화 가스의 압력을 상승시키면, 2차 터빈 출구측의 가스 송출 압력이 상승한다. 본 발명에서는, 승압 펌프에 의해 액화 가스의 압력을 승압(프리 오버 부스트)하기 때문에, 2차 터빈 출구측의 가스 송출 압력을 자유롭게 설정, 제어할 수 있다.
여기서, 본 발명의 냉열 이용 시스템은, 예를 들면, 이하와 같이 구체화할 수가 있다. 자세하게는, 냉열 이용 시스템은 저장탱크에 저장된 저온의 액화 가스를 그 임계 압력 이상의 소정의 압력까지 액체 상태인 채로 승압하는 승압 펌프와, 상기 승압 펌프에 의해 승압된 상기 액화 가스와 소정의 냉열 교환 대상(중간 매체)을 상기 액화 가스의 압력을 상기 임계 압력 이상으로 유지한 채로 열교환시킴으로써, 상기 냉열 교환 대상을 냉각시키는 동시에 상기 액화 가스를 기화시키는 기화기를 가지는 1차 장치와, 상기 기화기에서 기화된 상기 액화 가스인 기화 가스에 의해 구동되는 2차 터빈을 가지는 2차 장치를 구비하는 것을 특징으로 한다.
상기 구성에 있어서, 기화기에서 액화 가스를 그 임계 압력 이상 상태로 유지한 채로 기화시키는 공정은, 액화 가스의 냉열 엑서지를 효율적으로 이용하기 위한 것이다. 자세하게는, 기화 공정 입구(C2)에 있어서의 액화 가스의 엔탈피와, 기화 공정 출구(C3 또는 CA)에 있어서의 기화 가스의 엔탈피의 차이가 클수록, 액화 가스의 냉열 엑서지 중, 1차 장치로 이용되는 온도 엑서지로 변환되는 비율이 높아진다. 여기서, 1차 장치의 기화기를 이용한 냉열 엑서지의 회수에는 전열을 수반한다. 전열을 수반하는 냉열 엑서지의 회수율은, 가스의 압력 엑서지로 2차 터빈을 구동시켜 냉열 엑서지를 회수하는 효율보다 낮다. 이 때문에, 액화 가스의 냉열 엑서지 중, 1차 장치로 이용되는 온도 엑서지로 변환되는 비율이 높아지는 것은 냉열 엑서지의 이용 효율을 저하시키는 것에 연결된다.
여기서, 액화 가스의 압력을 임계 압력 이상으로 함으로써, 기화 공정 입구 뒤의 액화 가스의 엔탈피(예를 들면, 몰리에르 선도의 비등 곡선에 있어서의 엔탈피)와, 기화 공정 출구에 있어서의 기화 가스의 엔탈피(예를 들면, 몰리에르 선도의 응축 곡선에 있어서의 엔탈피)의 차이(이른바, 증발 잠열)가 작아진다. 이에 따라, 1차 장치에 있어서 온도 엑서지로 변환되는 냉열 엑서지가 감소하지만, 2차 장치에 있어서 압력 엑서지로 변환되는 냉열 엑서지가 증가한다. 따라서, 기화기에 있어서 액화 가스의 압력을 임계 압력 이상으로 유지한 채로 열교환 시키는 본 발명에서는, 냉열 이용 시스템 전체에서 본 경우, 액화 가스의 냉열 엑서지의 이용 효율을 높일 수가 있다.
도 1은 냉열발전 시스템의 개략을 나타내는 도면이다.
도 2는 몰리에르 선도상에 있어서의 냉열발전 프로세스의 개략을 나타내는 도면이다.
도 3은 천연가스의 각 파라미터의 REFPROP에 의한 계산예를 나타내는 도면이다.
도 4는 2차 팽창 터빈 입구 온도(T3)가 20℃인 경우의 제1 엔탈피차(Δh1), 제2 엔탈피차(Δh2), 및 제3 엔탈피차(Δh3)의 계산 결과이다.
도 5는 2차 팽창 터빈 입구 온도(T3)가 20℃인 경우의 식 (1) 「Δh2+Δh3-Δh1」의 계산 결과이다.
도 6은 2차 팽창 터빈 입구 온도(T3)가 50℃인 경우의 제1 엔탈피차(Δh1), 제2 엔탈피차(Δh2), 및 제3 엔탈피차(Δh3)의 계산 결과이다.
도 7은 2차 팽창 터빈 입구 온도(T3)가 50℃인 경우의 식 (1) 「Δh2+Δh3-Δh1」의 계산 결과이다.
도 8은 2차 팽창 터빈 입구 온도(T3)가 20℃인 경우의 식 (3) 「α×Δh2+Δh3-Δh1」의 계산 결과이다.
도 9는 2차 팽창 터빈 입구 온도(T3)가 50℃인 경우의 식 (3) 「α×Δh2+Δh3-Δh1」의 계산 결과이다.
도 10은 몰리에르 선도상에 있어서의 액화천연가스의 냉열발전 프로세스와 천연가스의 액화 프로세스를 나타내는 도면이다.
도 11은 그 외의 실시형태와 관련한 제2 엔탈피차(Δh2rank)의 정의를 설명하기 위한 몰리에르 선도이다.
도 12는 그 외의 실시형태와 관련한 2차 팽창 터빈 입구 온도(T3)가 20℃인 경우의 식 (4) 「α×Δh2rank+Δh3-Δh1」의 계산 결과이다.
도 13은 그 외의 실시형태와 관련한 2차 팽창 터빈 입구 온도(T3)가 50℃인 경우의 식 (4) 「α×Δh2rank+Δh3-Δh1」의 계산 결과이다.
도 14는 식 (4) 「α×Δh2rank+Δh3-Δh1」를 이용한 경우의 가스 송출 압력에 대한 발전량 검산 결과의 일례를 나타내는 도면이다.
도 15는 1년 동안 일본에 수입되는 LNG의 냉열 이용 상황의 추정 결과를 나타내는 도면이다.
도 16은 에너지 정보공학 연구회의의 자료에 의한 종래의 냉열 이용 시스템에 있어서의 LNG 수입 기지별 냉열 엑서지의 이용 가능분을 예시한 도면이다.
도 17은 냉열발전 시스템의 실적 일람을 나타내는 도면이다.
도 18은 가스 송출 압력과 냉열발전 시스템의 발전원 단위의 관계를 나타내는 도면이다.
이하, 본 발명을 냉열발전 시스템으로 구체화한 일 실시형태에 대해, 도면을 참조하면서 설명한다. 우선, 도 1을 이용하여, 냉열발전 시스템의 전체 구성에 대해서 설명한다. 냉열발전 시스템은 저장탱크(10)에 저장되어 있는 액화천연가스(LNG)의 냉열을 이용하여 발전하는 것이다. 본 실시형태에서는, 냉열발전 시스템을 저장탱크(10)에 저장되어 있는 액화천연가스를 기화시켜서, 천연가스(NG)로 외부에 송출하는 기화 장치에 적용한 예를 나타낸다.
도시된 바와 같이, 저장탱크(10)에 저장되어 있는 액화천연가스는 제1 펌프(11)에 의해 승압되고, 제2 펌프(12)에 공급된다. 공급된 액화천연가스는 제2 펌프(12)에 의해 추가로 승압된다. 제2 펌프(12)에 의해 승압된 액화천연가스는 제1 기화기(13)와 제3 펌프(14)로 공급된다. 제1 기화기(13)는, 제2 펌프(12)로부터 공급된 액화천연가스와 열 매체를 열교환 시킴에 따라 액화천연가스를 가열하여 기화시킨다. 본 실시형태에서는, 제1 기화기(13)로서 오픈 락식의 기화기(ORV)를 이용하고 있다. 또한, 제1 기화기(13)에 있어서의 열 매체로서 상온의 물(해수)을 이용하고 있다.
