(57)【要約】【課題】ガスタービンから排出されるＮＯｘ濃度をガスタービン内で抑制することを目的とする。【解決手段】ガスタービンの途中で作動ガスを再度燃焼させ昇温してから再びガスタービンに戻す再燃器において、ＮＯｘ還元型触媒２６と燃焼触媒２７とを直列に設置し、ＮＯｘ還元型触媒２６の反応温度となる高圧ガスタービンの排気２５を前段のＮＯｘ還元型触媒２６に燃料を供給して高圧燃焼器で発生した燃焼ガス２５中のサーマルＮＯｘを酸素を含む雰囲気下で燃料７により選択的に還元除去し、引き続き後段の燃焼触媒２７で燃焼ガス中の酸素により燃料７を燃焼させて高温ガスを発生させるようにしている。【選択図】        図８
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
ガスタービンの途中で作動ガスを再度燃焼させ昇温してから再びガスタービンに戻す再燃器において、ＮＯｘ還元型触媒と燃焼触媒とを直列に設置し、ＮＯｘ還元型触媒の反応温度となる高圧ガスタービンの排気を前段の前記ＮＯｘ還元型触媒に燃料を供給して高圧燃焼器で発生した燃焼ガス中のサーマルＮＯｘを酸素を含む雰囲気下で前記燃料により選択的に還元除去し、引き続き後段の燃焼触媒で前記燃焼ガス中の酸素により前記燃料を燃焼させて高温ガスを発生させることを特徴とする触媒燃焼型再燃器。
【請求項２】
前記ＮＯｘ還元型触媒に供給される前記燃料には、炭素数が２以上の炭化水素系燃料を還元促進剤として添加することを特徴とする請求項１記載の触媒燃焼型再燃器。
【請求項３】
高圧燃焼器と再燃器とで燃料を２段階で燃焼させる再燃型ガスタービンにおいて、前記再燃器内にＮＯｘ還元型触媒と燃焼触媒を直列に設置すると共に、前記再燃器を前記ＮＯｘ還元型触媒の反応温度まで前記高圧燃焼器で発生した燃焼ガスの温度が降下する高圧側タービンの最終段に配置して、高圧側タービンの排気に前記高圧燃焼器に供給される主燃料の一部を混合して前記ＮＯｘ還元型触媒に供給し、高圧燃焼器で発生した燃焼ガス中のサーマルＮＯｘを、前段のＮＯｘ還元型触媒を用いて酸素を含む雰囲気下で前記燃料により選択的に還元除去し、引き続き後段の燃焼触媒で前記燃焼ガス中の酸素により前記燃料を燃焼させて前記作動ガスを再び昇温させてから低圧側タービンに導入させることを特徴とする再燃器型ガスタービン。
【請求項４】
前記作動ガスが７００℃以下となるタービン最終段に前記再燃器が設置されていることを特徴する請求項２記載の再燃器型ガスタービン。
【請求項５】
前記ＮＯｘ還元型触媒に供給される前記燃料には、炭素数が２以上の炭化水素系燃料を還元促進剤として添加することを特徴とする請求項３記載の触媒燃焼型再燃器。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、ガスタービンで膨張中の作動ガス（燃焼ガス）を再度燃焼させ昇温させる再燃器並びにこれを利用した再熱型ガスタービンに関する。更に詳述すると、１３００℃以上の超高温燃焼を行うガスタービンにおいてＮＯｘを低減するのに適した触媒型再燃器並びに再燃型ガスタービンに関する。
【０００２】
【従来の技術】
ガスタービンはクリーンなＬＮＧを用いても、燃焼温度の上昇に伴って、高温の燃焼器内で空気中の窒素と酸素が反応して窒素酸化物であるサーマルＮＯｘが発生し、ＮＯｘ排出濃度は増大する。
【０００３】
また、一般に発電用ガスタービンは、タービンから排出される燃焼ガスの排熱を利用し、蒸気を発生させ、その蒸気で蒸気タービンを駆動し、発電を行うというコンバインドサイクル発電を行うため、排気温度はある範囲に選定される。そして、同一のタービン入口温度でも高い比出力および熱効率を実現できる再熱型ガスタービンは、タービン入口温度に限界が見える現在では非常に注目されているシステムである。
【０００４】
ところが、この再燃器は、燃焼して高圧燃焼器からの燃焼ガスを用いるため、再熱器の入口温度が既に高温であることや、燃焼ガス中の残存酸素濃度が低いこと、流れが比較的高速であることにより、安定した燃焼が維持できなかったり、あるいは再燃器の寿命が短いという、  商用プラントとして運転するには無視できない問題を有している。
【０００５】
