KR20150088775A - 아임계압 고온 화력 발전 플랜트 및 아임계압 고온 변압 운전 관류 보일러 - Google Patents

아임계압 고온 화력 발전 플랜트 및 아임계압 고온 변압 운전 관류 보일러 Download PDF

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준 고이즈미
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유우이치 요시다
노보루 시노츠카
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Abstract

본 발명은 효율 향상을 효과적으로 도모하는 것이 가능한, 발전 출력이 중소 용량(단기의 발전 장치의 발전 출력이 10만KW급 내지 40만KW급)인 화력 발전 플랜트 및 그것에 사용하는 보일러를 제공한다. 보일러에서 발생시켜 증기 터빈에 공급하는 증기 조건을 아임계압ㆍ고온(터빈 입구 온도 593℃ 이상)으로 한다. 예를 들어, 아임계압 고온 화력 발전 플랜트는 연소 보일러 설비, 증기 터빈 발전기 설비, 복수 급수 설비 등으로 구성되고, 보일러 설비는 미분탄기, 버너, 화로, 나선형 수벽관, 절탄기, 고온 과열기, 고온 재열기, 기수 분리기 등으로 구성되며, 나선형 수벽관의 경사각을 10 내지 20도로 설정한다.

Description

아임계압 고온 화력 발전 플랜트 및 아임계압 고온 변압 운전 관류 보일러 {SUBCRITICAL PRESSURE HIGH TEMPERATURE THERMAL POWER PLANT AND SUBCRITICAL PRESSURE HIGH TEMPERATURE VARIABLE PRESSURE OPERATION ONCE-THROUGH BOILER}
본 발명은 아임계압 고온 화력 발전 플랜트 및 아임계압 고온 변압 운전 관류 보일러에 관한 것이며, 특히 발전 출력이 중소 용량인 아임계압 고온 화력 발전 플랜트 및 아임계압 고온 변압 운전 관류 보일러에 관한 것이다.
보일러 및 증기 터빈으로 구성되는 화력 발전 플랜트로부터 배출되는 CO2의 삭감을 위하여, 증기 조건의 고압화 및 고온화에 의한 화력 발전 플랜트의 효율 향상이 진행되고 있다. 현재, 국내에서는 60만 내지 100만KW급의 석탄 연소 화력 발전 플랜트를 중심으로, 주 증기 압력 24.1 내지 25.0MPa(초임계압), 주 증기 온도 593 내지 600℃, 재열 증기 온도 593 내지 620℃가 상업용 기기에 채용되고 있다(예를 들어, 비특허문헌 1). 일반적으로 압력 24.1MPa(3500psi) 이상, 온도 593℃(1,100℉) 이상의 증기 조건을 초초임계압(USC)이라고 칭하고 있다. 이러한 초초임계압의 증기 조건(증기 온도 593℃ 이상)의 실용화는, 보일러관이나 밸브, 터빈에 사용되는 고온 강도와 내식성이 우수한 고온 재료의 실용화에 크게 기여하고 있다.
한편, 단기의 발전 출력이 40만KW급 이하인 중소 용량 화력 발전 플랜트에서는, 이제까지 주 증기의 압력이 아임계압인 채이고, 터빈 입구 증기 온도도 최고 566℃까지인 증기 조건이 채용되고 있다.
「히타치 평론」, Vol.80, No.2, 1998년 2월 발행, 61 내지 66쪽
중소 용량의 화력 발전 플랜트에는 운전 연수가 긴 석탄 연소 화력 발전 플랜트가 수없이 존재하며, 기설의 리플레이스나 리노베이션에 의한 건설이 많이 상정된다. 이들 기설 화력 발전 플랜트의 리플레이스나 리노베이션에 있어서는, CO2 삭감의 관점에서 특히 효율 향상이 요망된다. 물론, 중소 용량의 화력 발전 플랜트를 신설하는 경우도 효율 향상이 요망된다.
초임계압 석탄 연소 화력 발전은 아임계압 석탄 연소 화력 발전에 비하여 효율이 좋고 환경 부하도 낮다. 상술한 바와 같이, 고온 재료의 실용화에 의해 593℃ 이상의 초임계압의 증기 조건에서 운전되는 대용량의 화력 발전 플랜트가 실용화되어 왔으며, 이러한 593℃ 이상의 초임계압의 증기 조건을 중소 용량의 화력 발전 플랜트에 적용하면 효율 향상을 기대할 수 있다고 생각된다.
그러나, 본 발명자들의 검토에 따르면, 중소 용량의 화력 발전 플랜트에 있어서, 초임계압의 증기 조건을 채용하여도 상정한 효율 향상을 기대할 수 없는 것을 알아내었다. 즉, 중소 용량기에서 주 증기 압력을 초임계압 이상까지 높이면, 이상적인 기체의 열역학 법칙이기도 한 (압력)×(용적)÷(온도)=일정의 법칙에 근사하여 압력 상승에 의해 비용적이 작아져, 결과적으로 고압 터빈 초단 날개열의 높이나 형상의 제약에 의해 대용량기와 같은 고효율 설계가 어려워진다. 예를 들어, 증기 체적 감소에 의해 고압 터빈 초단 날개열을 짧은 날개화하지 않을 수 없어, 이에 의해 터빈 내부 손실이 증가하여 초임계압화의 비용에 걸맞는 효율 향상을 기대할 수 없다.