제3 펌프(14)는 제2 펌프(12)로부터 공급된 액화천연가스를 프리 오버 부스트 압력까지 더 승압하는 승압 펌프이다. 제3 펌프(14)에 의해 승압된 액화천연가스는 메인 기화기(15)에 공급된다. 메인 기화기(15)는 공급된 액화천연가스와 랭킨 사이클의 작동 유체(중간 매체)를 열교환시킴으로써, 액화천연가스를 기화시켜 천연가스로 한다. 본 실시형태에서는, 메인 기화기(15)로서 다관식 기화기(STV)를 이용하고 있다. 또한, 본 실시형태에서는 상기 작동 유체(중간 매체)로서 석유 가스(PG)를 이용하고 있다.
상기 메인 기화기(15)는 랭킨 사이클 방식의 1차 발전 장치를 구성한다. 1차 발전 장치는, 메인 기화기(15)에 더하여 순환 펌프(16), 중간 매체 증발기(17), 및 1차 터빈 발전기(18)를 구비하고 있다. 1차 발전 장치에 있어서, 메인 기화기(15)는 제3 펌프(14)에 의해 승압된 액화천연가스로, 랭킨 사이클을 순환하는 작동 유체를 냉각함으로써 작동 유체를 응축시키는 응축기로서 기능한다.
메인 기화기(15)에 있어서 응축된 작동 유체(중간 매체)는 순환 펌프(16)에 의해 중간 매체 증발기(17)에 공급된다. 중간 매체 증발기(17)는 저온의 작동 유체와 열 매체를 열교환시킴으로써, 작동 유체를 기화시킨다. 본 실시형태에서는, 중간 매체 증발기(17)로서 STV를 이용하고 있고, 중간 매체 증발기(17)에 있어서의 열 매체로서 상온의 물(해수) 또는 상온의 물보다 온도가 높은 온수를 이용하고 있다. 온수는 예를 들면, 근린 공장의 배열 에너지에 의해 생성된 것이다. 중간 매체 증발기(17)에 있어서 기화된 작동 유체는, 1차 터빈 발전기(18)의 1차 팽창 터빈으로 유입하여, 1차 팽창 터빈을 구동시킨다. 1차 팽창 터빈의 구동에 의해, 1차 터빈 발전기(18)의 발전기가 발전한다. 이와 같이, 저장탱크(10)에 저장된 액화천연가스의 냉열 엑서지가 온도 엑서지로서 이용됨에 따라, 1차 발전 장치가 발전한다.
메인 기화기(15)로부터 유출한 천연가스는 제1 가열기(19)로 공급된다. 제1 가열기(19)는, 공급된 천연가스와 열 매체를 열교환시킴으로써, 천연가스를 가열하여 승온시킨다. 제1 가열기(19)에 있어서의 열 매체로는, 예를 들면, 상온의 물(해수) 또는 온수를 이용할 수 있다. 제1 가열기(19)에서 가열된 천연가스는, 2차 터빈 발전기(20)의 2차 팽창 터빈으로 유입하여 2차 팽창 터빈을 구동시킨다. 2차 팽창 터빈의 구동에 의해, 2차 터빈 발전기(20)의 발전기가 발전한다. 이와 같이, 액화천연가스의 냉열 엑서지가 압력 엑서지로 이용됨에 따라, 직접 팽창 방식의 2차 발전 장치가 발전한다. 또한, 도 1에는 2차 팽창 터빈이 1개 만의 구성을 도시했지만, 이 구성에 한정되지 않는다. 2차 팽창 터빈과, 2차 팽창 터빈으로부터 유출한 가스를 재가열하는 가열기가 교대로 접속된 다단 팽창식 구성이어도 좋다.
2차 터빈 발전기(20)의 2차 팽창 터빈으로부터 유출한 천연가스는 제2 가열기(21)에 공급된다. 제2 가열기(21)는 천연가스와 열 매체를 열교환시킴으로써, 천연가스를 가열하여 승온시킨다. 제2 가열기(21)에 있어서의 열 매체로서는, 예를 들면 상온의 물(해수)을 이용할 수가 있다. 제2 가열기(21)에서 가열된 천연가스와, 상기 제1 기화기(13)에서 기화된 천연가스는 합류하고, 예를 들면 도시가스로서 가스 도관으로 송출된다. 이에 따라, 천연가스가 외부 공급처로 공급된다. 또한, 제2 가열기(21)에 있어서 가열된 천연가스와, 상기 제1 기화기(13)에 있어서 기화된 천연가스는 합류하지 않고 독립한 가스 도관의 각각으로 송출되어도 좋다.
계속해서, 제3 펌프(14)에 의해 승압되는 액화천연가스의 상기 프리 오버 부스트 압력의 설정 방법에 대해서 설명한다. 이 설정 방법은, 실시형태에 의해 하기 식 (1), 식 (3) 또는 식 (4)에 근거하는 것이다.
Δhtotal=Δh2+Δh3-Δh1　… (1)
상기 식 (1)에 있어서, Δh1을 제1 엔탈피차로 칭하고, Δh2를 제2 엔탈피차로 칭하며, Δh3을 제3 엔탈피차로 칭하고, Δhtotal를 합계 엔탈피차로 칭한다. 각 엔탈피차(Δh1, Δh2, Δh3)를 정의하기 위해서, 도 2에 나타내는 몰리에르 선도에 있어서의 냉열 이용 프로세스(냉열발전 프로세스)의 각 동작점에 대해 우선 설명한다.
도 2에 있어서, 저장탱크(10)에 저장되어 있는 액화천연가스 상태를 제1점(C1)으로 나타내고, 제3 펌프(14)에 의해 승압된 액화천연가스 상태를 제2점(C2)으로 나타낸다. 또한, 2차 터빈 발전기(20)의 2차 팽창 터빈의 입구에 있어서의 천연가스 상태를 제3점(C3)으로 나타내고, 2차 팽창 터빈의 출구에 있어서의 천연가스 상태를 제4점(C4)으로 나타내며, 제2 가열기(21)의 출구에 있어서의 천연가스 상태를 제5점(C5)으로 나타낸다. 또한, 도 2에 있어서, 제1점(C1)의 압력, 온도를 제1 압력(P1), 제1 온도(T1)로 하고, 제2점(C2)의 압력을 제2 압력(P2)으로 한다. 본 실시형태에 있어서, 제1점(C1)으로부터 제2점(C2)까지의 동작점의 추이는 등엔트로피 변화(단열 압축)에 따른다. 또한, 제3점(C3)의 압력, 온도를 제3 압력(P3), 제3 온도(T3)로 한다. 본 실시형태에 있어서, 제2점(C2)으로부터 제3점(C3)까지의 동작점의 추이는 등압 변화에 따른다. 이 때문에, 제3 압력(P3)과 제2 압력(P2)은 동일하다.
제4점(C4)의 압력, 온도를 제4 압력(P4), 제4 온도(T4)로 한다. 또한, 제5점(C5)의 압력, 온도를 제5 압력(P5), 제5 온도(T5)로 한다. 여기서, 본 실시형태에서는 제5 온도(T5)와 제3 온도(T3)가 동일하다. 또한, 제3점(C3)부터 제4점(C4)까지의 동작점의 추이 중 2차 팽창 터빈에 있어서의 동작점의 추이는 등엔트로피 변화(단열 팽창)에 따른다.
제1 엔탈피차(Δh1)는, 제2점(C2)에 있어서의 비엔탈피로부터 제1점(C1)에 있어서의 비엔탈피를 감산한 값으로 정의된다. 제2 엔탈피차(Δh2)는 제3점(C3)에 있어서의 비엔탈피로부터 제2점(C2)에 있어서의 비엔탈피를 감산한 값으로 정의된다.