このような問題を解決するものとして、空気と燃料とを予め混合する予混合燃焼方式による再燃器を用いた再燃型ガスタービンが提案されている（特開平９−８８６２８）。この再燃器は、再燃器の燃焼器ライナー内に燃焼域が急に拡大する急拡大部を設け、この急拡大部に再熱燃焼器メイン燃料を供給可能とし、燃料と空気とを予混合させて供給するようにしたものである。これによって、燃焼の安定とＮＯｘの低減を達成しようとしている。
【０００６】
【特許文献１】
特開平９−８８６２８
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、ガスタービンにおいて１５００℃以上の超高温燃焼を行うと、予混合燃焼方式を使っても、空気中の窒素が酸化していわゆるサーマルＮＯｘが大量に発生する。そのため、環境基準まで排ガス中のＮＯｘ濃度を下げるには、排熱回収ボイラ内の脱硝装置の負荷が大きくなる。このため、排熱回収ボイラ内に設置する排煙脱硝装置の高性能化が必要となるが、リークアンモニアの問題から脱硝率は９０％程度が限界とされており、脱硝装置に供給される燃焼排ガス中のＮＯｘが高濃度になると、発電設備から排出されるＮＯｘ濃度を必要なレベルに低減できない恐れがある。
【０００８】
特に、より発電効率の高い１７００℃級のガスタービン複合発電システムを実現使用とすると、ガスタービンから排出されるＮＯｘ濃度をガスタービン内で抑制することが望まれる。
【０００９】
本発明は、ガスタービンから排出されるＮＯｘ濃度をガスタービン内で抑制すること、即ちガスタービン本体でＮＯｘ濃度を抑制することを可能とするＮＯｘ還元型の触媒再燃器並びに再燃器型ガスタービンを提供することを目的とする。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
かかる目的を達成するため、本発明は、ガスタービンの途中で作動ガスを再度燃焼させ昇温してから再びガスタービンに戻す再燃器において、ＮＯｘ還元型触媒と燃焼触媒とを直列に設置し、ＮＯｘ還元型触媒の反応温度となる高圧ガスタービンの排気を前段の前記ＮＯｘ還元型触媒に燃料を供給して高圧燃焼器で発生した燃焼ガス中のサーマルＮＯｘを酸素を含む雰囲気下で前記燃料により選択的に還元除去し、引き続き後段の燃焼触媒で前記燃焼ガス中の酸素により前記燃料を燃焼させて高温ガスを発生させるようにしている。
【００１１】
ここで、ＮＯｘ還元型触媒に供給される燃料には、炭素数が２以上の炭化水素系燃料を還元促進剤として添加することが好ましい。
【００１２】
また、請求項３記載の発明は、高圧燃焼器と再燃器とで燃料を２段階で燃焼させる再燃型ガスタービンにおいて、再燃器内にＮＯｘ還元型触媒と燃焼触媒を直列に設置すると共に、再燃器をＮＯｘ還元型触媒の反応温度まで高圧燃焼器で発生した燃焼ガスの温度が降下する高圧側タービンの最終段に配置して、高圧側タービンの排気に高圧燃焼器に供給される主燃料の一部を混合してＮＯｘ還元型触媒に供給し、高圧燃焼器で発生した燃焼ガス中のサーマルＮＯｘを、前段のＮＯｘ還元型触媒を用いて酸素を含む雰囲気下で燃料により選択的に還元除去し、引き続き後段の燃焼触媒で燃焼ガス中の酸素により燃料を燃焼させて作動ガスを再び昇温させてから低圧側タービンに導入させるようにしている。
【００１３】
ここで、再燃器は作動ガスが７００℃以下となるタービン最終段に設置されることが好ましい。また、ＮＯｘ還元型触媒に供給される燃料には、炭素数が２以上の炭化水素系燃料を還元促進剤として添加することが好ましい。また、ＮＯｘ還元型触媒に供給される燃料は、ガスタービンに供給される主燃料の１０ｖｏｌ％程度が好ましい。
【００１４】
このように構成することによって、ガスタービン入口ガス温度を従来のガスタービンよりも高く、例えば１７００℃程度とすることにより高濃度のＮＯｘが作動ガス中に含まれたとしても、ＮＯｘ還元型触媒の反応温度まで作動ガスを膨張させてから燃料を混合して再燃器に供給すると、ＮＯｘ還元触媒で燃焼ガス中のＮＯｘが燃料によって還元された後、燃焼触媒でサーマルＮＯｘを生成せずに燃料が燃焼される。そして、燃焼ガス温度を高温に昇温させてから低圧側タービンを駆動させ得る。
【００１５】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の構成を図面に示す実施形態に基づいて詳細に説明する。
【００１６】
