(57)【要約】      （修正有）【課題】排ガス中の有害な酸性ガスが大気中に入り込むことを防止できる排ガス中の水分の凝縮率を最適に出来るシステムを提供する。【解決手段】化石燃料発電所の燃焼排ガス処理システム又は同様の環境に設置した凝縮熱交換器内における水及び酸の凝縮を空間的に予測する。作動条件を変更することによって、熱交換器は凝縮の速度及び面積を制御することができる。本発明システム及び方法は、冷却水温度又は燃焼排ガス対冷却水の流率比の何れかを調整し、水又は酸の凝縮率を制御する。本発明システム及び方法は、さらに、酸凝縮に起因する腐食に耐えるためチューブ又はダクト表面上の耐腐食性コーティングを塗布する実際の被覆面積も推定する。本発明システム及び方法は、さらに、発電所に与えられる動作条件の下でボイラーの燃焼排ガスにおける水及び酸の凝縮率を最適化又はカスタマイズする。【選択図】図１
2016173227.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
燃焼排ガスを発生する発電所で凝縮熱交換器を動作させ、前記凝縮熱交換器によって前記燃焼排ガスから水及び酸の凝縮率を制御するシステムであって、
前記燃焼排ガスが通過する凝縮熱交換器と；
冷却水が前記熱交換器に流入する水入口と；
前記燃焼排ガスが前記熱交換器に流入する燃焼排ガス入口と；
前記冷却水が前記熱交換器を通過する流率と；
前記熱交換器内における前記燃焼排ガスの凝縮率を計算するコンピュータであり、前記凝縮率が望ましい凝縮率に合致しないことを決定する、該コンピュータと；を備え、
前記システムが凝縮を増大させるよう前記熱交換器の変数を変化させる、システム。
【請求項２】
請求項１記載のシステムにおいて、前記凝縮熱交換器を通過する前記冷却水の流率を増加させて前記凝縮を増大させる、システム。
【請求項３】
請求項２記載のシステムにおいて、さらに、
前記冷却水を前記熱交換器にポンプ送給するポンプを備え；
前記コンピュータは、前記熱交換器を通過する前記冷却水の流率を増加させるよう前記ポンプに命令する、システム。
【請求項４】
請求項１記載のシステムにおいて、さらに、
前記凝縮熱交換器を通過する前記冷却水の温度を減少させる冷却デバイスを備え；
前記コンピュータは、前記冷却水を冷却して前記凝縮を増大させるよう前記冷却デバイスに命令する、システム。
【請求項５】
請求項１記載のシステムにおいて、さらに、
前記冷却水が流れる前記熱交換器の冷却チューブを備え；
前記コンピュータは、前記冷却チューブ上における前記酸が凝縮する場所を特定し；
前記冷却チューブの腐食を制限するコーティングを前記冷却チューブに塗布し、前記コンピュータは、前記冷却チューブ上で前記コーティングを塗布しない場所を特定し、前記コンピュータが特定した場所ではコーティングを前記冷却チューブに塗布しない、システム。
【請求項６】
前記コンピュータが前記熱交換器内での水の凝縮率を特定する請求項１記載のシステムにおいて、
前記冷却水が流れる前記熱交換器の冷却チューブを備え；
前記コンピュータは、前記冷却チューブ上における前記燃焼排ガスからの水凝縮に影響する前記冷却チューブの変数を特定し；
前記冷却チューブは、前記コンピュータが特定した変数のうち少なくとも１つを変化させることにより、前記燃焼排ガスからの水凝縮を増大させるよう構成する、システム。
【請求項７】
請求項６記載のシステムにおいて、前記冷却チューブは、さらに、冷却チューブの曲げ部を有し、前記コンピュータは、前記熱交換器の凝縮効率を最大限にする曲げ部の数を特定する、システム。
【請求項８】
請求項１記載のシステムにおいて、さらに、
前記冷却水が流れる前記熱交換器の冷却チューブを備え；
前記コンピュータは、前記冷却チューブ上における前記燃焼排ガスからの前記酸の凝縮に影響する前記冷却チューブの変数を特定し；
前記コンピュータは、前記冷却チューブの変数に起因して生ずる酸凝縮率を特定し；
前記コンピュータは、前記冷却チューブによって最小の酸凝縮率に合致していないことを示すアラームを発動させる、システム。
【請求項９】
請求項１記載のシステムにおいて、さらに、
前記冷却水が流れる前記熱交換器の冷却チューブを備え；
前記コンピュータは、前記燃焼排ガス入口における入口燃焼排ガス温度を特定し；
前記コンピュータは、水入口における入口冷却水温度を特定し；
前記コンピュータは、前記冷却チューブのチューブ壁温度を特定し；
前記コンピュータは、前記冷却チューブ上における凝縮量を特定し；
前記コンピュータは、前記凝縮を増大させる前記熱交換器の変数を変更する、システム。
【請求項１０】
請求項９記載のシステムにおいて、前記コンピュータは、凝縮を増大するため前記冷却水の流率を増加させるようポンプに命令する、システム。
【請求項１１】
請求項９記載のシステムにおいて、前記コンピュータは、前記水入口における前記冷却水の温度を低下させるよう冷却デバイスに命令する、システム。
【請求項１２】
燃焼排ガスを発生する発電所で凝縮熱交換器を動作させ、前記凝縮熱交換器によって前記燃焼排ガスから水及び酸の凝縮率を制御するシステムであって、
前記燃焼排ガスが通過する凝縮熱交換器と；
冷却水が前記熱交換器に流入する水入口と；
前記燃焼排ガスが前記熱交換器に流入する燃焼排ガス入口と；
前記冷却水が流れる前記熱交換器の冷却チューブと；
前記冷却水が前記熱交換器を通過する流率と；
前記熱交換器内における前記燃焼排ガスの凝縮率を計算するコンピュータであり、前記凝縮率が望ましい凝縮率に合致しないことを決定する、該コンピュータと；を備え、
前記システムが凝縮を増大させるよう前記熱交換器の変数を変化させる、システム。
【請求項１３】
請求項１２記載のシステムにおいて、
前記コンピュータは、前記燃焼排ガス入口における入口燃焼排ガス温度を特定し；
前記コンピュータは、水入口における入口冷却水温度を特定し；
前記コンピュータは、前記冷却チューブのチューブ壁温度を特定し；
前記コンピュータは、前記冷却チューブ上における凝縮量を特定し；
前記コンピュータは、前記凝縮を増大させるよう前記冷却水に関連する変数を変更する、システム。
【請求項１４】
請求項１３記載のシステムにおいて、さらに、
前記冷却水を前記熱交換器にポンプ送給するポンプを備え；
前記コンピュータは、前記冷却チューブを通過する前記冷却水の流率を増加させるよう前記ポンプに命令する、システム。
【請求項１５】
請求項１３記載のシステムにおいて、さらに、
前記凝縮熱交換器を通過する前記冷却水の温度を減少させる冷却デバイスを備え；