제3 엔탈피차(Δh3)는 몰리에르 선도상에 있어 동작점이 기액평형곡선(B)보다 액상측으로 들어오지 않도록, 동작점이 제3점(C3)에서 제4점(C4)이 되기까지 2차 팽창 터빈에 의해 이루어지는 천연가스의 단위질량당 일로 정의된다. 여기서, 몰리에르 선도상에 있어 동작점이 기액평형곡선(B)보다 액상측으로 들어오지 않도록 한다는 조건은, 가스의 재응축을 방지하여, 2차 팽창 터빈의 궤식이나 괴식에 의한 파손을 회피하기 위한 것이다. 이 조건을 충족하기 위해서, 본 실시형태에서는 제3점(C3)의 제3 압력(P3), 제3 온도(T3)의 설정값에 따라서, 2차 팽창 터빈에 의한 단열 팽창과 팽창 후의 가스의 재가열을 교대로 반복하는 다단 팽창을 실시하는 것으로 한다. 도 2에는, 4단 팽창을 실시하는 경우를 예시하였다. 본 실시형태에 있어서, 다단 팽창에 있어서의 재가열에서는, 열 매체로서 예를 들면 상기 온수를 이용하여 천연가스가 제3 온도(T3)까지 등압 변화에 따라 승온되는 것으로 한다.
상기 식 (1)을 이용하는 이유는, 액화 가스를 가열하는 기화 프로세스(메인 기화기(15)에서의 기화 공정)에 있어서의 열에너지 흡수 프로세스를 효과(메리트)로서 플러스 측으로 평가하기 때문이다. 본 시스템과는 반대로, 수증기에 있어서의 초임계압 발전에 있어서는, 물의 가열 기화 프로세스는 연료에 의한 열에너지의 손실로 파악하기 때문에, 상기 식 (1) 대신에, 「Δh3-Δh2-Δh1」이 이용된다. 따라서, 수증기에 있어서의 초임계 발전의 Δh2 부호는, 상기 식 (1)에 있어서의(Δh2)의 부호와 반대가 된다. 왜냐하면, 대상물과 환경 온도의 온도상 위치 관계, 즉, 극저온 액화 가스는 연료를 첨가하지 않아도, 환경 온도의 열에너지로 기화하는데 반해서, 수증기는 연료에 의한 가열에 의해 기화시켜, 환경 온도로부터 소정의 온도로 상승시키는 것이기 때문이다.
그 다음, 액화 가스의 냉열 에너지는,
냉열 에너지=온도 에너지+압력 에너지　… (2)
로 변환된다.
그리고, 변환 후의 온도 에너지와 압력 에너지의 유효 에너지(엑서지) 회수율을 비교하면, 온도 엑서지 회수율이 열역학 제2법칙(카르노-효율)의 제약을 받기 때문에 압력 엑서지 회수율보다 낮다. 거기서, 냉열 엑서지의 회수율을 올리기 위해서는, 냉열 에너지를 온도 에너지보다 압력 에너지로 변환시키는 것이 유효하다. 즉, 냉열을 보다 우위에 압력 에너지로 변환시킬 방법이 유효하다.
그 실시 방법으로서 액화 가스를 고압으로 가압한 상태로 기화시키는 방법이 적당하다. 액화 가스의 몰리에르 선도로부터, 보다 고압으로 기화시키는 만큼, 액화 가스의 증발 잠열이 작아지고, 기화 프로세스에 있어서의 엔탈피차는 작아지지만, 기화된 가스의 압력 엑서지는 반대로 증대한다.
그리고, 액화 가스의 임계 압력 이상의 압력까지 승압하고, 게다가 임계 압력 이상이어도 증발 또는 응축이 생기는 크리콘덴바를 넘으면, 증발 잠열은 보이지 않게 된다. 또한, 기화 프로세스에 있어서의 엔탈피차(Δh2)는 도 4(b) 및 도 6(b)와 같이 승압하는 만큼 감소해간다. 따라서, 초임계압하에서 액화 가스를 기화시키면, 보다 많은 냉열 에너지를 압력 에너지로 변환하는 것이 가능해진다. 그 결과, 엑서지 회수율이 높은 압력 에너지를 이용하여, 고효율로 냉열 에너지를 일(전력)로 변환할 수가 있다.
상기 식 (1)에 나타내는 합계 엔탈피차(Δhtotal)는, 어느 제2 압력(P2)에서 최대값을 취한다. 이 최대값에 대응하는 제2 압력(P2)을 프리 오버 부스트 압력으로 설정함으로써, 냉열 엑서지의 일로의 변환 효율을 최대로 할 수가 있다. 거기서, 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 최대가 되는 치우침 오버 부스트 압력을 특정하는 방법에 대해서 설명한다. 이하의 설명에 있어서, 압력은 절대압으로 한다. 프리 오버 부스트 압력의 특정 방법의 설명에 앞서, 계산에서 이용한 천연가스의 조성 및 물성값과 냉열발전 프로세스의 각 동작점에 대해서 설명한다.
＜천연가스의 조성 및 물성값＞
·몰%(Mole　percent)
　메탄(CH4)=92%, 에탄(C2H6)=4%, 프로판(C3H8)=3%, 부탄(C4H10)=1%
·중량%(Mass　percent)
　메탄=82.61%, 에탄=6.7321%, 프로판=7.4043%, 부탄=3.2531%
·Molor　mass
　17.866(kg/kmol)
본 실시형태에서는, 상기 조성의 천연가스의 물성값을 미국표준기술연구소(NIST)제의 냉매열 물성 데이터베이스 소프트웨어인 REFPROP(Version 9.1)을 이용해서 계산하였다. 그 계산 결과를 이하에 나타낸다.
·임계점 A1(Critical　point)
　215.85(K), 6.8362(MPa), 206.87(kg/m＾3)
·크리콘덴바(Cricondenbar)
　231.4(K), 7.6316(MPa), 141.58(kg/m＾3)
·크리콘덴섬(Cricondentherm)
　247.35(K), 4.8965(MPa), 54.708(kg/m＾3)
도 3에, 제1점(C1)으로부터 제2점(C2)의 승압 프로세스(등엔트로피 변화)에 있어서의 천연가스의 각 파라미터를 REFPROP를 이용해서 계산한 예를 나타낸다.
또한, 도 2에는, 천연가스의 임계점을 A1으로 나타내고, 천연가스의 압력이 크리콘덴바가 되는 동작점을 A2로 나타낸다. 또한, 상기 조성의 천연가스를 -162℃에서 20℃로 할 때까지 이용 가능한 천연가스의 냉열량의 계산 결과는 906kJ/kg이었다.
이하, 제3 온도(T3)를 20℃, 50℃ 각각으로 설정하는 경우의 프리 오버 부스트 압력의 계산예에 대해서 설명한다. 또한, 계산에서는 제1점(C1)에 있어서의 제1 압력(P1)을 0.101MPa로 설정하고, 제1 온도(T1)를 -162℃로 설정했다.
우선, 제3 온도(T3)를 20℃로 설정하는 경우에 대해서 설명한다. 이 경우, 제1 가열기(19) 및 제2 가열기(21)에 있어서의 열 매체로서, 예를 들면 상온의 물을 이용한다.
제1 엔탈피차(Δh1)는 제2 압력(P2)과 비례 관계에 있다. 이 때문에, 제1 엔탈피차(Δh1)는, 도 4(a)에 나타내듯이 제2 압력(P2)이 높아질수록 커진다. 여기에서는, 액화천연가스를 액체 상태로 승압하는 점으로부터, 제1점(C1)에서 제2점(C2)까지의 동작점의 추이선은 등엔탈피선(도 2에 1점 쇄선으로 나타낸다)과 거의 평행하게 된다. 이 때문에, 액화천연가스를 작은 엔탈피차로 고압으로 할 수 있다.
제2 엔탈피차(Δh2)는, 도 4(b)에 나타내듯이 제2 압력(P2)이 높아질수록 작아진다. 이것은, 제2 압력(P2)이 높을수록 제2점(C2)에서의 비엔탈피가 커지기 때문이다. 또한, 몰리에르 선도에 있어서, 가스 압력이 임계 압력 이상이 되면, 제3점(C3)의 비엔탈피는 42MPa 부근에서 증가로 바뀌지만, 한편으로는 가스 압력의 상승에 따라서 제2점(C2)의 비엔탈피도 계속 상승하기 때문에, 도 4(b)로 나타내듯이 제2 엔탈피차(Δh2)는 계속 감소한다.