図８に本発明にかかる触媒型再燃器の一実施形態を示す。この触媒型再燃器２４は、ガスタービンの途中で作動ガスを再度燃焼させ昇温してから再びガスタービンに戻すものであって、温度が低くＮＯｘ還元反応に有利な前段に、燃料によるＮＯｘ還元触媒２６を、後段に燃焼触媒２７をそれぞれ直列に配置し、高圧側タービンから排出された燃焼ガス２５に少量の燃料７例えば高圧燃焼器に供給される主燃料の１０ｖｏｌ％程度を添加してから供給するようにしている。この再熱器には、高圧燃焼器で生成された燃焼ガスがガスタービンを回転させることで膨張して、ＮＯｘ還元型触媒の反応温度まで温度が降下した状態で導入される。ここで、ＮＯｘ還元型触媒の反応温度とは、７００℃以下である。しかし、あまり温度が低すぎると後段での触媒燃焼が困難となるので、好ましくは６００℃〜６７０℃、より好ましくは６４０〜６５０℃程度である。
【００１７】
これによって、前段のＮＯｘ還元型触媒では、酸素を含む雰囲気下で高圧燃焼器で発生したサーマルＮＯｘを燃料により選択的に還元除去し、引き続き後段の燃焼触媒では燃料を燃焼ガス（作動ガス）中の残存酸素により燃焼させて高温ガスを発生させる。
【００１８】
例えば、温度および圧力の上昇とともにＮＯｘ生成濃度が急激に上昇することから、１７００℃、５ＭＰの高温高圧下で燃焼する高圧燃焼器では、従来の燃焼器よりも高濃度のＮＯｘが生成するものと予想される。そして、この高圧燃焼器の燃焼条件では、触媒に供給する予混合気の温度、圧力および燃料濃度が高く、予混合気の自己着火および逆火が懸念されるとともに、触媒温度の過昇温を防止する対策が必要となり、触媒燃焼法の適用は困難と思われる。しかしながら、ＮＯｘ還元型触媒は、高温下では燃料の酸化反応と競合してＮＯの還元反応速度が低下するが、７００℃以下、特に６５０℃程度〜６００℃程度までは高い転化率を維持できる。したがって、前段でＮＯｘ還元型触媒を用いて酸素を含む雰囲気下で燃料により高圧燃焼器で発生した燃焼ガス中のサーマルＮＯｘを選択的に還元除去し、引き続き後段の燃焼触媒で燃焼ガス中の酸素により燃料を燃焼させて作動ガスを昇温させてから再び低圧側タービンに導入させることができる。一方、この再燃器においては、燃焼器入口ガス温度が例えば７００℃以下、出口ガス温度を７５０〜８５０℃にするために、極めて少ない燃料を燃焼する必要がある。このため、通常の予混合燃焼法では燃焼が不可能であるが、触媒燃焼によれば、サーマルＮＯｘが発生せずに希薄予混合ガスの燃焼が可能となる。触媒後流で希薄予混合気を均一に燃焼できることから、局所的高温域を発生せず、７５０℃〜８５０℃の高温再燃ガス（１３００℃以下）を得る場合にはサーマルＮＯｘをほとんど生成しない（図８（Ａ）参照）。一方、後段の触媒燃焼では、ＮＯｘ還元触媒で燃焼ガス中のＮＯｘが燃料によって還元された後の希薄予混合気を均一に燃焼できることから、局所的高温域を発生せず、７５０℃〜８５０℃の高温再燃ガス（１３００℃以下）を得ることができる（図８（Ａ））。これによって、効率を上げながら、脱硫もできる。
【００１９】
ここで、ＮＯｘ除去の観点からは、再燃器に供給する燃料中に炭素数が２以上の炭化水素が含まれることが好ましい。高圧燃焼器に供給される主燃料たる天然ガスの代わりに、または天然ガスに混合して、ＮＯｘ還元特性の優れる他の燃料例えばＬＰＧ等の炭化水素を添加するようにしても良い。
【００２０】
次に、再燃型ガスタービンとして構成した一実施形態を図６に示す。
【００２１】
ガスタービンはクリーンなＬＮＧを用いても、燃焼温度の上昇に伴って、高温の燃焼器８内で空気中の窒素と酸素が反応して窒素酸化物であるサーマルＮＯｘが発生し、ＮＯｘ排出濃度は増大する。特に、燃焼温度が１５００℃を越えると、希薄予混合燃焼法によってもＮＯｘ排出濃度は増大する。ここで、排熱回収ボイラ２１内に設置する排煙脱硝装置の高性能化が必要となるが、リークアンモニアの問題から脱硝率は９０％程度が限界とされており、脱硝装置に供給される燃焼排ガス中のＮＯｘが高濃度になると、発電設備から排出されるＮＯｘ濃度を必要なレベルに低減できない恐れがある。
【００２２】
本発明のガスタービンはメタン水蒸気改質冷却により燃焼温度が従来よりも高い１７００℃とすることができる。そこで、ガスタービンから排出されるＮＯｘ濃度をガスタービン内で抑制することが望まれる。
【００２３】