본 발명의 목적은, 효율 향상을 효과적으로 도모하는 것이 가능한, 발전 출력이 중소 용량인 화력 발전 플랜트 및 그것에 사용하는 보일러를 제공하는 데 있다.
본 발명은 보일러에서 발생시켜 증기 터빈에 공급하는 증기 조건을 아임계압ㆍ고온(터빈 입구 온도 593℃ 이상)으로 한 것을 특징으로 한다.
본 발명에 따르면, 발전 출력이 중소 용량인 화력 발전 플랜트의 효율을 효과적으로 향상시킬 수 있다.
상기한 이외의 과제, 구성 및 효과는, 이하의 실시 형태의 설명에 의해 밝혀진다.
도 1은 본 발명의 실시예 1의 아임계압 고온 화력 발전 플랜트의 시스템 구성을 도시하는 개략 계통도.
도 2는 본 발명의 실시예의 보일러 구조의 개략을 도시하는 단면도.
도 3은 본 발명의 실시예의 특성을 나타내는 압력 엔탈피 곡선도.
도 4는 본 발명의 실시예에서의 효율 향상량의 효과를 나타내는 도면.
도 5는 본 발명의 실시예에서의 증기 온도 제어의 효과를 나타내는 도면.
도 6은 본 발명의 실시예에서의 증기 압력 제어의 일례를 나타내는 도면.
도 7은 본 발명의 실시예 2의 아임계압 고온 화력 발전 플랜트의 시스템 구성을 도시하는 개략 계통도.
이하, 도면을 사용하여 본 발명의 실시예를 설명한다.
초임계압 화력 발전은 아임계압 화력 발전에 비하여 효율이 좋고 환경 부하도 낮지만, 본 발명은, 상술한 바와 같이, 본 발명이 대상으로 하는 발전 출력이 중소 용량인 화력 발전 플랜트에서는, 증기 조건(정격 증기 조건)을 초초임계압화하여도 상정한 효율 향상을 기대할 수 없는 것을 알아내고, 증기 조건(정격 증기 조건)을 굳히 초임계압화하는 것을 멈추고 아임계압인 채로 하고, 고온화(터빈 입구 온도 593℃ 이상)하여 효과적으로 효율을 향상시키도록 한 것이다.
본 발명에서는 증기 조건이 아임계압ㆍ고온(터빈 입구 온도 593℃ 이상)인 증기를 증기 터빈에 공급하여 발전하기 때문에, 이 증기 조건의 증기를 사용한 화력 발전 플랜트를 아임계압 고온 화력 발전 플랜트라고 칭하고, 또한 이 증기 조건의 증기를 발생시키는 보일러를 아임계압 고온 변압 운전 관류 보일러라고 칭한다. 또한, 본 발명이 적용되는 발전 출력이 중소 용량인 화력 발전 플랜트는, 구체적으로는 단기의 발전 장치(발전 장치의 1기)의 발전 출력(정격 출력)이 10만KW급 내지 40만KW급인 화력 발전 플랜트이다. 40만KW급을 초과하는 경우에는, 증기 조건을 593℃ 이상, 초임계압화하여 효율 향상을 효과적으로 도모할 것을 기대할 수 있어, 증기 조건을 굳이 아임계압화할 필요성이 작기 때문이다. 또한, 10만KW급 미만에서는, 후술하는 화로에서의 열흡수량의 비율이 지나치게 커져, 증기 온도의 고온화를 실현하기 위한 보일러 구성이 복잡화ㆍ고비용화되기 때문이다.
도 1에 본 발명의 일 실시예인 아임계압 고온 화력 발전 플랜트의 시스템 구성의 개략도를 도시한다. 아임계압 고온 화력 발전 플랜트는 연소 보일러 설비(10), 증기 터빈 발전기 설비(20) 및 복수 급수 설비(30) 등으로 구성된다. 또한, 본 실시예에서는 1기의 발전 장치로 화력 발전 플랜트가 구성되어 있다.
연소 보일러 설비(10)는 미분탄기(11), 버너(12), 화로(13), 나선형 수벽관(14), 절탄기(15), 고온 과열기(16), 고온 재열기(17), 기수 분리기(18) 등으로 구성된다. 보일러 설비의 상세한 구성에 대해서는 후술한다.
증기 터빈 발전기 설비(20)는 고온 고압 터빈(21), 고온 재열 중압 터빈(22), 저압 터빈(23), 발전기(24) 등으로 구성된다. 또한, 도면 부호 25, 26은 각각 주 증기 스톱 밸브, 증기 가감 밸브를 나타낸다.