제3 엔탈피차(Δh3)는, 도 4(c)에 나타내듯이, 제2 압력(P2)이 높을수록 커진다. 이것은, 제2 압력(P2)이 높을수록 2차 팽창 터빈으로 유입하는 가스의 밀도가 증가하기 때문이다. 특히, 제2 압력(P2)이 임계 압력 부근까지의 제2 압력(P2)의 상승분에 대한 제3 엔탈피차(Δh3)의 증가분의 구배는 제2 압력(P2)이 임계 압력보다 높아지는 경우인 상기 구배보다 크다. 또한, 제3 엔탈피차(Δh3)는 제4 압력(P4)이 낮을수록 커진다. 이것은, 2차 팽창 터빈의 출구 압력이 낮을수록, 2차 팽창 터빈에 의해 이루어지는 일이 증가하기 때문이다. 도 4(c)에는, 0.2~1.0MPa까지의 범위에 있어서, 제4 압력(P4)을 0.1MPa마다 설정한 경우의 제3 엔탈피차(Δh3)의 계산 결과를 나타내었다. 또한, 제3 엔탈피차(Δh3)는, 제2 압력(P2)을 높임에 따라, 제2 엔탈피차(Δh2)와 제1 엔탈피차(Δh1)의 가산값과 대략 동일한 값이 된다(Δh3℃≒Δh1+Δh2).
상술한 방법으로 산출한 제1, 제2, 제3 엔탈피차(Δh1, Δh2, Δh3)를 상기 식 (1)에 대입해서 산출한 합계 엔탈피차(Δhtotal)와 제2 압력(P2)의 관계를 도 5에 나타낸다. 도 5에 나타내듯이, 합계 엔탈피차(Δhtotal)에 의해 최고 변환 효율을 나타내는 제2 압력(P2)이 특정된다. 제3 온도(T3)가 20℃인 경우의 계산예에서는, 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 최대가 되는 제2 압력(P2)이 거의 임계압에 가까운 6.8MPa로 특정되었다. 바꾸어 말하면, 제2 압력(P2)을 상승시켜가는 경우에 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 최초로 극대가 되는 제2 압력(P2)이 6.8MPa로 특정되었다. 또한, 최고 변환 효율을 나타내는 제2 압력(P2)은 제4점(C4)의 가스 압력(제5점(C5)의 가스 송출 압력과 같은 값)을 변경해도 동일한 값을 나타낸다. 또한, 도 5에는 0.2~1.0MPa까지의 범위에 있어서, 제4 압력(P4)을 0.1MPa마다 설정한 경우의 합계 엔탈피차(Δhtotal)의 계산 결과를 나타냈다.
또한, 제3 엔탈피차(Δh3)의 값은, 본 계산상, 제5점(C5)을 기준점으로 하는 제3점(C3)의 엑서지량(Flow Exergy)으로 산출하고 있다. 엑서지는 보존량은 아니기 때문에, 일반적으로 상태 변화의 에너지량으로는 동일하게 취급할 수 없지만, 상기 식 (1)에 있어서는, 특정 프로세스점의 에너지 합계량을 보고 있기 때문에 문제는 없다.
계속해서, 제3 온도(T3)를 50℃로 설정하는 경우에 대해서 설명한다. 이 경우, 제1 가열기(19)의 열 매체로서, 예를 들면 배열 에너지에 의해 생성된 온수를 이용하고, 제2 가열기(21)에 있어서의 열 매체로서, 예를 들면 상온의 물(해수)을 이용한다.
제1 엔탈피차(Δh1)는, 도 6(a)에 나타내듯이 제2 압력(P2)이 높아질수록 커진다. 또한, 제1 엔탈피차(Δh1)는 제1점(C1) 및 제2점(C2) 각각의 비엔탈피로 정해지기 때문에, 도 6(a)의 계산 결과는 앞선 도 4(a)의 계산 결과와 같다.
제2 엔탈피차(Δh2)는, 도 6(b)에 나타내듯이 제2 압력(P2)이 높아질수록 작아지고, 제3 엔탈피차(Δh3)는, 도 6(c)에 나타내듯이 제2 압력(P2)이 높을수록 커진다.
상술한 방법으로 산출한 제1, 제2, 제3 엔탈피차(Δh1, Δh2, Δh3)를 상기 식 (1)에 대입해서 산출한 합계 엔탈피차(Δhtotal)와 제2 압력(P2)의 관계를 도 7에 나타낸다. 도 7에 나타내듯이, 합계 엔탈피차(Δhtotal)에 의해 최고 변환 효율을 나타내는 제2 압력(P2)이 특정된다. 제3 온도(T3)가 50℃인 경우의 계산예에서는, 합계 엔탈피차가 최대가 되는 제2 압력(P2)이 임계 압력(또한, 크리콘덴바) 이상의 9.4MPa로 특정되었다. 또한, 최고 변환 효율을 나타내는 제2 압력(P2)은 제4점(C4)의 가스 압력(제5점(C5)의 가스 송출 압력과 같은 값)을 변경해도 동일한 값을 나타낸다.
따라서, 상기 식 (1)에 의해서, 최고 변환 효율을 나타내는 프리 오버 부스트 압력이 특정되고, 기화열원의 온도 및 가스 송출 압력을 변경해도, 마찬가지로 최고 변환 효율을 나타내는 프리 오버 부스트 압력이 특정된다.
이상의 결과는, 액화 가스의 조성과 기화열원의 온도의 두 조건을 특정하면, 액화 가스의 냉열 엑서지를 최고 효율로 일(전력)로 변환하는 프리 오버 부스트 압력을 특정할 수 있음을 나타낸다. 또한, 상기 2 조건에 더하여, 시스템 출구의 최종 압력(기화 가스 송출 압력)의 조건을 특정하면, 합계 엔탈피차(Δhtotal)의 크기가 결정되고, 시스템 전체의 발전 장치의 출력(발전 전력)을 특정할 수가 있다.
계속해서, 상기 식 (1)의 실용 시스템에 적용하는 경우의 다음 식에 대해서 설명한다.
Δhtotal=α×Δh2+Δh3-Δh1　… (3)
상기 식 (3)은 기화 프로세스에 있어서의 온도 엑서지의 이용에 대해서, 열역학 제2 법칙의 효율(카르노-효율)의 제약을 부과한 식이다. 기화 프로세스의 전엔탈피차를 이용하여, 온도 엑서지를 일로 변환할 수 있는 시스템을 상정하고 있다. 이하, 상기 식 (3)에 근거하는 프리 오버 부스트 압력의 특정 방법에 대해서 설명한다.
도 8에, 제3 온도(T3)가 20℃인 경우에 있어서, 앞선 도 4의 각 엔탈피차(Δh1, Δh2, Δh3)와 효율 계수(α)에 근거하여 계산한 상기 식 (3)의 합계 엔탈피차(Δhtotal)를 나타낸다. 여기에서는, 효율 계수(α)를 카르노 사이클의 이론 열효율인 0.621로 했다. 이론 열효율은, 제2점(C2)에 있어서의 제2 온도(T2)(=-162℃)와 제3점(C3)에 있어서의 제3 온도(T3)(=20℃)를 이용하여 이하와 같이 계산할 수 있다.
α=1-T2/T3
=1-(-162+273.15)/(20+273.15)=0.621
또한, 제1점(C1)으로부터 제2점(C2)까지에 있어서의 등엔트로피 변화에 있어서, 액화천연가스의 온도가 미세하게나마 상승한다. 이 때문에, 제2 압력(P2)의 대소에 따라서 제2 온도(T2)가 변화하여, 효율 계수(α)가 변화한다. 다만, 본 실시형태에서는, 계산의 간단화를 위해서 효율 계수(α)의 산출에 있어서, 제1점(C1)으로부터 제2점(C2)까지에 있어서의 액화천연가스의 온도 변화가 없는 것으로 했다.