即ち、この実施形態におけるガスタービンは、メタン水蒸気改質反応を利用して高温部品の冷却を行うようにしている。即ち、このガスタービンは、冷却を必要とする高温部品に冷却ガスを通過させる冷却ガス通路４を備えると共に、該冷却ガス通路４内にメタン改質触媒５を配置し、天然ガス１の一部若しくは全部を水蒸気３と混合して冷却ガス通路４に供給して、冷却ガス通路４内でメタン改質触媒５下に高温部品からの熱を受けて天然ガス１に含まれるメタンと水蒸気３のメタン水蒸気改質反応を起こさせ、そのときの吸熱反応と天然ガス１と水蒸気３との混合ガス自身の温度上昇による冷却効果で高温部品を冷却すると共に、メタン水蒸気改質で得られた改質ガス６を燃焼器８に供給して燃焼させるようにしている。
【００２４】
冷却ガスを通過させる冷却ガス通路４を備える高温部品としては、例えば燃焼器内筒９やタービン静翼１０などが挙げられる。本実施形態の場合、燃焼器内筒９とタービン静翼１０の第１段目をメタン水蒸気改質反応を利用した冷却対象としており、かつタービン静翼１０を冷却した後に燃焼器内筒９を冷却して改質による改質ガス６を燃焼器８に供給するようにしている。しかし、タービン静翼１０を冷却した後の改質ガス６はさらに燃焼器内筒９に導入されて改質・冷却を行う（直列タイプ）か、あるいは逆に燃焼器内筒９を冷却した後の改質ガス６をさらにタービン静翼１０に導入して改質・冷却を行う（直列タイプ）か、水蒸気３と天然ガス１との混合ガスで静翼１０の冷却・改質と燃焼器内筒９の改質・冷却に別々に並行して行う（並列タイプ）かはいずれでも良く、特に限定されるものではない。また、場合によっては、燃焼器内筒９の改質・冷却とタービン静翼１０の改質・冷却のいずれか一方だけを行うようにしても良い。
【００２５】
発電用ガスタービン燃焼器８は多缶型（図９（Ｂ）参照）かアニュラ型（図９（Ｃ）参照）が多く採用されている。ここでは多缶型燃焼器８を例にとったが、アニュラ型燃焼器８でも同様に使用できる。多缶型燃焼器８は一般的には燃焼器内筒９、尾筒１１（ドライ低ＮＯｘ燃焼器８では内筒は主室、副室等）からなり、燃焼器内筒９は冷却ガス通路４と一体型のガス冷却壁構造が採用されている。具体的には、本実施形態の場合には、燃焼器内筒９は冷却管１２を巻回若しくは縦に並べて束ねることにより、冷却管１２そのもので構成されており、その内面に厚さ１〜２ｍｍ程度のメタン改質触媒層５Ａが被覆されている。尚、単缶型（図９（Ａ）参照）の燃焼器内筒９にも適用できることは言うまでもない。
【００２６】
冷却管１２による燃焼器８の構成方法としては、例えばスパイラル方式（図３参照）、縦型方式（図４参照）並びにその中間の捻り管方式（図５参照）が挙げられる。そして、スパイラル方式の場合には、１本ないし２本の冷却管１２がコイル状に巻回されて、その一端がコネクタ１３の混合ガス導入口１４に、他端が改質ガス取出し口１５にそれぞれ接続されている。本実施形態では、筒の後半部の熱負荷が高いので、中央よりも後寄りにコネクタ１３を配置し、そこから２本の冷却管１２をそれぞれ前方と後方へ延びるように巻いて、両端からコネクタ１３の改質ガス取り出し口１５へ接続されるように設けられている。そして、隣接する冷却管１２同士が溶接によって接合されると共に高温ガス側即ち筒の内側の面に相当する部位にＴＢＣ（遮熱コーティング）１６が施されている。また、縦型方式並びに捻り管方式の場合には、中央よりも後寄りのヘッダリング１７から前方と後方へそれぞれ複数本の冷却管１２が互いに接するように縦方向（内筒の軸芯方向）に並べて配置され、かつ互いに隣接する管同士を接合すると共に筒の内側の面にＴＢＣ１６を施して筒形に束ねられている。そして、各冷却管１２の両端はそれぞれヘッダリング１７に接続されると共に接続管１８を介してコネクタ１３の混合ガス導入口１４と改質ガス取出し口１５にそれぞれ接続されている。そして、中央のコネクタ１３から混合ガスが内筒９の前方と後方へそれぞれ流れ、両端で再び中央のコネクタ１３に戻されてから改質ガス６が取り出されるようにしている。
【００２７】
タービン静翼１０の場合には、翼内に冷却ガス通路４を設け、冷却ガスたる天然ガス１と水蒸気３の混合ガスを流すことにより内面から冷却する。ここでは、静翼１０の内面（冷却ガス通路４表面）に厚さ１〜２ｍｍ程度のメタン改質触媒層５Ａを被覆するようにしている。タービン静翼１０内に形成される冷却ガス通路４は、燃焼器内筒９に比べて、混合ガスの滞留時間が短いので、改質反応が十分に進まない場合もある。この場合には、図２に示すように、冷却ガス通路４に粒状の触媒５Ｂを充填するようにしても良い。更には、冷却ガス通路４内面にメタン改質触媒層５Ａを被覆させると共にメタン改質触媒粒５Ｂを充填するようにしても良い。