복수 급수 설비(30)에서는 복수기(31), 복수 펌프(32), 저압 급수 가열기(33), 탈기기(34), 급수 펌프(35), 고압 급수 가열기(36) 등으로 구성된다.
연료인 석탄은 미분탄기(11)에서 미분탄으로 분쇄된 후, 화로(13)에 배열된 버너(12)에 공급되고, 공기 중의 산소와 함께 연소하여 열을 발생시킨다. 버너(12)의 설치와 배열은, 화로(13) 내의 온도 분포나 나선형 수벽관(14)의 메탈 온도 등의 차를 최대한 줄이도록 행한다. 예를 들어, 대응한 미분탄기(11)마다 버너(12)를 대향 배치하고, 또한 화로(13)의 양측에 버너(12)를 동렬로 배열하여 연료의 미분탄을 연소한다.
연료는 주로 석탄이 사용되지만, 오일, 바이오매스, 제철 부생 가스 등을 화로(13)에서 혼합 연소하는 것이 가능하도록 사양 계획하는 것도 가능하다. 예를 들어, 바이오매스를 이용하는 경우, 바이오매스는 미분탄기(11)에 공급되어, 석탄과 함께 버너(12)에 공급된다. 부생 가스를 사용하는 경우에는, 부생 가스용 버너가 별도로 설치된다. 또한, 화로(13)에는 기동용 오일 연소 버너가 설치되어 있다(도시 생략).
연소에 의한 복사열 및 대류열은, 화로(13)의 수벽을 구성하는 나선형 수벽관(14)의 관 내의 가압수의 가열(증발ㆍ과열)에 이용된다. 나선형 수벽관(14)으로부터의 증기(화로 출구의 증기)는 기수 분리기(18)를 거쳐 과열 증기로서 고온 과열기(16)로 유도된다.
고온 과열기(16)는, 증기 온도(고온 고압 터빈 입구 온도)가 593℃ 이상인 과열 증기(아임계압의 과열 증기)를 고온 고압 터빈(21)에 공급한다. 아임계압ㆍ593℃ 이상의 고온 과열 증기는 고온 고압 터빈(21)을 구동한다. 고온 고압 터빈(21)에서 일을 하여 압력ㆍ온도가 저하된 고압 터빈 배기 증기는, 고온 재열기(17)로 유도되어 593℃ 이상으로 재가열된다. 재가열된 593℃ 이상의 고온 증기(아임계압의 과열 증기)는 고온 재열 중압 터빈(22)으로 유도되어 고온 재열 중압 터빈(22)을 구동한다. 고온 재열 중압 터빈(22)에서 일을 한 후의 배기 증기는 저압 터빈(23)으로 유도되어 저압 터빈(23)을 구동한다. 고온 고압 터빈(21), 고온 재열 중압 터빈(22), 저압 터빈(23)의 동력으로 발전기(24)를 구동하여 전기 출력을 얻는다.
저압 터빈(23)의 배기 증기는 복수 급수 설비(30)로 유도된다. 복수 급수 설비(30)는, 저압 터빈(23)의 배기 증기를 복수기(31)에서 냉각하여 증기 잠열을 냉각 회수하여 복수에 복귀시킨다. 복수는, 복수 펌프(32)로 가압되고, 저압 급수 가열기(33)로 가열되고, 탈기기(34)에서 탈기되어 급수가 된다. 급수는 급수 펌프(35)로 가압되고, 고압 급수 가열기(36)로 가열된 후, 절탄기(15)에 고온의 가압수로서 공급된다. 절탄기(15)에서는 보일러 배기 가스에 의해 나선형 수벽관(14)에 들어가기 전의 급수를 미리 예열한다.
또한, 상술한 바와 같이, 초임계압의 증기 조건(터빈 입구 온도 593℃ 이상)의 실용화는, 보일러관이나 밸브, 터빈 재료 등의 고온 재료의 실용화에 의해 이루어져 온 것이다. 따라서, 증기 조건이 아임계압이고 발전 출력이 중소 용량(10만 내지 40만KW급)인 화력 발전 플랜트에 있어서 증기 온도를 고온화(터빈 입구 온도 593℃ 이상)하는 것은, 초임계압의 고온 재료의 기술을 적용함으로써 용이하게 실현할 수 있다.
또한, 가스 터빈 배기 가스를 사용한 배기열 회수 보일러에서 증기를 발생시키고, 가스 터빈과 증기 터빈의 양쪽에서 발전을 행하는 컴바인드 사이클 방식에 있어서, 배기열 회수 보일러의 아임계압의 고압 주 증기부를 관류 벤슨 방식에서 증기 조건을 600℃로 하는 것이 알려져 있다. 그러나, 이것은 가스 터빈 구동 후의 배기 가스로 열교환기를 가열하여 증기를 생성하는 배기열 회수 방식의 증기 생성이며, 석탄 등 연소 보일러와는 다른 기술이다. 즉, 배기열 회수 방식에서는 배기 가스의 온도나 열량으로부터 보아 원래 초임계압화를 전제로 하는 기술이 아니며, 굳이 아임계압인 채로 한 것이 아니기 때문이다.