前記コンピュータは、前記冷却水を冷却するよう前記冷却デバイスに命令する、システム。
【請求項１６】
請求項１２記載のシステムにおいて、さらに、
前記コンピュータは、前記冷却チューブ上における前記酸が凝縮する場所を特定し；
前記冷却チューブの腐食を制限するコーティングを前記冷却チューブに塗布し、前記コンピュータは、前記冷却チューブ上で前記コーティングを塗布しない場所を特定し、前記コンピュータが特定した場所ではコーティングを前記冷却チューブに塗布しない、システム。
【請求項１７】
請求項１２記載のシステムにおいて、
前記コンピュータは、前記冷却チューブの変数に起因して生ずる酸凝縮率を特定し；
前記コンピュータは、前記冷却チューブによって最小の酸凝縮率に合致していないことを示すアラームを発動させる、システム。
【請求項１８】
燃焼排ガスを発生する発電所で凝縮熱交換器を動作させ、前記凝縮熱交換器によって前記燃焼排ガスから水及び酸の凝縮率を制御するシステムであって、
前記燃焼排ガスが通過する凝縮熱交換器と；
冷却水が前記熱交換器に流入する水入口と；
前記燃焼排ガスが前記熱交換器に流入する燃焼排ガス入口と；
前記冷却水が流れる前記熱交換器の冷却チューブと；
前記冷却水が前記熱交換器を通過する流率と；
前記熱交換器内における前記燃焼排ガスの凝縮率を計算するコンピュータであり、前記凝縮率が望ましい凝縮率に合致しないことを決定する、該コンピュータと；を備え、
前記システムが酸及び水の凝縮を増大させるよう前記熱交換器の変数を変化させる、システム。
【請求項１９】
請求項１８記載のシステムにおいて、さらに、
前記冷却水を前記熱交換器にポンプ送給するポンプを備え；
前記コンピュータは、前記冷却チューブを通過する前記冷却水の流率を増加させるよう前記ポンプに命令する、システム。
【請求項２０】
請求項１８記載のシステムにおいて、さらに、
前記凝縮熱交換器を通過する前記冷却水の温度を減少させる冷却デバイスを備え；
前記コンピュータは、前記冷却水を冷却して前記凝縮を増大させるよう
前記冷却デバイスに命令する、システム。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、凝縮熱交換器（ＣＨＸ：condensing heat exchanger system）システムの使用及び燃焼排ガスからの水及び酸の凝縮を増加させることに関する。一実施形態において、本発明は、化石燃料発電所向けに設置した凝縮熱交換器システムの使用に関する。より具体的には、本発明は、水消費量を減少し、エネルギー効率を上昇させ、また化石燃料発電所に関連する資本コストを低減するＣＨＸシステムをモデリング（モデル化）する方法に関する。本発明は、さらに、このモデルに従って設計したシステムに関する。
【背景技術】
【０００２】
本発明は、「ボイラー燃焼排ガスにおける硫酸凝縮率の理論的予測」と題した非特許文献１の論文、「高温収着プロセスにおける蒸気−ガス混合気からの熱回収モデリング」と題した非特許文献２の論文、「凝縮熱交換器における水凝縮の解析的モデリング」と題した非特許文献３の論文に関する。
【先行技術文献】
【非特許文献】
【０００３】
【非特許文献１】“Theoretical prediction of sulfuric acid condensation rates in boiler flue gas”published in the International Journal of Heat and Mass Transfer 55(2012), 8010-8019.
【非特許文献２】“Modeling of Heat Recovery from a Steam-Gas Mixture in a High-Temperature Sorption Process”published in the AIChE Journal, Vol. 58, No. 1, pages 312-321.
【非特許文献３】“Analytical modeling of water condensation in condensing heat exchanger”published in the International Journal of Heat and Mass Transfer 53(2010), 2361-2368.
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
給水の問題は新規及び既存の発電所にとって重要さが増しており、これはすなわち新鮮な水の供給が制限されているからである。新規の熱電発電所の開発を考慮している会社にとって、水は一番目の関心事である。給水の影響は、発電所を建設する地域での水利用可能性の経済的側面に左右される。電気及び水に対する需要が増大すると、多くの熱電発電所は、作動を維持するのに必要な大量の水を確保するのが困難であることに気付く。熱電発電所で使用される水の大部分は冷却に使用される。発電所が使用する新鮮な水の量を減少する必要性があるのは、熱電発電所が大量の水を利用するからである。例えば、ワンススルー冷却技術を採用する５００ＭＷ発電所は、冷却のため及び他のプロセスで必要となるために水を４.５×１０４ｍ３／ｈ（ほぼ４５×１０６ｋｇ／ｈ）を使用する。
【０００５】
発電所の排ガスは大量の水蒸気を大気に放出する。燃焼排ガスは、発電所の冷却水を大量に確保する上での潜在的水源である。褐炭にはほぼ４０質量％（湿った石炭の質量に基づく）の水分があり、これは燃焼排ガスにおいて１６体積％（湿った体積に基づく）に転換する。例えば、褐炭を燃焼する６００ＭＷ発電所は、２.７×１０６ｋｇ／ｈのガス流率を排出し、これは０.４３×１０６ｋｇ／ｈの水分流率、又は約１６重量％の燃焼排ガスを含む。これに対して、６００ＭＷ発電所ユニットに対する一般的なタワー蒸発量は０.７×１０６ｋｇ／ｈである。
【０００６】
発電所がこの水分の一部を回収及び再利用する場合には、冷却水取水必要総量を減少し得る。燃焼排ガスから水を回収する最も実用的な方法は、凝縮熱交換器を使用することである。発電所は凝縮に起因する潜熱、及び燃焼排ガスの出口温度を降下させることに起因する顕熱を回収することもでき、また有害な酸性ガス、例えば、Ｈ２ＳＯ４、ＨＣｌ、及びＨＮＯ３も熱交換器によって凝縮し、これら酸性ガスが大気に入り込むのを防止することができる。
【０００７】