【００２８】
また、本実施形態におけるタービン静翼１０内の冷却ガス通路４内面は、伝熱効率を上げると共に比表面積を広げるため、混合ガスの流れ方向に凹凸２０を設けてその上にメタン改質触媒層５Ａを被覆させるようにしている。冷却ガスが接触する冷却ガス通路４の表面の形状は必ずしも凹凸２０を設けることはないし、メタン改質触媒層５Ａも厚さ１〜２ｍｍ程度に限られない。
【００２９】
ここで、メタン改質触媒５としては、ロジウム、ルテニウム、イリジウム（Ｒｈ、Ｒｕ、Ｉｒ）などの貴金属触媒およびニッケル、コバルト、鉄（Ｎｉ、Ｃｏ、Ｆｅ）などの遷移金属触媒が挙げられるが、安価で活性も比較的高いニッケル触媒の使用が好ましい。触媒は活性表面積の増加などの目的でアルミナなどの担体に担持され、担持触媒として使用される。
【００３０】
また、改質用の水蒸気３は、改質された改質ガス６と共に高圧燃焼器８で燃焼させられ、高温高圧の燃焼ガスとなってガスタービンを駆動した後常圧となってガスタービン排ガスとして排出されることから、蒸気タービン駆動用蒸気のように特に浄化されている必要はない。排熱回収ボイラ２１で生成された蒸気タービン駆動用の蒸気の一部を抽出して利用しても良いが、補給水量を少なくするために排熱回収ボイラ２１の出口ガスを冷却して発生するドレーン水を排熱回収ボイラ２１で蒸発させて循環利用することが好ましい。
【００３１】
また、燃料の天然ガス１はわが国では一般的に液化天然ガス（ＬＮＧ）で供給される。ここで、高温部品の冷却においては、ヒートショックなどを考慮しなければならないので、加熱側と受熱側の温度差はあまり大きくない方が好ましい。しかし、ＬＮＧ１ａは−１６９℃の極低温であり、そのまま高温部品内の冷却ガス通路４に供給することは好ましくない。現在、ＬＮＧ１ａは海水で加熱して気化させてから使用されているが、これでは高質の冷熱を無駄に廃棄することとなる。一方、燃料としてＬＮＧ１ａを用いる場合、その冷熱（気化熱）を利用してガスタービン入口空気を冷却し（ＬＮＧ冷熱利用入口空気冷却器）、圧力比３０以上の高圧力比空気圧縮機２３を使用する場合は、気化した天然ガス１で更に圧縮空気の中間冷却を行う（ＬＮＧ冷熱利用中間冷却器）。その後排熱回収ボイラ２１で、メタン改質反応に必要な高温まで予熱を行う（燃料予熱器）ことが可能である。そこで、本実施形態では圧縮機２３での空気冷却に利用することによって有効利用している。即ち、ガスタービン入口空気を冷却するとともに、圧縮機２３中間で圧縮空気を冷却し、空気の体積を極力減少することにより、体積流量に比例する圧縮に要する動力を減少させる。気化した天然ガス１は、排熱回収ボイラ２１でメタン水蒸気改質反応に適した温度例えば少なくとも５００℃程度、好ましくは６００℃程度まで予熱する。ここで、メタン改質反応が起こる温度は天然ガス１と水素の混合比によっても変わるが、だいたい７５０℃位から上である。しかし、あまり必要以上に高い温度まで混合ガス並びに改質用蒸気を予熱して供給することは配管を高温に耐え得るものとしてなければならないので好ましくないし、その反面高温部品への混合ガスの供給温度が低すぎると、メタン改質反応が起こる前に高温部品の内部の冷却ガス通路４を通過して混合ガスの温度上昇による冷却だけで冷却を終えて出てしまうことになる。そこで、メタン水蒸気改質反応に適した温度とは、メタン改質触媒５によっても異なるが、例えば噴火で活性の高いニッケル触媒をアルミナで担持した触媒の場合には、少なくとも５００℃位、好ましくは６００℃程度である。メタン改質冷却用蒸気に予熱した天然ガス１（の一部）を混合し、冷却する燃焼器８とタービン静翼１０の冷却管１２に供給する。供給された混合ガスはそれ自体の温度上昇と、メタン水蒸気改質反応に伴う吸熱反応により、冷却ガス通路４の周りの高温部品を冷却する。改質反応により一部水素に変換された改質ガス６は高圧燃焼器８に供給し燃焼される。
【００３２】
したがってこのガスタービンによれば、以下に説明するように超高温ガスに晒される燃焼器内筒９、タービン第一段静翼１０の冷却が可能となることから、１７００℃級の超高温ガスタービンを実現することができる。
【００３３】