다음에 본 발명의 아임계압 고온 화력 발전 플랜트에 사용되는 보일러에 대하여 상세하게 설명한다.
종래, 중소 용량의 아임계압의 화력 발전 플랜트에서는, 일반적으로 드럼 보일러가 사용되고 있다. 그러나, 증발관과 드럼에서 포화 증기를 생성하고, 과열기에서 과열 증기를 생성하는 드럼 보일러에서는, 드럼 출구의 증기 온도는 드럼 운전 압력의 포화 증기 온도로 일의적으로 결정되어 버려, 593℃급 증기로의 고온화는 과열기 전열 면적의 증가나 과열기 입구 가스 온도의 고온화에 의존하게 되며, 특히 석탄 연소의 연소 보일러에서는 설계적으로 곤란한 과제가 많아 이제까지 실용화되어 있지 않았다. 즉, 종래의 아임계압 화력 발전 플랜트에서 채용되고 있는 드럼 보일러에서는, 과열기/재열기 후의 증기 터빈 입구 온도는 566℃/566℃가 최고이었다.
한편, 초임계압 화력 발전 플랜트에서 채용되고 있는 관류 보일러(변압 운전 관류 보일러)는, 고부하 운전 영역의 초임계압의 상태에서는 급수는 비등 현상을 거치지 않고 연속적으로 과열 증기가 되고, 변압 운전에 의한 부분 부하 운전 영역의 아임계압의 상태에서는 증발관 내에서의 핵비등 현상을 유효하게 활용함으로써, 압력 드럼을 사용하지 않고 포화ㆍ과열 증기를 생성할 수 있다(기동 정지의 과도적인 대응을 위하여 기수 분리기를 설치하고는 있음).
따라서, 본 발명에서는 아임계압에서 과열기/재열기 후의 증기 터빈 입구 온도 593℃/593℃ 이상의 고온 증기 조건을 실현하기 위하여, 드럼 보일러 대신에 관류 보일러를 사용한다.
중소 용량의 변압 운전 관류 보일러(특히 석탄 연소의 변압 운전 관류 보일러)의 채용시의 과제는, 플랜트 출력이 작아짐에 따라 화로의 열흡수량의 비율이 커지는 것이다. 화로의 열흡수량이 증가함으로써, 이하의 과제가 발생한다.
(1) 화로 출구의 가스 온도가 저하 경향에 있어, 과열기의 열흡수량을 증가시키는 대책이 필요하게 된다.
(2) 화로 열흡수량 증가에 수반하는 화로 메탈 온도 상승을 허용값 내로 할 필요가 있다.
(3) 화로의 열흡수량이 증가하기 때문에, 과열기에서의 온도 상승을 유리하게 하는 반면, 기수 분리기에서의 과열도가 상승하여 과대하게 될 가능성이 있다.
(4) 플랜트의 전체 부하 운전 영역에서 아임계압 관류 운전을 행하기 때문에 항상 핵비등 상태를 유지하여 막비등을 방지할 필요가 있다.
예를 들어, 화로 출구 가스 온도의 저하에 대하여, 화로 출구 가스 온도를 높이기 위한 특별한 배려나 과열기 전열 면적의 증가가 필요하게 된다고 생각되는데, 이 경우, 보일러 플랜트의 전열 면적, 용적, 중량 등의 대폭적인 증가와 그것에 수반하는 비용의 상승을 초래하지 않는 배려가 필요하다. 특히, 기설의 중소 용량의 화력 발전 플랜트(드럼 보일러)의 리플레이스나 리노베이션에 의한 플랜트 건설의 경우에는, 배치 스페이스나 중량 등이 기설의 드럼 보일러와 동일 규모 이내에서 계획 가능한 것이 요망된다.
따라서, 본 발명에서는 초임계압 변압 운전 관류 보일러에서도 채용되고 있는 나선형 방식의 관류 보일러를 사용한다. 나선형 방식의 관류 보일러는, 화로의 수벽관으로서 나선형 수벽관을 사용하는 것이다. 대용량의 초임계 화력 발전 플랜트에서는 변압 운전에 의해 부분 부하 운전을 행하는데, 부분 부하시에 증기압이 아임계압이 되고, 핵비등 상태가 막비등 상태가 되는 것을 방지하기 위하여, 나선형 수벽관이 사용되고 있다. 일반적으로, 나선형 수벽관의 기울기(나선형 수벽관의 수평 방향으로부터 본 경사 각도, 나선형 각도)는 25도 정도이다.