燃焼排ガスの蒸気凝縮は複雑な現象であり、これはすなわち、水蒸気及び種々の酸の熱及び質量移動が窒素及び酸素のような非凝縮性ガスの存在下で同時に生ずるからである。凝縮器の設計は、熱及び質量移動プロセスに対する知識及び理解に基づく。燃焼排ガス凝縮熱交換器内における水及び硫酸の凝縮を解析的モデリングするコンピュータプログラムが開発された。一実施形態において、このプログラムはＭＡＴＬＡＢで記述された。水蒸気凝縮に対する質量及びエネルギーバランスに基づく支配方程式が、燃焼排ガス出口温度、冷却水出口温度、モル分率、及び凝縮率のような変数を予測するよう導き出された。これら支配方程式は、反復技法を熱及び質量移動係数並びに物理的特性の計算に使用して解かれた。モデリング結果の検証用データを得るために実験的研究を行った。
【０００８】
凝縮熱交換器の性能を評価するため、用語「凝縮効率」は、熱交換器からの凝縮した水の総質量流率対燃焼排ガス入口における水蒸気の入来質量流率の比として定義した。モデリング及び実験双方のためのパラメータ研究を行って、凝縮効率における燃焼排ガス流率（流速）、冷却水流率（流速）、入口冷却水温度、及びチューブ形態（裸チューブ及びフィン付きチューブ）のようなパラメータの効果を調べた。水蒸気凝縮の予測した結果をモデル有効性の実験データと比較し、またこの比較は実験データと予測値との間に微小％以内で一致を示した。燃焼排ガスにおける硫酸蒸気凝縮を予測するモデリング結果は、制御した凝縮方法によって得られた測定データと比較した。
【０００９】
発電所向けの大規模凝縮熱交換器用に実寸大モデリングが開発された。モデリングは可変変数で行い、６２５ＭＷ発電所用の凝縮熱交換器に対する凝縮効率の効果を調べた。試験的実寸大凝縮熱交換器の性能に影響する最も重要なパラメータの１つは冷却水対ガスの流率比であることを見出したが、これはすなわち、冷却水がどの位多くの熱を吸収できるかをこの比が決定するからである。
【００１０】
モデリングは、制御量定義、必要な支配方程式の微分、アルゴリズム開発、プログラム開発及び結果検証から開始した。結果検証のために、計算結果は、試験的規模の凝縮熱交換器を用いて測定した実験データと比較した。凝縮熱交換器の性能に影響を及ぼす重要な要因は、パラメータ研究によって見出した。大規模凝縮熱交換器の解析モデルも、入口冷却水温度、及び冷却水対燃焼排ガスの流率比のような発電所の制限条件下での性能を予測するよう、以下の基本仮定で開発した。すなわち、
・流れの編成：対向及び交差フロー、
・チューブ形態：裸及び多重曲げチューブブランク、及び
・以下の燃料からの燃焼排ガス：＃６オイル、天然ガス、又は石炭。
【００１１】
方法及びシステムは、凝縮熱交換器の動作を改善する。方法及びシステムは、熱交換器の現行動作条件下における凝縮量を予測する。熱交換器は、熱交換器で生ずる凝縮量を制御する。冷却効果を増大することによって、熱交換器は水及び酸双方の凝縮量を増大する。システムは、冷却剤の流率を増加することによって冷却効果を増大するようオペレータに警告することができる。システムは、さらに、冷却剤流率を増加するコストを解析し、冷却剤の流率を増大することがコスト的に有効である場合を決定することができる。他の実施形態において、システムは、自動的に冷却剤の流率を増加させ、凝縮を増大させることができる。システムは、さらに、冷却剤温度を減少し、凝縮熱交換器における凝縮を増大させることができる。
【００１２】
システム及び方法は、さらに、燃焼排ガスから酸の凝縮を予測する。硫酸を含めた酸は熱交換器で凝縮する。燃焼排ガスから放出される酸の量を制限するために、熱交換器の動作条件を変更することができる。システム及び方法は十分な量の酸を凝縮していない場合、アラーム又は他の警報システムがオペレータに対して熱交換器において、十分でない量の酸しか凝縮していないことを警告する警報を発することができる。方法及びシステムは、さらに、冷却剤の流率を増加させて、熱交換器における酸の凝縮を増加させることができる。システムは、さらに、冷却剤の温度を低下させ、凝縮熱交換器における凝縮を増大させることができる。
【００１３】
方法及びシステムは、さらに、発電所の作動条件での凝縮熱交換器の動作をモデリングする。このようなモデリングによれば、発電所における適切な熱交換器を設置できるようになる。方法及びシステムは、酸が熱交換器の凝縮表面のどの箇所で凝縮するかの情報を使用者に知らせることができる。方法及びシステムはさらに、発電所で必要とされる熱交換器サイズ及び発電所に要求される負荷についての情報を使用者に知らせる。
【００１４】
酸凝縮量は熱交換器全体にわたり変動する。硫酸によって生ずる腐食に対抗するため、酸凝縮を生ずる表面をポリマー、テフロン（登録商標）、耐腐食性コーティング、又は他の腐食防止剤のような腐食防止コーティングで処理する。しかし、酸は熱交換器のすべての凝縮表面で生ずるわけではない。システム及び方法は、コーティングを塗布すべき場所を決定するため、どこで酸凝縮を生ずるかを解析する。コーティング塗布量を減少することによって使用者はコストを削減することができ、このコスト削減は、酸凝縮を生じない凝縮表面に塗布するコーティング量を減らすことによって行うことができる。
【００１５】
方法及びシステムは、さらに、特定動作条件における熱交換器の有効性を決定する。このような決定によれば、その動作条件に対して最も有効な熱交換器を発電所に設置できるようになる。発電所は適切に機能しない熱交換器を設置することを回避することができる。発電所は、さらに、その発電所にとって大きすぎる熱交換器のコストを削減することができる。したがって、方法及びシステムは、熱交換器を設置する環境に対して特別に設計した熱交換器を決定する。
【００１６】
本発明の目的は、燃焼排ガスの高い凝縮効率をもたらすことにある。
【００１７】
本発明の目的は、凝縮熱交換器の動作を改善することにある。
【００１８】
本発明の目的は、凝縮熱交換器内での冷却剤の流率を制御して、燃焼排ガスにおける水及び酸の凝縮を効果的に管理することにある。
【００１９】
本発明の目的は、凝縮熱交換器内での冷却剤の温度を制御して、燃焼排ガスにおける水及び酸の凝縮を効果的に管理することにある。
【００２０】
本発明の目的は、発電所内における凝縮熱交換器の費用効果の最も高い動作が得られるよう熱交換器をカスタマイズすることにある。
【００２１】
本発明の目的は、凝縮熱交換器における酸腐食に最もよく対抗する場所に腐食防止コーティングを塗布することにある。
【００２２】
本発明の目的は、凝縮熱交換器におけるコーティングが有効でない場所に塗布するコーティングを減少することにある。
【００２３】
本発明の目的は、発電所内で動作する熱交換器のサイズを適正にすることにある。
【００２４】
本発明の他の目的は、凝縮熱交換器における水及び硫酸の蒸気凝縮の解析的モデリングを行うことにある。