メタンを主成分とする天然ガス１は水蒸気３を加えると触媒下で水素とＣＯ２に改質する。これはメタン水蒸気改質反応と呼ばれ、水素が必要な場合に利用されるが、この反応は吸熱反応であり、高温の燃焼器８や静翼１０の第１段目（場合によっては第２段目以降も含まれる）から熱を奪うことからそれらの冷却に利用することができる。このメタン水蒸気改質は化学平衡上温度が上がると反応が進み、吸熱量が増加する。よって、メタン水蒸気改質反応を利用した冷却は温度の自己平衡性があり、高圧燃焼器８やタービン静翼１０の冷却に最適であり、従来の蒸気冷却に比べて少ない蒸気量で効果的な冷却が可能となる。例えば、混合ガス温度が８００℃以上になれば反応が促進し吸熱量は増大して、高温部品温度が同様に９００℃程度に抑えられる。
【００３４】
例えば、冷却媒体が水蒸気３の場合、入口３５０℃、出口５００℃のエンタルピ差による吸熱量は、
2005003294.tif 000003
である。それに対して、メタン水蒸気改質反応は、
【００３５】
2005003294.tif 000004
であり、冷却熱量は一桁大きくなり、蒸気冷却の場合の約６．７倍の冷却量となる。したがって、この反応が６０％起これば、２２９０  ｋＪ／ｋｇＨ２Ｏの吸熱効果があり、蒸気の単位流量当りの吸熱量は従来の蒸気冷却方式の３倍以上となる。
【００３６】
このメタン改質冷却方式の高温部品冷却効果と蒸気冷却との比較を行うと、次の通りである。まず、蒸気冷却の場合の冷却効果を次の熱流束ＱＳＣ（ｋＷ／ｍ２）で評価できる。
【００３７】
そこで、本発明のガスタービンは、高圧燃焼器８と再燃器２４とを備え、再燃器２４内にＮＯｘ還元型触媒２６と燃焼触媒２７を直列に設置すると共に、再燃器２４をガスタービンを駆動する作動ガス２５の温度が作動ガス２５の膨張によりＮＯｘ還元型触媒２６の反応温度まで降下する段（これを高圧側タービンの最終段とする）の後に配置して、高圧側タービンから排気される作動ガス２５に高圧燃焼器８に供給する燃料の一部７を混合してＮＯｘ還元型触媒２６に供給し、高圧燃焼器８で発生した作動ガス２５中のサーマルＮＯｘを、前段のＮＯｘ還元型触媒２６を用いて酸素を含む雰囲気下で燃料により選択的に還元除去し、引き続き後段の燃焼触媒２７で追加混合した燃料７を燃焼ガス中の酸素により燃焼させて作動ガス２５を昇温させてから低圧側タービンに供給するようにしている。
【００３８】
ここで、ＮＯｘ還元型触媒２６としては、例えばＭｇ，  Ａｌ，  Ｓｉ，  Ｐ，  Ｃａ，  Ｓｃ，  Ｔｉ，  Ｖ，  Ｍｎ，  Ｆｅ，  Ｃｏ，  Ｎｉ，  Ｃｕ，Ｚｎ，Ｇａ，  Ｓｒ，  Ｙ，  Ｚｒ，  Ｎｂ，  Ｍｏ，Ｔｃ，  Ｒｕ，  Ｒｈ，  Ｐｄ，  Ａｇ，  Ｉｎ，  Ｓｎ，  Ｂａ，  Ｌａ，  Ｃｅ，  Ｐｒ，Ｎｄ，  Ｓｍ，  Ｅｕ，Ｇｄ，  Ｔｂ，  Ｗ，  Ｉｒ，  Ｐｔ，  Ａｕのうち少なくとも一つと酸素を含む化合物から成る触媒、およびこれらの化合物とＲｕ，  Ｒｈ，  Ｐｄ，  Ａｇ，  Ｉｒ，  Ｐｔ，  Ａｕのうち少なくとも一つの金属を組み合わせた触媒が挙げられ、好ましくはＣｕ−ゼオライトの使用である。尚、ＮＯｘ還元型触媒２６の作動温度の可能範囲は２００℃〜８５０℃程度であり、好適な範囲は３００℃〜７５０℃、最も効率の良い範囲は４００℃〜６５０℃である。
【００３９】
また、燃焼触媒２７としては、例えばＭｇ，  Ａｌ，  Ｓｉ，  Ｐ，  Ｃａ，  Ｖ，  Ｍｎ，  Ｆｅ，  Ｃｏ，  Ｎｉ，  Ｃｕ，  Ｓｒ，  Ｙ，  Ｚｒ，  Ｒｈ，  Ｐｄ，  Ｓｎ，  Ｂａ，  Ｌａ，  Ｃｅ，  Ｐｒ，  Ｎｄ，  Ｐｔのうち少なくとも一つと酸素を含む化合物から成る触媒、およびこれらの化合物とＲｈ，  Ｐｄ，  Ｐｔのうち少なくとも一つの金属を組み合わせた触媒が挙げられ、好ましくは酸化パラジウムの使用である。尚、燃焼触媒２７の作動温度の可能範囲は３００℃〜１２００℃  、好適な範囲は６００℃〜１２００℃、最も効率の良い範囲は９００℃〜１２００℃である。
【００４０】