제3 온도(T3)를 20℃로 설정하는 경우, 제4 압력(P4)의 대소에 관계없이, 합계 엔탈피차가 최대가 되는 제2 압력(P2)이 크리콘덴바 이상의 압력인 9.7MPa로 계산되었다. 이 때문에, 제3 온도(T3)를 20℃로 설정하는 경우, 프리 오버 부스트 압력을 9.7MPa로 설정함으로써, 냉열 엑서지의 전력 변환 효율을 최대로 할 수 있다는 검산 결과를 얻었다.
도 9에, 제3 온도(T3)가 50℃인 경우에 있어서, 도 4의 각 엔탈피차(Δh1, Δh2, Δh3)와 효율 계수(α)에 근거하여 계산한 상기 식 (3)의 합계 엔탈피차(Δhtotal)를 나타낸다. 여기에서, 효율 계수(α)는 카르노 사이클의 이론 열효율인 0.656으로 하였다. 이 값은 제2점(C2)에서의 제2 온도(T2)(=-162℃)와 제3점(C3)에 있어서의 제3 온도(T3)(=50℃)로부터 계산할 수 있다.
제3 온도(T3)를 50℃로 설정하는 경우, 제4 압력(P4)의 대소에 관계없이 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 최대가 되는 제2 압력(P2)이 크리콘덴바 이상의 압력인 14.1MPa로서 계산되었다. 이 때문에, 제3 온도(T3)를 50℃로 설정하는 경우, 프리 오버 부스트 압력을 14.1MPa로 설정함으로써, 냉열 엑서지의 전력 변환 효율을 최대로 할 수 있다는 검산 결과를 얻었다.
프리 오버 부스트 압력을 천연가스의 임계 압력 이상으로 설정하기 위해, 본 발명자는, 본 실시형태에 관한 냉열발전 시스템을 LNG 초임계압 냉열발전 시스템(LNG supercritical pressure cold energy power generation system：LSG)으로 칭하기로 했다.
참고로, 제3 온도(T3)를 높게 함으로써, 제2, 제3 엔탈피차(Δh2, Δh3)가 커지고, 또한, 냉열원과 가열원의 온도차를 크게 할 수가 있어, 카르노 사이클의 이론 열효율을 높게 할 수가 있다. 그 결과, LSG에 있어서의 냉열 엑서지의 전력 변환 효율을 높게 할 수가 있다. 또한, 제3 온도(T3)를 높게 함으로써, 제3점(C3)으로부터 제4점(C4)까지에 있어서의 팽창과 재가열의 단수를 줄일 수 있고, LSG의 설비 비용을 저감할 수 있다.
이상에서 설명한 본 실시형태에 의하면, 합계 엔탈피차(Δhtotal)의 개념을 이용하여 프리 오버 부스트 압력을 설정함으로써, 냉열 엑서지의 전력 변환 효율을 높일 수 있다. 즉, 천연가스의 기화 공정 입구(제2점(C2))에 있어서의 액화천연가스의 엔탈피와, 기화 공정 출구(제3점(C3))에 있어서의 천연가스의 엔탈피의 차이(Δh2)가 큰 만큼, 액화천연가스의 냉열 엑서지 중에서 랭킨 사이클 방식의 1차 발전 장치로 이용되는 온도 엑서지로 변환되는 비율이 높아진다. 여기서, 랭킨 사이클은 전열의 불가역 과정을 포함한다. 이 때문에, 1차 발전 장치에 있어서의 냉열 엑서지의 회수율(예를 들면, 20~30%)은, 직접 팽창 방식인 2차 발전 장치에 있어서의 냉열 엑서지 회수율(예를 들면, 70~80%)보다 낮다. 따라서, 상기 식 (2)로부터, 액화천연가스의 냉열 엑서지 중에서 1차 발전 장치로 이용되는 온도 엑서지로 변환되는 비율을 높게 하면, 냉열 엑서지의 전력 변환 효율을 저하시키게 되고, 반대로, 온도 엑서지로 변환되는 비율을 낮게 하면, 냉열 엑서지의 전력 변환 효율을 높게 할 수가 있다.
여기서, 프리 오버 부스트 압력을 고압(예를 들면, 임계 압력 이상)으로 함으로써, 메인 기화기(15)의 기화 공정 입구에 있어서의 액화천연가스의 엔탈피와, 기화 공정 출구에 있어서의 천연가스의 엔탈피의 차이(Δh2)가 작아지고, 기화 공정에 있어서의 가스의 증발 잠열(도 2의 몰리에르 선도에서 기액 경계선 사이의 엔탈피)이 작아지며, 크리콘덴바 압력 이상에서는 증발 잠열이 보이지 않게 된다. 이에 따라, 온도 엑서지로 변환되는 냉열 엑서지가 감소하지만, 압력 엑서지로 변환되는 냉열 엑서지가 증가한다. 따라서, 랭킨 사이클 방식의 1차 발전 장치의 발전량은 감소하지만, 랭킨 사이클 방식보다 냉열 엑서지의 회수율(전력 변환율)이 높은 직접 팽창 방식의 2차 발전 장치의 발전량을 증가시킬 수 있다. 그 결과, 냉열발전 시스템 전체로 본 경우에 있어서, 액화천연가스의 냉열 엑서지의 전력 변환 효율을 높일 수 있다.
특히, 프리 오버 부스트 압력을 크리콘덴바 이상의 압력으로 설정하는 점에 이점이 있다는 검산 결과가 나오는 경우, 메인 기화기(15)에 있어서, 천연가스의 압력을 크리콘덴바 이상으로 유지한 채로 천연가스를 기화시키게 된다. 이에 따라, 냉열 엑서지의 전력 변환 효율을 한층 더 높일 수 있다. 즉, 비공비혼합물인 액화천연가스는 그 압력이 임계 압력 이상이어도, 크리콘덴바 미만이면 응축이 발생한다. 여기서, 프리 오버 부스트 압력을 크리콘덴바 이상의 압력으로 설정함에 따라, 액화천연가스는 기화 공정에 있어서 기액혼합상을 통하지 않고 기화된다. 이에 따라, 기화 공정에 있어서 액화천연가스의 증발 잠열은 볼 수 없게 되고, 랭킨 사이클을 순환하는 작동 유체의 응축에 이용되는 액화천연가스의 증발 잠열을 감소시킬 수가 있다. 따라서, 기액혼합상을 통해서 액화천연가스를 기화시키는 구성과 비교하여, 온도 엑서지로 변환되는 냉열 엑서지를 보다 감소시킬 수 있다. 그 결과, 압력 엑서지로 변환되는 냉열 엑서지를 보다 증가시킬 수가 있고, 시스템 전체의 냉열 엑서지의 전력 변환 효율을 한층 더 높일 수 있다.
또한, 본 실시형태에 의하면, 프리 오버 부스트 압력(P2)을 높게 할수록, 제4점(C4)에 있어서의 제4 압력(P4)의 설정 가능 범위가 넓어진다. 이 때문에, 2차 터빈 출구 압력의 조정에 의해, 외부로의 가스 송출 압력을 자유롭게 설정할 수가 있다.
또한, 본 실시형태는, 액화천연가스의 냉열 에너지를 낮은 온도로부터 역캐스케이드(cascade) 이용하는 것이다. 이것은, 천연가스의 액화 프로세스의 역프로세스를 이용한 것이다. 여기서, 도 10에 본 실시형태와 관련한 냉열발전 프로세스(LSG)와 함께, 천연가스의 액화 프로세스(LNG)를 나타내었다. 액화 프로세스는, 일반적으로 기액 혼합 영역을 피하기 위해, 임계 압력 부근까지 천연가스를 승압한 후 냉각하므로, 다단 압축(Adiabatic Compression), 예냉각(Precooling), 액화(Liquefaction), 과냉각(Subcooling) 및 줄-톰슨 팽창(Joule-Thomson Throttling)으로 이루어진다. 또한, 액화천연가스의 메탄성분 비율이 증가하여 경질화해도 LSG에는 문제가 없다. 중탄화수소분이 줄어들면, 천연가스가 재액화하기 어려워지기 때문에, LSG에 의해 보다 유효하게 발전할 수 있다.