【００２５】
本発明の目的は、モデルに従うシステムを設計することにある。
【００２６】
本発明の目的は、凝縮熱交換器における熱及び質量移動を空間的に予測することにある。
【００２７】
本発明の他の目的は、ガス、液体、及びチューブ表面の温度を空間的に予測することにある。
【００２８】
本発明の他の目的は、ガス及び液体の凝縮及び蒸発のような相変化を空間的に予測することにある。
【００２９】
本発明の他の目的は、化学種を空間的に予測することにある。
【００３０】
本発明の他の目的は、二酸化炭素、窒素、酸素、硫酸、硝酸、及び塩酸の存在及び量を空間的に予測することにある。
【００３１】
本発明の他の目的は、モデリングに従って決定した熱交換器の形態を発展させることにある。
【００３２】
本発明の他の目的は、モデリングに従って決定した熱交換器の条件を調整することにある。
【００３３】
本発明の他の目的は、熱交換器の境界条件を決定することにある。
【００３４】
他の目的は本明細書の説明から明らかであろう。
【００３５】
本明細書の一部をなし、明細書に関連して解釈される以下の図面において、同一参照符号は全体を通して、できるだけ各図面における同類部分を示すのに使用する。
【図面の簡単な説明】
【００３６】
【図１】１つの本発明凝縮熱交換器を示す環境的概略図である。
【図２】凝縮熱交換器の縦断面図である。
【図３】本発明による一実施形態のグラフ的説明図である。
【図４】本発明による一実施形態の非凝縮性ガスの存在下における凝縮のグラフ的説明図である。
【図５】本発明による一実施形態の非凝縮性ガスの存在下における水蒸気の露点温度を示すグラフ的説明図である。
【図６】本発明による一実施形態の非凝縮性ガスの存在下における硫酸の露点温度を示すグラフ的説明図である。
【図７Ａ】本発明による一実施形態の独立変数のモデル化図である。
【図７Ｂ】本発明による一実施形態の従属変数のモデル化図である。
【図８】本発明による一実施形態の相関関係に適用される条件比較を示す表である。
【図９】本発明による一実施形態の凝縮熱交換器の概略図である。
【図１０】本発明による一実施形態の反復解法を示す模式図である。
【図１１】本発明の一実施形態の反復解法を示すフローチャートである。
【発明を実施するための形態】
【００３７】
発電所における水回収
発電所における水回収を用いて、ボイラーの燃焼排ガスに含まれる水蒸気を分離及び液体水に再生して新鮮な水の消費を低減する。ボイラー又はガスタービンから排出される燃焼排ガス１０６は、発電所に必要とされる水を確保するための潜在的水源となり得るものであり、これはすなわち、燃焼排ガス１０６が６〜１６体積％の多量の水蒸気を含むからである。水分は液体水の相変化することができ、また凝縮技術を用いて燃焼排ガスから分離することができる。アメリカ合衆国エネルギー省は、化石燃料発電所向けに燃焼排ガス凝縮を適用する凝縮熱交換器及び輸送膜凝縮器の技術開発を支援してきた。
【００３８】
一実施形態において、本発明は、図１に示すように、凝縮熱交換器（ＣＨＸ：condensing heat exchanger）１０４、酸除去システム（ＡＲＳ：acid removal system）１０８、冷却水貯蔵タンク（ＣＷＳＴ：cooling water storage tank）１１８、冷却器１２０、及びポンプ１１６を有する統合凝縮熱交換器（ＩＲＣＨＸ：Integrated Reaction Condensing Heat Exchanger）システム１００である。ＩＲＣＨＸシステム１００は、発電所における燃焼排ガス後処理システムに設置することができる。１２０〜２００℃の範囲にわたる燃焼排ガス１０６及び１５〜３７℃の範囲にわたる冷却水は、それぞれＣＨＸ１０４のシェル及びチューブの側面内にダクト入口から経路付けされる。ボイラー出口温度は、業界標準値に設定され、平均値は２００℃となる。燃焼排ガス１０６はボイラーから又は燃焼器から排出され得る。
【００３９】
図１に示すように、ＣＨＸ１０４が燃焼排ガス１０６を冷却するとき、水１１２及び僅かな酸蒸気１１０が同時にＣＨＸ１０４内の燃焼排ガス１０６から分離される。凝縮効率は設定ポイントに維持され、この維持は、ＣＷＳＴ１１８からの冷却剤供給流率又は冷却剤温度を制御することによって行う。チューブ表面温度が燃焼排ガス１０６における水蒸気の露点以下に冷却されるとき、各チューブ表面で水蒸気の膜凝縮を生ずる。凝縮した水は密度差によって分離され、また熱交換器１０４の底部に捕集される。ろ過、酸除去及び／又は脱塩後に、水を適切な水源に再循環させ、この水源としては、限定しないが、供給水、冷却塔用の若しくは任意な他の用途での使用のための補給水の水源がある。ＡＲＳはＣＨＸの下側に組み込んだ充填床反応システム（図１参照）を用いて、酸性水凝縮液体をアルカリ化する。ＡＲＳは、中和反応、触媒反応、吸着反応のような反応技術、又は任意な他の適合可能な反応技術を用いて水凝縮液体に溶解した酸性水溶液の９０％を除去する。脱塩後、回収した水を発電所での補給水又は他の使用のために利用する。ＣＷＳＴ冷却器１２０は、凝縮器１２２からの供給水を使用して冷却剤としての水の上昇した温度を低下させ、冷却した水をＣＷＳＴ１１８に経路付けする。冷却剤としての水は、ＣＷＳＴ１１８及びＣＷＳＴポンプ１１６を使用して閉ループ１１４内で再循環させる。
【００４０】
冷却剤温度を低下させるため、ＣＨＸ１０４は空冷凝縮器に関連させて使用し、図２及び３に示すように、複数個のｕ字状チューブ区域１３０，１３４が平面からダクト表面に突出するフィン１３２，１３６で露出することによって、自然対流による冷却効果を即座に得るようにする。水がフィン１３２，１３６の付いたｕ字湾曲チューブ区域１３０，１３４を通過するとき、冷却水温度は１〜２０℃に低下し、ＣＨＸ１０４内のチューブ表面１３０，１３２，１３４，１３６の界面温度を減少し、これに続いてＣＨＸ１０４内の裸チューブ１３８，１４０における水蒸気の界面モル分率を低下させる。
【００４１】
水凝縮で形成される凝縮液体膜は、対流的な熱及び質量移動に対する抵抗として挙動する傾向があり、これはすなわち、膜温度が実際の表面温度よりも僅かに高いからである。チューブ表面１３０，１３２，１３４，１３６，１３８，１４０上の液体膜はできるだけ迅速に除去し、ＣＨＸ１０４におけるより効果的な熱伝達面積を確保して、有効チューブ表面に衝突する水蒸気の確率密度を最大化すべきである。材料の粗さ及び摩擦係数をチューブ選択において考慮し、この理由は、液体膜とチューブ表面との間における表面張力を減少して液体膜でカバーされない表面積を増大させるべきであるからである。