以上のように構成された再熱型のガスタービンによれば、ガスタービン入口ガス温度を従来のガスタービンよりも高く例えば１７００℃程度とすることにより高濃度のＮＯｘが作動ガス２５中に含まれたとしても、ＮＯｘ還元型触媒２６の反応温度まで作動ガス２５を膨張させてから燃料を混合して再燃器２４に供給すると、ＮＯｘ還元型触媒２６で燃焼ガス中のＮＯｘが燃料によって還元された後、燃焼触媒２７でサーマルＮＯｘを生成せずに燃料が燃焼される。そして、低圧側タービンを駆動させ得る。例えば、再燃器２４の入口温度において、ＮＯｘの化学平衡濃度は極めて低いことから、反応速度が十分速ければ、高圧燃焼器８で生成したＮＯｘが窒素に転換される。そこで、再燃器２４の入口温度は好ましくは７００℃程度以下、より好ましくは６５０℃程度である。ここで、再燃器２４に供給する燃料は、主燃料の天然ガス１でも良いがその中に炭素数が２以上の炭化水素が含まれる燃料、例えば液化プロパンガス（ＬＰＧ）等を混合することが好ましい。またこの再燃器２４に供給される燃料はガスタービンに供給される燃料の１０％ｖｏｌ程度が好ましい。
【００４１】
また、本発明の再燃型ガスタービンは複合発電システム２８としても有用である。
【００４２】
即ち、上述のガスタービンと該ガスタービンからの排ガスを熱源とする蒸気タービンとを備え、排熱回収ボイラ２１の出口ガスを冷却して発生するドレーン水を排熱回収ボイラ２１で蒸発させて、前記改質用蒸気として循環利用するようにすることで、蒸気サイクルの作動蒸気を完全に分離するガスタービン複合発電システムを構成することができる。
【００４３】
図７に示す再燃型ガスタービン複合発電システム２８は、ＬＮＧ冷熱による入口空気冷却、中間冷却器３０およびメタン改質冷却高圧燃焼器８、メタン改質冷却高圧タービン静翼１０、ＮＯｘ還元型再燃器２４を組み合わせるとともに、これに超臨界圧２段再熱型排熱回収蒸気系を組み合わせたものである。ガスタービン複合発電システムの高効率化には、排熱回収蒸気サイクルの高性能化も合わせて必要であることから、主蒸気条件を高温高圧化し超々臨界圧２段再熱型（例えば３３．３Ｍｐａ／６００℃／６００℃／４３０℃）とした。
【００４４】
また、メタン改質冷却に必要な水蒸気３は排熱回収ボイラ２１の中圧蒸気系より供給し、燃焼ガス中の水蒸気３は、排熱回収ボイラ２１出口ガスを冷却凝縮させ、その凝縮水を循環使用することとした。尚、図中の符号４６は、超高効率再燃型ガスタービン、４７は超臨界圧２段再熱型蒸気タービン、２１は排熱回収ボイラ、３１は発電機である。また、２３は空気圧縮機、２Ａは高圧ガスタービン、２Ｂは低圧ガスタービン、２９は入口空気冷却器、８は高圧燃焼器、２４はＮＯｘ還元型再燃器、２２Ａは超高圧蒸気タービン、２２Ｂは高圧蒸気タービン、２２Ｃは中圧蒸気タービン、２２Ｄは低圧蒸気タービン、３２は復水器、３３は高圧再熱器、３４は中圧再熱器、３５は中圧過熱器、３６は燃料予熱器、３７は高圧蒸発過熱器、３８は中圧蒸発器、３９は低圧過熱器、４０は中圧節炭器、４１は高圧節炭器、４２は低圧蒸発器、４３は低圧節炭器、４４は中圧ドラム、４５は低圧ドラム、５９はドレイン、６０は復水器、６１は煙突である。
【００４５】
以上の構成の複合発電システム２８によれば、蒸気と天然ガス１を混合し、冷却を必要とする高温部品、例えば燃焼器内筒９や第一タービン静翼１０の冷却ガス通路４内での改質冷却により発生した改質ガス６は、高圧燃焼器８で燃やされる。そして、その燃焼ガスでガスタービンを廻し（再燃型では再燃して再度低圧ガスタービン２Ｂを廻し）、仕事をして常圧となったガスタービン排ガスは、排熱回収ボイラ２１でさらに熱回収し、例えば９０℃以下の低温となり排熱回収ボイラ２１を出る。この排ガスを海水等でさらに例えば６０℃程度まで冷却し、凝縮した水を再度排熱回収ボイラ２１に供給して蒸発、過熱して、メタン改質冷却に繰り返し利用する。ここで、メタン改質冷却に使用する蒸気は例えば６ＭＰａ（約６０気圧）の中圧蒸気であり、燃焼反応を経過するのでこちらの蒸気はやや汚く、ドレーンを十分濾過してから再利用する必要があり、不純物を嫌う蒸気タービン用の蒸気とは完全に分離している。また、メタン改質冷却用蒸気はメタン改質反応が起こりやすくするため、例えば排熱回収ボイラ２１の中圧過熱器３５で６００℃まで過熱し供給する。同様に、燃料の天然ガス１も、メタン改質反応が起こりやすくするため、入口空気冷却器２９と空気圧縮機２３での中間冷却によって３００℃程度に昇温した後、燃料予熱器３６で例えば６００℃まで過熱し供給する。
【００４６】
以上の複合発電システム２８での熱効率を試算すると、排熱回収ボイラ２１（ＨＲＳＧ）における最小温度差を５度としたとき、ＨＴＩＴ１７００℃、ＬＴＩＴ８００℃の場合、ガスタービン効率４７．０％、複合発電効率は６０．１％に達する。これは１５００℃級ガスタービン複合発電システムの５４％に比べて６ポイントの効率向上である。この超高効率再燃型ガスタービン複合発電システム２８の熱効率改善は、再燃型ガスタービン、ＨＴＩＴの向上、蒸気条件の向上に加えて、メタン改質冷却方式の採用よる効果によるものである。