이상에서 설명한 실시형태는, 예를 들면 이하와 같은 이용 형태에 있어서 실시할 수도 있다.
·상기 실시형태에서는, 합계 엔탈피차의 계산에 이용하는 효율 계수(α)를 카르노 사이클의 이론 열효율로 했지만, 여기에 한정하지 않고, 계산 대상이 되는 LSG의 사양 등에 따라서, 효율 계수(α)를 0보다 크고 또한, 상기 이론 열효율 미만의 값으로 설정해도 좋다.
·상기 실시형태에서는, 액화천연가스의 냉열 에너지를 1차 발전 장치의 1차 팽창 터빈을 구동시키는 기계적 에너지로 변환하였다. 다만, 냉열 에너지를 기계적 에너지로 변환하는 것에 한하지 않고, 예를 들면, 냉열 에너지를 열인 채로 이용하여, 냉장 창고를 냉각하거나, 액화 탄산을 제조하기 위한 에너지로 변환해도 좋다. 이 경우, 제2 엔탈피차(Δh2)를 효율 계수(α)를 이용하지 않고, 제3점(C3)에 있어서의 비엔탈피로부터 제2점(C2)에 있어서의 비엔탈피를 감산한 값으로 정의해도 좋다.
·상기 실시형태에서는, 제2 엔탈피차를 제3점(C3)에 있어서의 비엔탈피로부터 제2점(C2)에 있어서의 비엔탈피를 감산한 값으로 정의했지만 이에 한정되지 않고, 예를 들면, 이하에 설명하듯이 정의해도 좋다. 도 11에 나타내듯이, 몰리에르 선도에 있어서, 메인 기화기(15)의 출구에 있어서의 천연가스 상태를 A점(CA)으로 나타낸다. 그리고, 제2 엔탈피차(Δh2rank)를 A점(CA)에 있어서의 비엔탈피로부터 제2점(C2)에 있어서의 비엔탈피를 감산한 값으로 정의해도 좋다. 이 경우의 합계 엔탈피차(Δhtotal)를 다음 식으로 나타낸다.
Δhtotal=α×Δh2rank+Δh3-Δh1　… (4)
이 경우, 효율 계수(α)는 제2점(C2)에 있어서의 제2 온도(T2)와 A점(CA)에 있어서의 가스 온도의 각각에 따라서 정해지는 카르노 사이클의 이론 열효율 이하의 값으로, 0보다 큰 값으로 정의된다. 1차 발전 장치의 랭킨 사이클의 작동 유체를, 예를 들면 LPG(프로판)로 하는 경우, A점(CA)에 있어서의 온도를 예를 들면 -44℃로 설정한다. 그리고, 카르노 사이클의 이론 열효율은, 제2점(C2)에 있어서의 제2 온도(T2)(=-162℃)와 A점(CA)에 있어서의 온도 TA(=-44℃)를 이용하여 이하와 같이 계산할 수 있다.
α=1-T2/TA
=1-(-162+273.15)/(-44+273.15)=0.515
도 12에, 제3 온도(T3)가 20℃인 경우에 있어서의 상기 도 4의 제1, 제3 엔탈피차(Δh1, Δh3), 및 제2 엔탈피차(Δh2rank)를 상기 식 (4)에 대입하여 산출한 합계 엔탈피차(Δhtotal)와 제2 압력(P2)의 관계를 나타낸다. 또한, 도 13에 제3 온도(T3)가 50℃인 경우에 있어서의 상기 도 6의 제1, 제3 엔탈피차(Δh1, Δh3), 및 제2 엔탈피차(Δh2rank)를 상기 식 (4)에 대입하여 산출한 합계 엔탈피차(Δhtotal)와 제2 압력(P2)의 관계를 나타낸다. 또한, 도 12 및 도 13의 각각에 있어서의 효율 계수(α)를 0.515로 했다.
도 12에 나타내듯이, 제3 온도(T3)를 20℃로 설정하는 경우, 제4 압력(P4)의 대소에 관계없이, 제2 압력(P2)을 0부터 상승시켜 가는 경우, 상기 식 (4)의 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 최초로 극대가 되는 제2 압력(P2)이 6.0MPa로 계산되었다. 이 때문에, 프리 오버 부스트 압력을 6.0MPa로 설정할 수 있다. 또한, 도 13에 나타내듯이, 제3 온도(T3)를 50℃로 설정하는 경우, 제4 압력(P4)의 대소에 관계없이, 제2 압력(P2)을 0부터 상승시켜 가는 경우, 상기 식 (4)의 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 최초로 극대가 되는 제2 압력(P2)이 6.5MPa로 계산되었다. 이 때문에, 프리 오버 부스트 압력을 6.5MPa로 설정할 수 있다. 참고로, 도 12 및 도 13에는, 프리 오버 부스트 압력이 임계 압력 미만의 압력으로 특정되는 예를 나타냈지만 이에 한정되지 않는다. 가스 조성 등에 따라서는, 제2 압력(P2)을 0부터 상승시켜 가는 경우에, 상기 식 (4)의 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 최초로 극대가 되는 제2 압력(P2)이 임계 압력 이상의 압력으로 특정되는 경우도 있을 수 있다. 이 때문에, 상기 식 (4)을 이용하여 프리 오버 부스트 압력을 특정하는 경우, 프리 오버 부스트 압력이 임계 압력 이상의 압력으로 특정되는 경우도 있다.
또한, 도 12 및 도 13에 나타내듯이, 제2 압력(P2)을 0부터 상승시켜 가면, 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 극대가 된다. 게다가, 제2 압력(P2)을 상승시켜 가면, 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 일단 저하하지만, 그 후 미세하게나마 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 계속 증가한다. 이 때문에, 제2 압력(P2)을 0부터 상승시켜 가는 경우에 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 최초로 극대가 되는 제2 압력(P2)을 프리 오버 부스트 압력으로 설정하는 방법에 의하면, 예를 들면, 냉열 이용 시스템을 구성하는 설비에 요구되는 내압을 과도하게 상승시키지 않고, 냉열 엑서지의 전력 변환 효율을 높일 수가 있다.
·상기 식 (1), (3), (4)를 이용한 프리 오버 부스트 압력의 특정은, 냉열 이용 프로세스에 있어서, 냉열 에너지를 최고 효율로 전력으로 변환하는 최적의 조건인 프로세스(제3점(C3)으로부터 제4점(C4)까지의 프로세스)의 팽창 터빈 입구 압력을 특정하고 있는 것을 나타내고 있다.
·상기 실시형태에서는, 1차 터빈 발전기(18)의 1차 발전기와 2차 터빈 발전기(20)의 2차 발전기를 각각 별개의 것으로 했지만 이에 한정되지 않는다. 1차, 2차 터빈 발전기(18, 20)의 발전기를 공통의 발전기로 해도 좋다.
·상기 실시형태에서는, 1차 발전 장치를 랭킨 사이클을 이용하는 방식으로 했지만 이에 한정하지 않고, 랭킨 사이클 이외의 다른 증기 동력 사이클을 이용하는 방식으로 해도 좋다.
·상기 실시형태에서는, 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 최대가 되는 제2 압력(P2)을 프리 오버 부스트 압력으로 설정했지만 이에 한정되지 않는다. 예를 들면, 합계 엔탈피차(Δhtotal)가 0보다 크고, 그 최대값 미만의 값이 되는 제2 압력(P2)을 프리 오버 부스트 압력으로 설정해도 좋다.
·저장탱크에 저장되는 저온의 액화 가스로는 액화천연가스에 한정하지 않고, 예를 들면, 액화석유가스, 액화 프레온 가스, 액화 수소여도 좋다.