본 발명에서는 플랜트의 전체 부하 운전 영역에서 아임계압 관류 운전을 행하기 위하여 항상 핵비등 상태를 유지하여 막비등을 방지할 필요가 있다. 즉, 플랜트의 전체 부하 운전 영역에서 핵비등 상태를 확보하고 막비등을 방지하는데 필요한 관내 최저 유속 이상을 확보하여 안정된 증발 제어가 가능하게 되도록 할 필요가 있다. 또한, 본 발명에서는, 이것 외에 보일러가 소용량이 됨에 따라 화로 수벽을 구성하는 수관의 비율이 증가하기 때문에 관내 유속의 저하에 대응할 필요가 있다. 이러한 점으로부터, 본 발명자들의 검토에 따르면, 중소 용량의 아임계압ㆍ고온의 나선형 방식의 관류 보일러에서는, 나선형 수벽관의 기울기를 초임계압 화력 발전 플랜트의 관류 보일러의 나선형 수벽관의 기울기보다 작게 할 필요가 있다(나선형 수벽관의 기울기 각도를 작게 조정함으로써, 화로 수벽을 구성하는 관을 줄여 나선형 수벽관 내의 유속이 높여짐).
그러나, 나선형 수벽관의 기울기를 작게 한 경우, 수직 방향의 응력이 증가 경향에 있기 때문에, 나선형 관 수벽 강도의 관점에서는 기울기를 작게 하는 것이 어렵다고 생각된다. 이 점에 대하여 본 발명자들은 증기압이 아임계압인 것에 착안하여 여러가지 검토한 결과, 나선형 수벽관의 기울기를 작게 하여도 경량화(예를 들어, 아임계압으로 인해 초임계압에 비하여 관 두께를 얇게 할 수 있음)와 나선형 수벽관 내압 저하에 의해 충분한 강도를 확보할 수 있는 것을 알아내었다.
따라서, 본 발명에서는 나선형 수벽관의 기울기를 초임계압 화력 발전 플랜트의 변압 운전 관류 보일러의 나선형 수벽관의 기울기(25도 정도)보다도 작게 하도록 되어 있다. 구체적으로는, 나선형 수벽관의 각도를 수평 방향으로부터 보아 10 내지 20도의 범위 내로 한다. 이러한 나선형 수벽관의 기울기는, 상술한 바와 같은 본 발명자들의 지식이 없으면 도출할 수 없는 것이다. 본 발명자들의 검토에 따르면, 플랜트 출력이 150MW급 내지 250MW급인 석탄만 연소하는 나선형 방식의 변압 운전 관류 보일러의 검산예에서는, 나선형 수벽관의 각도를 수평 방향으로부터 보아 10 내지 20도의 범위 내로 함으로써, 막비등을 방지하여 유동 안정성이 얻어지는 것이 확인되었다. 또한, 수벽 메탈의 신뢰성을 높이는 효과도 확인되었다. 또한, 이 기울기의 범위 내에서 수벽 구조 강도도 확보할 수 있는 것이 확인되었다.
도 2에 본 발명의 실시예의 보일러 구조의 개략을 도시한다. 보일러 화로(13)에 있어서 나선형 수벽관(14)의 채용 범위의 개략이 도시되어 있다. 화로(13) 하부의 버너(12)부도 포함하여 사선으로 도시한 범위가 나선형 수벽관을 사용한 화로를 구성하고 있다. 화로(13)의 수벽을 구성하는 나선형 수벽관(14)은, 아임계압(물의 임계압은 약 22.0MPa)의 증기를 안정적으로 생성하기 위하여, 나선형 수벽관(14) 내에서 막비등의 발생을 방지하고, 높은 유속을 확보하여 안정된 운전을 행하기 위하여, 상술한 경사각으로 설치되어 있다.
본 실시예에서는 가스 재순환이 없는 패럴렐 댐퍼 방식의 증기 온도 제어 방식의 보일러로 되어 있다. 고온 과열기(16)는 1차 과열기(16a), 2차 과열기(16b), 3차 과열기(16c)로 구성되어 있고, 고온 재열기(17)는 1차 재열기(17a), 2차 재열기(17b)로 구성되어 있다. 1차 과열기(16a)와 1차 재열기(17a)는 패럴렐 댐퍼에 설치되고, 2차 과열기(16b), 3차 과열기(16c)와 2차 재열기(17b)는 화로(13) 출구의 연소 배기 가스의 고온부에 배치되어 있다. 이들 배치는 종래의 보일러 설계나 레이아웃 상으로도 자연스러운 배치이지만, 일례이며, 이것에 본 발명이 한정되는 것은 아니다. 고온 과열기(16)에서의 2차 과열기(16b), 3차 과열기(16c)에서는 화로 출구의 고온의 연소 배기 가스에 의해 증기를 가열하고, 아임계압에서 593℃ 이상의 증기를 생성한다. 또한, 고온 재열기(17)에서의 2차 재열기(17b)에서는 화로 출구의 고온의 연소 배기 가스에 의해 증기를 가열하고, 아임계압에서 593℃ 이상의 증기를 생성한다.