【００４２】
発電所向け水回収システムのための凝縮
本発明による新規な凝縮熱交換器（「ＣＨＸ」）システムを発電所に適用するにあたり、凝縮効率を考慮し、またこの凝縮効率は流入水蒸気流率に対する全凝縮率の重量％比として定義すべきである。凝縮効率を用いて、凝縮熱交換器の性能を評価する。凝縮効率（ηｃｄ）は以下の等式（１）に従って表現される。
【数１】
2016173227.tif 000003
式 (1)
ここで
【数２】
2016173227.tif 000004
は水凝縮液体の質量流率（流量）であり、
【数３】
2016173227.tif 000005
はＣＨＸの入口における水蒸気の質量流率である。ＣＨＸシステム入口における水蒸気の質量流率は、入口における水蒸気のモル分率の質量分率への変換から得られる。冷却水の質量流率は凝縮効率に影響する重要な因子であり、この理由は、それが冷却水の熱吸収能力に関連するからである。しかし、冷却水の質量流率、すなわち、
【数４】
2016173227.tif 000006
は、入口における湿った燃焼排ガスの質量流率、すなわち、
【数５】
2016173227.tif 000007
に対して既知であるとき一層意味を持つ。さらに、よりよい凝縮効率は、冷却水対ガス流率の比がより高いとき期待される。
【００４３】
凝縮熱交換器における水蒸気及び硫酸の解析的凝縮モデリングが本発明用に開発された。モデリング手法は、燃焼排ガス及び冷却水のためのエネルギー及び質量変換に基づく。適切な仮定及び簡単化が試験的規模のモデリングに対して適用された。全ての支配的方程式は反復解法を用いて解かれる。必要な熱及び質量移動係数及び物理的特性は経験的相関で計算される。コンピュータプログラムはＭＡＴＬＡＢ Ｒ２００７ａを用いて開発した。このプログラムは、試験的規模の凝縮熱交換器用の水蒸気及び硫酸凝縮における熱及び質量移動の変数を計算した。
【００４４】
本発明は、凝縮熱交換器における熱及び質量移動を空間的に予測するモデリングソフトウェアに関する。本発明は、さらに、モデリングソフトウェアに従って設計したシステムに関する。本発明によれば、使用者はシステムのガス、液体、及びチューブ表面の温度を空間的に予測することができる。本発明によれば、使用者は、ガス及び液体の凝縮及び蒸発のような相変化を空間的に予測することができる。本発明によれば、使用者はシステムの化学種を空間的に予測することができる。使用者は、次いでシステムの境界条件を変更して、熱交換器システムの有効性を向上することができる。
【００４５】
実験を行って、開発した試験的規模モデルの有効性を実証した。実験的セットアップをボイラーハウスに設置し、水蒸気及び硫酸の凝縮の試験を実施した。ボイラーから排出された実際の燃焼排ガスは、試験的規模の凝縮を生ずる熱交換器に導入した。実験において、燃焼排ガス及び冷却水の温度、燃焼排ガス及び冷却水の流率、硫酸及び酸素の凝縮、経過時間、並びに凝縮量を測定した。試験は、以下のパラメータ、すなわち、燃焼排ガスのタイプ、チューブ形態、燃焼排ガスの流率、冷却水の流率、及び冷却水入口温度を変動させて行った。燃焼排ガスにおける硫酸の濃度は、制御した凝縮方法（ＣＣＭ）、ＥＰＡ法８Ｂを用いて測定した。低温熱交換器から排出される凝縮した水における硫酸塩の濃度は、ＥＰＡ法３００を用いて実験室内で測定した。生データを本発明によるコンピュータプログラムを用いて解析した。
【００４６】
用語「凝縮効率」は、凝縮熱交換器の性能を定量的に評価するものと定義した。この用語は、熱交換器入口における入来水蒸気の質量流量に対するすべての熱交換器からの凝縮した水の全質量流量の比である。冷却水流率対燃焼排ガス流率の比は、次式
【数６】
2016173227.tif 000008
として定義し、これは凝縮効率を評価するための最も決定的な動作パラメータであった。
【００４７】
水蒸気凝縮モデルの検証は、以下のステップ、すなわち、質量及びエネルギーバランス計算ステップ、非凝縮性ガス効果解析ステップ、収束検査ステップ、試験的規模の検査結果との比較ステップ、及びパラメータ研究ステップを伴うものであった。試験的規模モデルは、質量及びエネルギーバランスと良好な一致が見られた。非凝縮性ガス分率の効果は理論的研究で確認された。試験的規模検査と同一の境界条件に基づく解析的モデリングの結果は検査結果とよく一致する。解析的モデリングの結果と実験結果との比較に基づく平均的不一致は５％未満であった。解析モデルのパラメータ研究は量的評価及び質的評価の下で良好な確度を示した。水蒸気凝縮の１つの寸法的解析モデルは良好な確度を有することを示した。
【００４８】
解析は、例えば、［数６］の制限した比ｗ＝０.５〜１.０、及び高い入口冷却水温度（７０°Ｆ〜１００°Ｆ）のような発電所条件のあり得る範囲内における凝縮熱交換器の性能を調べるために行った。この結果、熱交換器が低い入口冷却水温度で動作している場合であっても、冷却水に伝達される熱は低い［数６］の比で制限されることが分かった。凝縮効率は、高い入口冷却水温度（９０゜Ｆ）に対して［数６］の比が０.５から１.０にわたり変動するとき、１０重量％〜３０重量％の範囲にわたることが予測された。
【００４９】
オイル燃焼からの硫酸凝縮の解析的モデリングを、水蒸気凝縮のモデリングとともに行った。モデリングプログラムを検証するため、モデリング結果を測定データと比較した。予測データ及び測定データの双方はＨＸ２中に急激な割合で減少し、これに引き続きＨＸ２〜ＨＸ６では減少が制限された。予測結果は１００％の質量バランスを示すが、検査結果は芳しくない質量バランスを示した。凝縮した硫酸の最も多くの部分がチューブ及び高温端部のダクト壁上に堆積する一方、凝縮した硫酸を捕集すべき熱交換器底部に輸送する十分高い凝縮率ではなかったことが推測される。
【００５０】
石炭燃焼からの硫酸凝縮の解析的モデリングを、水蒸気凝縮のモデリングとともに行った。モデリングプログラムを検証するため、モデリング結果を測定データと比較した。測定データは、燃焼排ガスの硫酸凝縮がオイル燃焼データとは異なる傾向を示した。予測データとＨＸ３〜ＨＸ６からの測定データとの間に相違が見られた。実験において、質量保存は５１.８重量％の不均衡を示すとともに、モデリング結果は１００重量％の質量バランスを示した。この不一致は、発電所における測定の不確実性、又は酸凝縮モデルにおけるエラーのいずれかから生ずることが予期される。
【００５１】