·LSG 발전량의 검산 결과의 일례를 도 14에 나타낸다. 자세하게는, 도 14에 상기 식 (4)을 이용하여 제2 압력(P2, 프리 오버 부스트 압력)을 10.1MPa로 하고, 제3 온도(T3)를 20℃, 50℃로 한 경우의 가스 송출 압력(P4=P5)에 대한 발전량의 검산 결과의 일례를 나타낸다. 또한, 도 14의 검산에서는, 랭킨 사이클의 작동 유체(중간 매체)로 LPG를 이용하여 효율 계수(α)를 0.136으로 했다.
·기존의 냉열발전 시스템은, 전력회사 등 외부로부터의 상용 전원의 상실시에는 운전을 정지하는 것을 전제로 하고 있다. 이 때문에, 기존의 냉열발전 시스템은, 상용 전원의 정전시 등에는, 발전 시스템임에도 불구하고 발전할 수가 없다.
여기서, 상용 전원의 상실시(정전시)에 있어서, 냉열발전 시스템(LSG)에 다른 비상용 발전기의 전력을 이용하여 제어용 전원, 해수 및 액화천연가스(구체적으로는, 제2 펌프(12)로부터의 액화천연가스)를 공급함으로써, 우선적으로 LSG를 기동시킨다. LSG로 발전된 전력을 구내 전력과 계통 연계시켜서 구내의 다른 제조 공장으로 급전하고, 다른 제조 공장을 순서대로 가동시킬 수 있다. 즉, LSG는 외부 상용 전원의 상실시나 정전 등의 비상시에는, 「비상용 전원 장치」로서 기능하고, 평상시에는 구내 전력의 베이스 로드 전원으로서 기능한다.
·액화천연가스는 외국 산지의 천연가스 액화 공정에 있어서 대량의 전기를 사용하여 제조되고, 그 후 탱커로 수송된다. 여기서 LSG는, 천연가스 및 산지의 액화 전력 양쪽 모두를 이용하는 것이기 때문에, LNG 수송 탱커는 「액화천연가스」+「액화 전력」을 수송한다. 즉, LSG는 천연가스 산지에서 사용된 냉각 전력(저가격 전력)을 천연가스 소비지의 전력(고가격 전력)으로서 효율적으로 회수 이용하는 시스템이다. 이 때문에, LNG 수송 탱커는 「액화천연가스 캐리어」와「전력 캐리어」의 가치가 있고, 액화천연가스를 구입하는 것은 액화천연가스와 산지 전력을 세트로 구입하는 것과 같다. 따라서, LNG 수송 탱커와 LSG를 구비하는 에너지 시스템을 구성함으로써, LNG 수송 탱커를 「액화천연가스 캐리어」및 「전력 캐리어」(LNG의 상류(산지)와 하류(소비지)에 있어서의 전력 밸류 체인)로 하는 비즈니스 모델을 제공할 수 있다.
·액화천연가스의 수입국에서는 액화천연가스를 저장탱크에 저장한다. 액화천연가스의 냉열을 효율적으로 꺼내는 LSG의 이용에 의해, 저장탱크에는 「액화천연가스 저장소」및 「전력 저장소」의 가치가 생겨난다. 즉, 액화천연가스의 냉열 에너지를 효율적으로 회수하면, 액화천연가스의 저장탱크는 전력 저장소로서 주야간 소비 피크 전력의 평준화 및 주야간 전력 사용 원단위의 개선에 공헌한다. 이 때문에, 저장탱크와 LSG를 구비하는 에너지 시스템을 구성함에 따라, 액화천연가스를 저장하는 저장탱크를 「액화천연가스 저조소」및 「전력 저장소」로 하는 비즈니스 모델을 제공할 수가 있다.
액화천연가스를 수입하는 사업자는, 액화천연가스의 기화 기지에 있어서, LSG에 의해 액화천연가스의 냉열 에너지를 이용하여 효율적으로 발전하고, 자기탁송(전기 사업법의 제도 개정에 의해 발전지 외에서의 전력 소비가 가능하게 되었다)함으로써, 사업자가 전지역에 있어서의 설비로 사용하는 전 전력량을 자급할 수 있다. 이 때문에, 「무배출(zero emission) 사업」의 비즈니스 모델을 제공할 수 있다. 또한, LSG와 액화천연가스의 액화 설비를 구비하는 에너지 시스템을 구성함에 따라, 액화천연가스가 저장탱크 내에서 자연 입열 등에 의해 기화한 보일 오프 가스(BOG)를 야간 전력으로 액화하고, 낮에 LSG로 발전해서 전력을 꺼내면 주야간 전력 사용량의 평준화를 도모할 수 있다. 이 때문에, 「주야간 피크 전력의 평준화」의 비즈니스 모델을 제공할 수 있다.
10 저장탱크
14 제3 펌프(승압 펌프)
15 메인 기화기
18 1차 터빈 발전기(1차 터빈, 1차 발전기)
20 2차 터빈 발전기(2차 터빈, 2차 발전기)

Claims (15)

  1. 저장탱크에 저장된 저온의 액화 가스를 프리 오버 부스트 압력까지 액체 상태인 채로 승압하는 승압 펌프와,
    상기 승압 펌프에 의해 승압된 상기 액화 가스와 소정의 냉열 교환 대상을 열교환시킴으로써, 상기 냉열 교환 대상을 냉각시키는 동시에 상기 액화 가스를 기화시키는 기화기를 가지고, 냉각된 상기 냉열 교환 대상에 의해 발전하는 1차 발전 장치와,
    상기 기화기에서 유출한 기화 가스를 가열하여 승온시키는 가열기와,
    상기 기화기에 의해 승온된 기화 가스로 구동되는 2차 터빈을 가지며, 상기 2차 터빈이 구동됨에 따라 발전하는 직접 팽창 방식의 2차 발전 장치를 구비하고,
    상기 저장탱크의 저장 대상이 되는 가스의 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 저장탱크에 저장된 상태의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 점을 프로세스 개시점(C1)으로 정의하며,
    상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 기화기의 입구측에 있어서의 상기 가스의 상기 프리 오버 부스트 압력 및 온도를 규정하는 점을 프리 오버 부스트점(C2)으로 정의하고,
    상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 2차 터빈의 입구측에 있어서의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 동작점을 터빈 입구점(C3)으로 정의하며,
    상기 터빈 입구점, 또는 상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 기화기의 출구측, 또한 상기 가열기의 상류측에 있어서의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 점(CA) 중 어느 하나를 중간점으로 정의하며,
    상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 2차 터빈의 출구측에 있어서의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 점을 터빈 출구점(C4)으로 정의하고,
    상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 가스의 상태가 상기 프로세스 개시점에 있어서의 상태로부터 상기 프리 오버 부스트점에 있어서의 상태가 되기까지 상기 승압 펌프에 실시된 일을 제1 일(Δh1)로 정의하며,
    상기 몰리에르 선도상에 있어서 상기 가스의 상태가 상기 프리 오버 부스트점에 있어서의 상태로부터 상기 중간점에 있어서의 상태가 되기까지, 발전을 위해 상기 1차 발전 장치에 실시되는 일을 제2 일(Δh2；Δh2rank)로 정의하고,
    상기 몰리에르 선도상에 있어서 상기 가스의 상태가 상기 터빈 입구점(C3)에 있어서의 상태로부터 상기 터빈 출구점에 있어서의 상태가 되기까지 상기 2차 터빈에 실시되는 일을 제3 일(Δh3)로 정의하며,
    상기 프리 오버 부스트 압력은, 상기 제2 일 및 제3 일의 가산값에서, 상기 제1 일을 감산한 값(Δhtotal)에 근거하여 설정되어 있는 것을 특징으로 하는 냉열 발전 시스템.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 기화기는, 상기 소정의 냉열 교환 대상으로서의 증기 동력 사이클을 순환하는 작동 유체와, 상기 승압 펌프에 의해 승압된 상기 액화 가스를 열교환시킴으로써, 상기 작동 유체를 응축시키는 동시에, 상기 액화 가스를 기화시키는 것으로,
    상기 1차 발전 장치는, 상기 기화기에 있어서 응축된 작동 유체에 의해 발전하는 것을 특징으로 하는 냉열 발전 시스템.