또한, 패럴렐 댐퍼 방식의 증기 온도 제어에서는, 가스 분배 댐퍼(19)를 개폐하여, 예를 들어 패럴렐 댐퍼의 1차 재열기(17a)측의 통과 가스 유량을 증가(감소)시키고, 1차 과열기(16a), 절탄기(15)측의 통과 가스량을 감소(증가)시킴으로써, 1차 재열기(17a)측의 열흡수를 증가(감소)시키고, 재열 증기 온도를 상승(저하)시킨다.
도 3에 본 발명의 실시예에서의 아임계압 고온 증기의 생성 모양을 나타낸다. 도 3은 본 발명의 실시예에서의 아임계압 고온 화력 발전 플랜트의 변압 운전 관류 보일러에 의한 아임계압 고온 증기의 생성을 보다 시각적으로 설명하기 위한 압력-엔탈피선도이다. 도 3에서는, 예를 들어 주 증기 압력 16.6MPa, 주 증기 온도 593℃의 정격 조건일 때의 절탄기(15) 입구의 급수 A점부터 고온 과열기(16) 출구의 593℃까지의 선도를 나타내고 있다.
절탄기(15)에서는 스티밍을 일으키지 않는 범위에서의 가열을 행한 후, 보일러의 화로(13)를 둘러싸는 나선형 수벽관(14)에서 가열(증발ㆍ과열)을 행하여, 화로(13)(나선형 수벽관(14))를 나온 후의 기수 분리기(18)의 출구에서는 C점의 온도가 된다. 종래의 드럼 보일러에서는 드럼 압력의 포화 온도 B점으로 드럼 출구의 온도가 억제되기 때문에, B점부터 D점까지의 온도차를 고온 과열기(16)에서 가열할 필요가 있지만, 기술적ㆍ경제적인 관점에서 566℃까지가 상한으로 되어 있다. 본 실시예에서는 고온 과열기(16)에서는 C점부터 D점인 593℃까지의 가열이며, 고온 과열기(16)의 전열 면적을 대폭 증가시키지 않고 용이하게 D점인 593℃까지 가열할 수 있다.
도 4에 본 발명의 실시예에서의 효율 향상량의 효과의 일례를 나타낸다. 도 4는 정격 출력의 운전에서의 플랜트 효율의 검산 결과이다. 또한, 임계압(약 22.0MPa) 미만의 아임계압의 석탄 연소 화력 발전 플랜트의 증기 압력 예를 들어 16.6MPa에 있어서, 주 증기/재열 증기 온도가 538/538℃인 E점을 베이스인 1.00으로 하였을 때의 발전 효율의 상대적인 향상량의 검산 결과이다.
본 실시예(증기 압력을 동일한 아임계압인 채로 증기 온도만 600/600℃로 한 F점)에서는, 상대값으로 약 3％의 향상을 기대할 수 있다. 또한, 본 실시예(F점)의 효율 향상량은, 초임계압 예를 들어 25.0MPa에서 동일한 증기 온도 538/538℃의 G점보다도 높은 효율을 기대할 수 있다. 바꿔 말하면, 증기 온도를 538℃인 채로, 압력만을 예를 들어 16.6MPa의 아임계압으로부터 예를 들어 25.0MPa의 초임계압까지 높인 경우보다도, 증기 압력을 동일한 아임계압인 채로, 증기 온도만 600/600℃까지 높인 경우의 쪽이 발전 플랜트 효율 향상의 효과가 크다. 또한, 압력과 온도의 양쪽을 높인 초임계압 예를 들어 25.0MPa에서 증기 온도 600/600℃의 조건의 경우의 효율 향상은 도면의 H점으로 나타내어진다. 그러나, 중소 용량의 화력 발전 플랜트에 이 증기 조건을 적용하여도 상술한 바와 같이 터빈측의 내부 손실에 의해 상정한 효율 향상은 기대할 수 없다. 또한, 증기 온도는 600℃인 경우에서 검토하고 있지만, 593℃ 이상의 조건이면 거의 온도차에 비례한 효과를 기대할 수 있다.
도 5에 본 발명의 실시예에서의 증기 온도 제어의 효과를 나타낸다. 도 5는 본 발명의 일 실시예인 아임계압 고온 화력 발전 플랜트(아임계압 변압 운전 관류 보일러)와 종래의 드럼 보일러 화력 발전 플랜트(드럼 보일러)의 경우의 플랜트 부분 부하 운전 영역에서의 주 증기 및 재열 증기 온도의 제어 특성을 나타낸 것이다.
본 실시예에서는 드럼 보일러보다도 증기 온도의 유지 범위가 넓어지고, 플랜트의 동일 부분 부하에서의 효율이 향상된다. 즉, 본 실시예에서는 100 내지 50％ 부하까지는 주 증기/재열 증기 온도의 제어 특성을 일정하게 할 수 있고, 드럼 보일러에서의 재열 온도의 저하 경향을 개선하여 부분 부하시의 플랜트 발전 효율의 효과를 기대할 수 있다.