解析モデルの開発において、冷却水における乱流遷移及び燃焼排ガスのおける凝縮発現に関連して、２つの不連続性を見出した。これら問題は、補間技術及び平均化技術を用いて解決された。数値計算手順の変更はエネルギーバランスを満足のいくものにした。
【００５２】
実寸大規模の凝縮熱交換器に対するモデリングを試験的規模モデルの検証後に開発した。モデルのスケールアップのために、試験的規模から実寸大規模へのスケーリング効果は、商業的熱交換器会社及び実際の発電所からのデータを用いて調査した。実寸大モデリングを使用して、実寸大規模の凝縮熱交換器の凝縮効率をスケーリング効果で予測した。パラメータ研究を熱伝達表面積、上流速度、チューブ直径、チューブ横方向ピッチ、流率のようなパラメータで行った。凝縮熱交換器は、燃焼排ガス流率が冷却水流率と等しいとき所定熱伝達面積で最も効果的であることを示した。
【００５３】
本発明の大きな発見は以下のように要約される。
・水蒸気及び硫酸蒸気の同時凝縮をモデリングするコンピュータプログラムを試験的規模及び実寸大規模の凝縮熱交換器に対して開発した。試験的規模のモデルは、０〜５％の範囲にわたる不一致で全凝縮率を予測した。冷却水における乱流遷移及び凝縮の開始ポイントに起因する数値的不安定性は、臨海レイノルズ数の前後双方で熱伝達係数の補間技術を使用し、また凝縮開始ポイントから質量移動係数の平均をとることによって見出し、また推定した。
・オイル燃焼に対する試験的規模凝縮熱交換器における硫酸の減少率は、解析的モデリングを使用してシミュレートした。モデリング結果における２つの傾向、すなわち、高温ＨＸ内での急激な減少及び低温ＨＸ内でのなだらかな減少が実験データと一致する。
・石炭燃焼からの硫酸凝縮の解析的モデリングを、水蒸気凝縮のモデリングとともに行った。測定データは、燃焼排ガスにおける硫酸凝縮がオイル燃焼データからのものとは異なる傾向を示した。予測データとＨＸ３〜ＨＸ６からの測定データとの間に相違を示した。この不一致は、発電所における測定の不確実性から、又は酸凝縮モデルにおけるエラーから生ずることが予期される。
・凝縮熱交換器の性能を制御する最も重要な動作パラメータは、［数６］で示す冷却水流率対燃焼排ガス流率の比であることが分かり、これはすなわち、その比は冷却水がどの位多くの熱を吸収するかを決定するからである。
・６２５ＭＷｅ発電所用実寸大規模の熱交換器の凝縮効率は、０〜２４１５４．８ｍ２（０〜２６０，０００ｆｔ２）の範囲にわたる熱伝達表面積に対して［数６］の比が０.５〜１.０にわたる範囲内となることを予測した。チューブ直径、上流速度、チューブ横方向ピッチ、及び減少した流量（流率）のような設計パラメータの効果を、実寸大規模システムの凝縮効率を向上するために調べた。
【００５４】
本発明システム及び方法は、凝縮熱交換器における熱及び質量移動の解析的モデリングを提供する。本発明システム及び方法は、適切な数値計算スキームを用いて図７Ａ及び７Ｂに示した全ての変数を解く。使用した数値計算スキームは反復解法であり、計算値と変数の目標値との間に合理的な一致が得られるまでループを繰り返す。
【００５５】
ダクト内に多重チューブ曲げ部を有する対向及び交差フローの凝縮熱交換器を仮定する。燃焼排ガスはダクト内に流入し、また冷却水はチューブ内で燃焼排ガスの流れとは逆向きに流れる。この研究で考慮した試験的規模の凝縮熱交換器の全検査体積の数値計算スキームを図９に示す。
【００５６】
図９に示すように、一形態は直列に接続した５段熱交換器を設ける。このような形態は、例えば、入口燃焼排ガス温度、入口燃焼排ガス流量（流率）、入口冷却水温度、冷却水流率、及び水蒸気の入口モル分率のような、幾つかの所定変数を含む。図示の凝縮熱交換器をモデリングするための単純化した数値計算スキームを図１０に示す。
【００５７】
本発明システム及び方法は、所定入口冷却水温度を目標値として固定し、また収束基準として供する。入口冷却水温度を計算するため、出口冷却水温度の値は初期的に燃焼排ガス入口側を想定する。検査体積を一次元有限差分法のため区分的セルで離散化する。
【００５８】
この解法は、必要変数を計算するための内側ループと、及び反復制御のための外側ループとにより構成される。内側ループは、出口冷却水温度の推定で開始し、各セルの未知の温度並びに熱及び質量移動係数のような変数を計算する。内側ループの１反復後、最終セルにおける計算した入口冷却水温度を、所定入口冷却水温度である目標値と比較する。一致しない場合、外側ループを調整し、また出口冷却水温度をアップデートする。内側ループは出口冷却水温度の新たに推定した値で開始する。外側ループは、計算した入口冷却水温度が妥当な精度内で目標値と一致するまで反復する。
【００５９】
よりよい信頼できるレベルを得るため、総凝縮率を収束基準に追加する。この場合、解法の反復は、入口冷却水温度及び総凝縮率の双方が容認できる範囲内で収束するときのみ終了する。図１１は反復解法の詳細ロジックを示す。
【００６０】
一次元有限差分法を適用するため全熱伝達表面積を離散化するにあたり、前進差分を使用した。台形公式を数値計算反復に適用した。
【００６１】
本発明は、凝縮熱交換器における熱及び質量移動を空間的に予測できるモデリングシステムを提供する。システムは、アッシュ堆積及び酸堆積の双方を予測する。酸堆積は２つの低い温度で生ずる。システムは、予測のためにエネルギー平衡方程式及び質量バランスを考慮する。上述したように、本発明は、システムにおけるガス、液体、及びチューブ表面の温度を空間的に予測する。本発明は、さらに、使用者がガス及び液体の凝縮及び蒸発のような相変化を空間的に予測できるようにする。本発明は、さらに、使用者がシステムの化学種を空間的に予測できるようにする。空間的予測には、二酸化炭素、窒素、酸素、硫酸、硝酸、及び塩酸の存在及び量の予測がある。
【００６２】
モデリングをするとき、システムは、異なる基準を空間的に予測する際の異なるジオメトリ条件及び境界条件を受け入れる。このようなジオメトリ条件としては、チューブの曲げ部、チューブの個数、及びチューブのアライメント（整列）がある。システムは、さらに、システムをモデリングするとき、チューブ形態及びチューブ配列を考慮することができる。
【００６３】
モデルは、さらに、熱交換器の液体の入口のような入口条件及び出口条件を考慮することができる。モデルは、さらに、図２に示すようなガスの取込み口条件、及び熱交換器からのガスの排出口を考慮することができる。システムはガスの温度、ガスの内容、ガスの凝集点、図２に示すような全体空間を検出することができる。
【００６４】