  3. 제1항 또는 제2항에 있어서,
    상기 1차 발전 장치는, 상기 기화기에 있어서 응축된 작동 유체를 증발시킨 가스에 의해 구동되는 1차 터빈을 추가로 가지고, 상기 1차 터빈이 구동됨에 따라 발전하는 것으로,
    상기 제2 일은, 상기 몰리에르 선도상에 있어서 상기 가스 상태가 상기 프리 오버 부스트점에 있어서의 상태로부터 상기 중간점에 있어서의 상태가 되기까지 상기 1차 터빈에 의해 실시되는 일로 정의되는 것을 특징으로 하는 냉열 발전 시스템.
  4. 제3항에 있어서,
    상기 제3 일은, 상기 몰리에르 선도상에 있어서 상기 가스 상태가 기액 혼합상에 들어가지 않도록 상기 터빈 입구점에 있어서의 상태로부터 상기 터빈 출구점에 있어서의 상태가 되기까지 상기 2차 터빈에 의해 실시되는 일로 정의되는 것을 특징으로 하는 냉열 발전 시스템.
  5. 제4항에 있어서,
    상기 터빈 입구점은, 상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 2차 터빈의 입구측에 있어서의 상기 가스의 압력 및 소정의 온도를 규정하는 동작점으로 정의되고,
    상기 제3 일은, 상기 몰리에르 선도상에 있어서 상기 가스의 상태가 기액 혼합상에 들어가지 않도록 상기 터빈 입구점에 있어서의 상태로부터 상기 터빈 출구점에 있어서의 상태가 되기까지, 상기 2차 터빈에 의한 상기 가스의 단열팽창과, 상기 단열팽창 후의 상기 가스가 상기 소정의 온도까지 등압변화에 따라서 승온되는 재가열을 교대로 반복하는 다단팽창이 실시됨으로써, 상기 2차 터빈에 의해 실시되는 일로 정의되는 것을 특징으로 하는 냉열 발전 시스템.
  6. 제2항에 있어서,
    상기 프리 오버 부스트 압력은, 상기 액화 가스의 임계압력 이상의 압력으로 설정되고,
    상기 기화기는, 상기 승압 펌프에 의해 승압된 상기 액화 가스와 상기 작동 유체를, 상기 액화 가스의 압력을 상기 임계압력 이상으로 유지한 채로 열교환 시킴에 따라, 상기 작동 유체를 응축시키는 동시에, 상기 액화 가스를 기화시키는 것을 특징으로 하는 냉열 발전 시스템.
  7. 제6항에 있어서,
    상기 액화 가스는 2종 이상의 조성으로 이루어지는 혼합 가스로서,
    상기 프리 오버 부스트 압력은, 상기 액화 가스의 크리콘덴바 이상의 압력으로 설정되어 있고,
    상기 기화기는, 상기 액화 가스의 압력을 상기 크리콘덴바 이상으로 유지한 채로 상기 액화 가스와 상기 작동 유체를 열교환시키는 것을 특징으로 하는 냉열 발전 시스템.
  8. 제7항에 있어서,
    상기 액화 가스는, 액화천연가스인 것을 특징으로 하는 냉열 발전 시스템.
  9. 액화 가스를 수송하는 수송 탱커와, 제1항에 기재된 냉열 발전 시스템을 구비하는 것을 특징으로 하는 에너지 시스템.
  10. 액화 가스를 저장하는 저장탱크와, 제1항에 기재된 냉열 발전 시스템을 구비하는 것을 특징으로 하는 에너지 시스템.
  11. 제1항에 기재된 냉열 발전 시스템의 이용 방법으로,
    상기 냉열 발전 시스템을 가동시키는 사업자의 설비의 전력 공급원으로서, 상기 냉열 발전 시스템을 이용하는 것을 특징으로 하는 냉열 발전 시스템의 이용 방법.
  12. 액화 가스를 저장하는 저장탱크와, 제1항에 기재된 냉열 발전 시스템을 구비하는 에너지 시스템의 이용 방법으로,
    상기 저장탱크 내에서 액화 가스가 기화한 보일 오프 가스를 야간 전력으로 액화하는 동시에 상기 저장탱크에 액화 가스로 다시 저장시키는 것을 특징으로 하는 에너지 시스템의 이용 방법.
  13. 저장 탱크에 저장된 저온의 액화 가스를 프리 오버 부스트 압력까지 액체 상태인 채로 승압하는 승압 펌프와,
    상기 승압 펌프에 의해 승압된 상기 액화 가스와 소정의 냉열 교환 대상을 열교환시킴으로써, 상기 소정의 냉열 교환 대상을 냉각시키는 동시에, 상기 액화 가스를 기화시키는 기화기를 가지고, 냉각된 상기 냉열 교환 대상에 의해 발전하는 1차 발전 장치와,
    상기 기화기로부터 유출한 기화 가스를 가열하여 승온시키는 가열기와,
    상기 가열기에 의해 승온된 기화 가스로 구동되는 2차 터빈을 가지고, 상기 2차 터빈이 구동됨에 따라 발전하는 직접 열팽창 방식의 2차 발전 장치를 구비하는 냉열 발전 시스템의 상기 프리 오버 부스트 압력을 설정하는 압력 설정 방법으로,
    상기 저장 탱크의 저장대상이 되는 가스의 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 저장 탱크에 저장된 상태의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 동작점을 프로세스 개시점(C1)으로 정의하고,
    상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 기화기 입구측에 있어서의 상기 가스의 프리 오버 부스트 압력 및 온도를 규정하는 동작점을 프리 오버 부스트점(C2)으로 정의하며,
    상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 2차 터빈의 입구측에 있어서의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 동작점을 터빈 입구점(C3)으로 정의하고,
    상기 터빈 입구점, 또는 상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 기화기의 출구측, 또한 상기 가열기의 상류측에 있어서의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 동작점(CA) 중 어느 하나를 중간점으로 정의하며,
    상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 2차 터빈 출구측에 있어서의 상기 가스의 압력 및 온도를 규정하는 동작점을 터빈 출구점(C4)으로 정의하고,
    상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 가스의 상태가 상기 프로세스 개시점에 있어서의 상태로부터 상기 프리 오버 부스트점에 있어서의 상태가 되기까지 상기 승압 펌프에 의해 실시된 일인 제1 일(Δh1)을 산출하는 단계와,
    상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 가스의 상태가 상기 프리 오버 부스트점에 있어서의 상태로부터 상기 중간점에 있어서의 상태가 되기까지, 발전을 위해 상기 1차 발전 장치에 의해 실시되는 일인 제2 일(Δh2)을 산출하는 단계와,
    상기 몰리에르 선도상에 있어서, 상기 가스의 상태가 상기 터빈 입구점에 있어서의 상태로부터 상기 터빈 출구점에 있어서의 상태가 되기까지 상기 2차 터빈에 의해 실시되는 일인 제3 일(Δh3)을 산출하는 단계와,
    산출된 상기 제2 일 및 상기 제3 일의 가산값으로부터, 산출된 상기 제1 일을 감산한 값(Δhtotal)에 근거하여, 상기 프리 오버 부스트 압력을 설정하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 압력 설정 방법.
  14. 제13항에 있어서,
    상기 기화기는, 상기 소정의 냉열 교환 대상인 증기 동력 사이클을 순환하는 작동 유체와, 상기 승압 펌프에 의해 승압된 상기 액화 가스를 열교환 시킴으로써, 상기 작동 유체를 응축시키는 동시에 상기 액화 가스를 기화시키고,
    상기 1차 발전 장치는, 상기 기화기에 있어서 응축된 작동 유체에 의해 발전하는 것을 특징으로 하는 압력 설정 방법.
  15. 삭제
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