도 6에 본 발명의 실시예에서의 증기 압력 제어의 일례를 나타낸다. 도 6은 본 발명의 실시예의 아임계압 고온 화력 발전 플랜트의 부분 부하 운전시의 주 증기 압력의 변화 특성을 나타낸 것이다. 이 예에서는 플랜트 고부하대부터 최저 관류 부하 J점까지의 범위는, 도 1에 도시하는 증기 가감 밸브(26) 「개방(실질적으로 완전 개방)」로 관류 보일러의 변압 운전을 행하고, 최저 관류 부하 J점 이하의 부하대에서는 증기 가감 밸브(26)로 증기 정압 교축 밸브 운전을 행한다. 또한, 노즐 가버닝 방식이라고 칭해지는 가감 밸브 제어에 의해, 고부하 영역에서 정격 증기 압력을 유지하는 다른 변압 운전 방식에 의한 부분 부하 운전 영역에서의 주 증기 압력의 변화 특성에 대해서도 적용이 가능하다.
또한, 본 발명의 실시예에서는 화로 수벽이나 케이지벽의 수벽의 중량은, 수벽관의 소직경화에 의해 나선형 구조임에도 불구하고 드럼 보일러와 비교하여 동등한 중량에 수용된다. 과열기, 재열기의 전열관의 중량은, 변압 운전 관류 보일러의 채용에 의해 화로 출구의 기수 분리기 출구의 증기 온도가 드럼 보일러에 비하여 고온의 과열 증기로 하는 것이 가능하게 됨으로써, 593℃ 이상의 고온화에도 불구하고 중량은 드럼 보일러와 같은 정도로 수용되는 것이 가능하게 된다. 드럼 보일러의 중량물인 드럼이 생략되고, 기동시에 필요하게 되는 기수 분리기의 추가분을 차감한 중량분이 경감됨으로써, 보일러 본체 내압부의 중량은 동일한 플랜트 출력으로 비교하면 약 10％ 조금 안되는 경감 효과를 기대할 수 있다.
또한, 변압 운전 관류 보일러의 적용에 의한 화로에서 충분한 과열 증기를 얻음으로써, 중소 용량의 석탄 화력 발전 플랜트에서 증기 온도 제어의 수단 중 하나인 가스 재순환 장치 등을 설치하는 것을 생략할 수 있다. 이것은 재순환 가스가 없어지기 때문에 연소 가스량을 감소시키게 되어, 보일러의 중량이나 용적을 기존의 드럼 보일러보다도 경감하는 것이 가능하게 된다.
또한, 기설의 아임계압 드럼 보일러의 중소 용량 화력 발전 플랜트의 리플레이스 등에 있어서는 설치 면적이나 보일러 중량 등 공사상의 제약 사항이 있지만, 본 발명의 실시예에 따르면, 상술한 바와 같이 기설 플랜트보다도 작게 할 수 있으므로 리플레이스 등을 문제없이 행할 수 있다.
도 7에 본 발명의 다른 실시예인 아임계압 고온 화력 발전 플랜트의 시스템 구성의 개략도를 도시한다.
기본적인 구성은, 도 1에 도시하는 아임계압 고온 화력 발전 플랜트와 마찬가지이므로 중복되는 부분의 설명은 생략한다. 본 실시예에서는 미분탄기(11)로부터 공급되는 연료의 미분탄을 화로(13)로 연소하는 버너(12)의 설치와 배열에 특징이 있다. 화로(13)의 양측에 동렬로 배열한 버너(12)에 동일한 미분탄기(11)로부터 연료를 공급하도록 되어 있다. 또한, 도면에서는 생략되어 있지만, 미분탄기의 대수가 2대 또는 3대 설치되어 있다. 각 미분탄기로부터의 연료 공급이 2열 2단 대향 또는 3열 3단 대향의 버너 연소로 하고, 미분탄기 각 1대로부터나 각 버너단의 전후 버너에 할당하는 구성으로 되어 있다. 이렇게 구성함으로써, 화로(13) 내의 온도 분포나 관류 나선형 수벽관(15)의 메탈 온도 등의 차를 효과적으로 줄이도록 연료의 미분탄을 연소시킬 수 있다.
본 발명은 석탄이나 중유 등의 화석 연료나 바이오매스, 제철소 내의 부생 가스 등을 연료로 하는, 발전 출력이 중소 용량(10만 내지 40만KW급)인 아임계압 고온 화력 발전 플랜트에 적용 가능하다. 특히, 기설의 석탄 연소 화력 발전 플랜트의 리플레이스나 리노베이션에 있어서 적용 가능하여 효과가 크다. 중소 용량의 석탄 연소 화력 발전 플랜트는, 산업용 자가 발전 설비나 IPP(독립계 발전 사업/도매 전력 사업)에 사용되고 있으며, 이들 발전 플랜트의 설비 갱신에 의해 효율 향상과 CO2 삭감에 공헌할 수 있다. 예를 들어, 운전 40년 이상을 경과한 드럼형 중소 용량의 구식 석탄 화력 발전 플랜트의 리플레이스나 리노베이션에 적용함으로써, 증기 조건의 고온화와 증기 터빈 본체의 최신 기술에 의한 효율 개선을 가산함으로써, 효율 향상에 의한 CO2 삭감은 상대적으로 3 내지 5％ 기대할 수 있다.