【００４７】
しかも、メタン水蒸気改質による高温部品の冷却に使用する蒸気は、蒸気タービン用の蒸気とは完全に分離されているので、蒸気タービンの蒸気量を変えずに供給することができるし、循環利用することも可能である。
【００４８】
なお、上述の実施形態は本発明の好適な実施の一例ではあるがこれに限定されるものではなく本発明の要旨を逸脱しない範囲において種々変形実施可能である。例えば、図１０に示すガスタービンと該ガスタービンからの排ガスを熱源とする蒸気または温水発生装置とを備えたガスタービンコージェネレーション（熱電供給）システムとしても良い。そして、排熱回収ボイラ２１出口ガスを冷却して発生するドレーン水を排熱回収ボイラ２１で蒸発させて、改質用蒸気として循環利用するようにしても良い。尚、図中の符号４８は、排熱回収ボイラ、４９は蒸気過熱器、５０は燃料予熱器、５１は中圧蒸発器、５２は中圧過熱器、５３は低圧過熱器、５４は低圧蒸発器、５５は中圧節炭器、５６は低圧節炭器、５７は低圧ドラム、５８は中圧ドラム、５９はドレイン、６０は復水器、６１は煙突である。
【００４９】
更に、本実施形態ではＮＯｘ還元型触媒に供給される燃料として、高圧燃焼器に供給される天然ガス（主燃料）１の一部例えば１０ｖｏｌ％程度を供給するようにしているが、これに特に限られず、主燃料とは全く別系統の燃料を供給するようにしても良い。この場合、主燃料と同様に天然ガスを用いても良いし、ＮＯｘ還元特性の優れるＬＰＧのような炭素数が２以上の炭化水素を用いたり、あるいはこれと主燃料との混合燃料を用いるようにしても良い。また、供給量も特に１０ｖｏｌ％に限られるものではなく、希薄燃焼を達成し得る量であれば良い。
【００５０】
【発明の効果】
以上の説明から明らかなように、本発明によると、ガスタービン入口ガス温度を従来のガスタービンよりも高く、例えば１７００℃程度とすることにより高濃度のＮＯｘが作動ガス中に含まれたとしても、ＮＯｘ還元触媒で燃焼ガス中のＮＯｘが燃料によって還元された後、燃焼触媒でサーマルＮＯｘを生成せずに燃料が燃焼されるので、高圧燃焼器で発生したＮＯｘを低減させて尚かつ高温再燃ガスを発生させることができる。
【００５１】
したがって、ガスタービン効率の向上と、ＮＯｘ低減が同時に実現できる。そのため、脱硝装置を無くすか、その負荷を大幅に軽減できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】タービン静翼の概略を示す図で、（Ａ）は斜視図、（Ｂ）は翼の縦断面図、（Ｃ）は翼を長手方向に断面した縦断面図である。
【図２】タービン静翼の他の実施形態を示す図で、翼を長手方向の縦断面図で、粒状改質触媒を充填した状態を示す。
【図３】スパイラル方式の燃焼器内筒を示す図で、（Ａ）は斜視図、（Ｂ）は冷却管の横断面図である。
【図４】縦型方式の燃焼器内筒を示す図で、（Ａ）は斜視図、（Ｂ）は冷却管の横断面図である。
【図５】捻り管方式の燃焼器内筒を示す図で、（Ａ）は斜視図、（Ｂ）は冷却管の横断面図である。
【図６】本発明の再燃型ガスタービンの縦断面図である。
【図７】本発明の再燃型ガスタービンを利用したガスタービン複合発電システムの概略図である。
【図８】本発明の再燃器の一実施例を示す説明図で、（Ａ）は再燃器におけるＮＯｘ濃度と燃焼ガス温度の変化を示すグラフ、（Ｂ）は再燃器の縦断面図である。
【図９】ガスタービン燃焼器の概略図であり、（Ａ）は単缶型、（Ｂ）は多缶型、（Ｃ）はアニュラ型を示す。
【図１０】本発明の再燃型ガスタービンを利用したガスタービンコージェネレーションシステムの概略図である。
【符号の説明】
１  高圧燃焼器に供給される主燃料（天然ガス）
７  ＮＯｘ還元型触媒に供給する燃料
８  燃焼器
２４  再燃器
２５  作動ガス
２６  ＮＯｘ還元型触媒
２７  燃焼触媒
２８  ガスタービン複合発電システム
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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