引き続き、図２につき説明すると、導管／チューブはＬの長さを有する。システムは導管／チューブを流れる液体の温度を予測することができる。温度は図３に示すチューブの長さに従って表示される。本発明は、図３に示すチューブ内の条件を考慮するとき、チューブを異なる区分長さに分割する。
【００６５】
解析的モデリング
非凝縮性ガスの存在下における凝縮
凝縮は、蒸気の温度がその飽和温度以下に低下するとき生ずる。工業的設備において、そのプロセスは一般的に蒸気と冷たい表面との間の接触による結果である。凝縮液が形成されるとき、蒸気の潜熱エネルギーが放出され、また熱が表面に伝達される。
【００６６】
代表的に解析される凝縮の形式は、液体膜が凝縮表面全体を覆う形式である。重力の作用の下に、膜は表面に沿って連続的に流れる。概して、凝縮器設計の計算は、しばしば膜凝縮の推定に基づく。
【００６７】
多くの工学的応用は非凝縮性ガスの存在の下での凝縮プロセスを有する。凝縮による蒸気の表面に向かう質量流の結果、非凝縮性ガスは冷たい表面近傍により集中する傾向がある。壁近傍に集中した非凝縮性ガスは質量移動に対する抵抗として作用する。
【００６８】
蒸気及び非凝縮性ガスの混合気が凝縮器に供給され、またチューブ壁の温度が露点以下であるとき、凝縮液膜がチューブ壁に形成される。分圧と温度との関係を図４に示す。
【００６９】
全圧Ｐtotは、水蒸気の分圧Ｐｖと非凝縮性ガスの分圧Ｐｇとの合計である。凝縮膜の表面上で平衡状態が存在すると推測される場合、チューブ壁における蒸気の分圧は冷たい凝縮液膜におけるＰｉに対応し、このＰｉは界面における蒸気の分圧と称される。Ｐ’ｇ は凝縮液膜の表面における非凝縮性ガスの分圧である。Ｔｇは不活性ガスの温度、Ｔsatは蒸気の分圧Ｐｖに対応する蒸気の飽和温度である。Ｔｉは界面温度であり、これは凝縮液膜表面における水蒸気分圧Ｐｉに対応する飽和温度である。Ｔｗ はチューブ壁の表面温度である。ガス温度Ｔｇと凝縮液膜温度Ｔｉとの温度差に起因する熱伝達をしつつ拡散を促進する分圧差が存在する。分圧及び温度の双方における差が液体膜とガスとの間に存在する領域はガス膜と称される。
【００７０】
非凝縮性ガスが存在すると、質量移動率は非凝縮性ガスの濃度が増大するにつれて減少する。凝縮により表面に向かう蒸気の質量流の結果、非凝縮性ガスは冷たい表面近傍により集中する傾向がある。壁近傍に集中した非凝縮性ガスは質量移動に対する抵抗として挙動し、したがって、蒸気の壁への輸送はより困難である。
【００７１】
純粋蒸気の凝縮において、温度及び濃度はバルク内及び蒸気−凝縮液界面におけるものと同一である。非凝縮性ガスが存在すると、非凝縮性ガスは２つの相界面に向かって集中する。蒸気は、冷たい凝縮面に達するためにはこれらガス層を経て拡散しなければならない。この拡散によりバルクと比較すると蒸気の大きな濃度差を生じ、相界面で低い飽和温度となる。したがって、壁と相界面との間の温度差は、非凝縮性ガスの存在によって減少し、またこれに続いて冷却表面への熱伝達も減少する。
【００７２】
この研究の主な目的は、燃焼排ガスにおける水蒸気の温度及び質量移動並びに硫酸凝縮に対する解析モデルを開発するものであった。概して、水蒸気及び酸を除いた燃焼排ガスにおけるすべての成分は、非凝縮性ガスとして挙動する。図５は、非凝縮性ガスが存在する状態における水蒸気モル分率の関数としての水蒸気露点温度を示す。露点温度は水蒸気のモル分率が増加するにつれて増加することを示す。
【００７３】
硫酸蒸気は燃焼ガスから凝縮するのは、ガス温度がその露点以下に低下するときである。硫酸の凝縮メカニズムは水蒸気のものと類似し、したがって、酸凝縮も非凝縮性ガスの存在から影響を受ける。石炭燃焼ボイラー内で空気予加熱ヒータ（APH）直後の燃焼排ガスは、５０ppmまで達する濃度の硫酸（Ｈ２ＳＯ４）を含み、酸露点は２３０〜３１５゜Ｆの範囲内である。図６は、５〜１５体積％wetの範囲にわたる湿った水蒸気濃度を有する硫酸露点温度を示す。硫酸露点温度は水蒸気及びＨ２ＳＯ４の濃度の関数であり、変数双方が増加すると増加する。
【００７４】
検査体積及び変数（Control Volume and Variables）
解析的モデリングに使用する検査体積は、燃焼排ガスが外側を流れ、また冷却水が内側を流れる凝縮熱交換器の内側である。対向交差フロー熱交換器を想定する。
【００７５】
図７Ａ及び７Ｂは水蒸気及び硫酸双方の凝縮を考慮する検査体積を示す。図７Ａ及び７Ｂは検査体積内でそれぞれ定義した独立変数及び従変数を示す。水及び硫酸の蒸気の凝縮における熱及び質量移動は、この検査体積とともに考慮する。この検査体積の入口及び出口における燃焼排ガス温度は、Ｔg,in及びＴg,outとしてそれぞれ表現される。パラメータＴｃ,in及びＴｃ,outは、それぞれ入口及び出口における冷却水温度である。チューブ壁温度はＴｗによって表現される。パラメータＴｇ及びＴｃは、それぞれ入口及び出口での燃焼排ガス及び冷却水の温度における平均値である。この検査体積における熱伝達は、燃焼排ガス側（ｈｇ）及び冷却水側（ｈｃ）の熱伝達係数によって制御される。
【００７６】
硫酸は、局部的チューブ壁温度が水蒸気露点温度よりも高く、かつ硫酸露点よりも低い部分で水蒸気よりも早く凝縮を開始する。検査体積の入口及び出口における硫酸蒸気のモル分率は、それぞれｙH2SO4,in及びｙH2SO4,outとして表現する。パラメータｙH2SO4は、入口と出口との間における硫酸蒸気の平均モル分率である。燃焼排ガスにおける硫酸の質量移動係数はｋm,H2SO4である。硫酸の露点温度Ｔdew,H2SO4は燃焼排ガスにおける水蒸気及び硫酸の分圧の関数として表される。
【００７７】
チューブ壁温度が水蒸気露点温度より低い箇所で水蒸気が凝縮するとともに、硫酸は同様に凝縮を継続している。水凝縮の質量移動係数ｋm,H2O及び硫酸凝縮の質量移動係数ｋm,H2SO4は、双方の蒸気が凝縮するとき存在する。入口及び出口における水蒸気のモル分率は、それぞれｙH2O,in及びｙH2O,outとして表現する。パラメータｙH2Oは、ｙH2O,in及びｙH2O,outの平均モル分率である。水蒸気の露点温度Ｔdewは、燃焼排ガスにおける水蒸気の分圧に対応する飽和温度である。Ｔiは、ガス相と液相との間の界面における液体膜の表面温度に対応する水蒸気界面温度である。
【００７８】
硫酸凝縮及び水蒸気凝縮の双方を解析的モデリングに関して考慮する。硫酸の凝縮によって潜熱が放出されるとともに、この凝縮熱流束の量は無視できるほど小さい。したがって、硫酸凝縮による潜熱伝達は考慮されない。
【００７９】