또한, 본 발명은 상기한 실시예에 한정되는 것이 아니며, 여러가지 변형예가 포함된다. 예를 들어, 상기한 실시예는 본 발명을 이해하기 쉽게 설명하기 위하여 상세하게 설명한 것이며, 반드시 설명한 모든 구성을 구비하는 것에 한정되는 것은 아니다. 또한, 어느 실시예의 구성의 일부를 다른 실시예의 구성으로 치환하는 것이 가능하며, 또한 어느 실시예의 구성에 다른 실시예의 구성을 첨가하는 것도 가능하다. 또한, 각 실시예의 구성의 일부에 대하여, 다른 구성의 추가, 삭제, 치환을 행하는 것이 가능하다.
10: 연소 보일러 설비
11: 미분탄기
12: 버너
13: 화로
14: 나선형 수벽관
15: 절탄기
16: 고온 과열기
16a: 1차 과열기
16b: 2차 과열기
16c: 3차 과열기
17: 고온 재열기
17a: 1차 재열기
17b: 2차 재열기
18: 기수 분리기
19: 가스 분배 댐퍼
20: 증기 터빈 발전기 설비
21: 고온 고압 터빈
22: 고온 재열 중압 터빈
23: 저압 터빈
24: 발전기
30: 복수 급수 설비
31: 복수기
32: 복수 펌프
33: 저압 급수 가열기
34: 탈기기
35: 급수 펌프
36: 고압 급수 가열기
A: 절탄기 입구 급수
B: 드럼 출구 증기
C: 기수 분리기 출구 증기
D: 고온 과열기 출구 증기
E: 538/538℃
F: 600/600℃
G: 538/538℃
H: 600/600℃
J: 최저 관류 부하

Claims (7)

  1. 연소 보일러 설비, 증기 터빈 발전기 설비, 복수 급수 설비로 구성되는 아임계압 고온 화력 발전 플랜트이며,
    상기 연소 보일러 설비는, 증기 조건이 아임계압 593℃ 이상인 과열 증기를 공급하는 고온 과열기와, 증기 조건이 593℃ 이상인 재열 증기를 공급하는 고온 재열기를 구비하고,
    상기 증기 터빈 발전기 설비는, 상기 증기 조건이 아임계압 593℃ 이상인 과열 증기로 구동되는 고압 증기 터빈과, 상기 증기 조건이 593℃ 이상인 재열 증기로 구동되는 재열 중압 증기 터빈을 구비하고,
    상기 아임계압 고온 화력 발전 플랜트의 정격 출력이 10만KW 내지 40만KW의 범위 내인 것을 특징으로 하는 아임계압 고온 화력 발전 플랜트.
  2. 제1항에 있어서, 상기 연소 보일러 설비는 석탄을 주된 연료로 하는 미분탄 연소 보일러이고, 또한 보일러 화로 수벽부를 관류 나선형 방식으로 한 변압 운전 관류 보일러인 것을 특징으로 하는 아임계압 고온 화력 발전 플랜트.
  3. 제2항에 있어서, 상기 연소 보일러 설비는, 상기 연료로서 바이오매스나 제철 부생 가스를 혼합 연소하는 것을 특징으로 하는 아임계압 고온 화력 발전 플랜트.
  4. 제2항에 있어서, 복수단으로 배열되며, 각 단에 있어서 대향 배치된 복수의 연소 버너와, 상기 각 단에 대응하여 설치되며, 각 단에 있어서 대향 배치된 상기 연소 버너에 연료를 할당하도록 한 복수의 미분탄기를 갖는 것을 특징으로 하는 아임계압 고온 화력 발전 플랜트.
  5. 제2항에 있어서, 상기 화로 수벽부를 구성하는 나선형 수벽관의 기울기를 수평 방향으로부터 10 내지 20°로 하는 것을 특징으로 하는 아임계압 고온 화력 발전 플랜트.
  6. 단기의 발전 장치의 정격 출력이 10만KW 내지 40만KW의 범위 내인 화력 발전 플랜트에 사용되는 아임계압 고온 변압 운전 관류 보일러이며,
    미분탄기, 버너, 화로, 화로 수벽관, 절탄기, 고온 과열기, 고온 재열기, 기수 분리기를 구비하고,
    상기 화로 수벽관은 관류 나선형 방식이고,
    상기 고온 과열기는 증기 조건이 아임계압 593℃ 이상인 과열 증기를 발생시키고, 상기 고온 재열기는 증기 조건이 593℃ 이상인 재열 증기를 발생시키도록 한 것을 특징으로 하는 아임계압 고온 변압 운전 관류 보일러.
  7. 제6항에 있어서, 상기 화로 수벽관의 나선형 수벽관의 기울기를 수평 방향으로부터 10 내지 20°로 하는 것을 특징으로 하는 아임계압 고온 변압 운전 관류 보일러.
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