壁温度が水蒸気の露点よりも低い場合、水がチューブ表面上に凝縮する。同時に、水蒸気凝縮プロセスにおいて潜熱が放出され、冷却水側内に伝達される。ガス相（未凝縮燃焼排ガス）と液相（水及び硫酸の混合液としての凝縮液）より構成される２つの相の流れが燃焼排ガス側に想定されるとともに、単一相の流れが冷却水側に想定される。この検査体積において、水蒸気及び硫酸の凝縮液はチューブ壁上の液膜内で互いに混合される。この結果、水及び硫酸双方のモル分率はガス相内並びに液相内で計算すべきである。
【００８０】
支配方程式及び仮定
解析的モデリングのために必要な支配方程式のすべては以下のようにして導き出される。酸凝縮の支配エネルギー方程式の導出は不要であり、これはすなわち、硫酸凝縮の熱伝達効果は無視されるからである。
【００８１】
コルバーン−ハウゲン方程式
１９３４年にコルバーン及びハウゲンは、非凝縮性ガスの存在下における凝縮のための基本的輸送方程式を開発した。壁温度が露点温度より低いとき、水蒸気が燃焼排ガスから液体−蒸気界面に拡散する結果として水凝縮が生ずる。したがって、水蒸気は、その凝縮液膜温度Ｔiよりも高いＴｇの過加熱蒸気として燃焼排ガス内に存在する。さらに、ガスから液体−蒸気界面への顕熱フローも、この界面における凝縮の潜熱の他に存在する。冷却水への熱伝達は、顕熱及び潜熱の合計である。コルバーン−ハウゲン方程式は次式のように定義される。
【数７】
2016173227.tif 000009
(3.1)
式（3.1）は水蒸気凝縮の場合の界面温度を含む。項ｈgは湿った燃焼排ガス側の熱伝達係数であり、顕熱伝達項におけるＴg及びＴiは、それぞれバルク燃焼排ガス及び界面の温度である。パラメータｋｍ及びｈfgは、それぞれ質量移動係数及び水蒸気の潜熱である。パラメータｙH2O及びｙiは、それぞれ燃焼排ガス及び界面における水蒸気のモル分率である。全体熱伝達係数Ｕoは、次式に示す関連の熱伝達係数の項で表現される。
【数８】
2016173227.tif 000010
(3.2)
ここでＡeff及びＡiは、それぞれ膜厚を含むチューブ外径及びチューブ内径に基づく熱伝達面積である。Ｒfiは、チューブ内側における汚損係数である。Ｒwはチューブ壁の伝導抵抗であり、次式
【数９】
2016173227.tif 000011
として表現される。パラメータｈc及びｈfは、それぞれ冷却水及び液膜の熱伝達係数である。
【００８２】
このシステム及び方法において、汚損係数及びチューブ壁抵抗は無視し得ると仮定する。凝縮液膜に起因する熱抵抗は無視することができ、これはすなわち、それは全熱抵抗の約１〜３％しか寄与しないからである。このシステム及び方法において膜厚は無視され、また次いでＡeffはＡo（チューブ外径に基づく熱伝達面積）によって置き換えられる。次式（3.3）は上述の仮定によって導き出される。
【数１０】
2016173227.tif 000012
(3.3)
【００８３】
式（3.3）において、チューブ厚さを無視することによって、両側の熱伝達表面積の項は、Ａo≒Ａiとして相殺される。これら近似を使用することによって、第１支配方程式は次式（3.4）で示すように確立される。
【数１１】
2016173227.tif 000013
(3.4)
式（3.4）を使用して、水蒸気の界面温度を解く表現は次式のようにして導き出すことができる。
【数１２】
2016173227.tif 000014
(3.5)
【００８４】
式（3.5）の右辺における未知の変数は、本発明より導き出される他の支配方程式によって解くことができる。この関係式は、図７Ａ及び７Ｂで想定した検査体積の場合のように、壁温度が水蒸気の露点温度よりも低くなる、すなわち、水蒸気が凝縮する場合にのみ使用することができる。
【００８５】
燃焼排ガスエネルギー平衡方程式
燃焼排ガスの冷却は、燃焼排ガスから液膜への顕熱伝達にのみ基づくと仮定し、またさらに、凝縮によって放出される熱は冷却水に伝達されると仮定する。第２支配方程式は以下の式（3.6）によって確立される。
【数１３】
2016173227.tif 000015
(3.6)
式（3.6）は、燃焼排ガス側エンタルピー変化と、燃焼排ガスから液膜への熱伝達率とのエネルギーバランスに基づく。この常微分方程式（3.6）は離散セルを積分し、この離散セルは、他の全ての変数が一定であると仮定できるよう十分小さいものと推定する。
【数１４】
2016173227.tif 000016
2016173227.tif 000017
2016173227.tif 000018
パラメータＴgがＴg,in及びＴg,outの平均値である関係を使用すると、上述の等式は次式のように表現することができる。
【数１５】
2016173227.tif 000019
離散化したセルにおける出口燃焼排ガス温度を計算する表現は次式のようにして得ることができる。
【数１６】
2016173227.tif 000020
(3.7)
式（3.7）を使用して、図７Ａ及び７Ｂで想定した検査体積の場合のような水蒸気凝縮の存在下でのセルの出口ガス温度を計算することができる。
【００８６】
水蒸気凝縮がない場合、燃焼排ガスからの熱伝達はチューブ壁温度Ｔwに伝達される。第３支配方程式は次式（3.8）のように導き出される。
【数１７】
2016173227.tif 000021
(3.8)
式（3.8）は燃焼排ガス側のエンタルピー変化と、燃焼排ガス側からチューブ壁表面への熱伝達率との間におけるエネルギー変換を反映する。常微分方程式（3.8）は離散セルを積分し、この離散セルは、他の全ての変数が一定であると仮定できるよう十分小さいものと推定する。
【数１８】
2016173227.tif 000022
2016173227.tif 000023
2016173227.tif 000024
パラメータＴgがＴg,in及びＴg,outの平均値である関係を使用すると、上述の等式は次式のように表現することができる。
【数１９】
2016173227.tif 000025
水凝縮がない状態での出口燃焼排ガス温度の式は、次式（3.9）のような燃焼排ガスエネルギー平衡方程式を用いて得ることができる。
【数２０】
2016173227.tif 000026
(3.9)
式（3.9）を使用して、図７Ａ及び７Ｂで想定した検査体積の場合のような水蒸気凝縮がない状態でのセルの出口ガス温度を計算することができる。
【００８７】
全エネルギー平衡方程式
全エネルギー平衡方程式は、燃焼排ガスから冷却水へのエネルギー伝達に関する支配方程式である。コルバーン−ハウゲン方程式（3.4）を変更することによって導き出すことができ、これはすなわち、式（3.4）の右辺側における冷却水への全熱伝達は冷却水のエンタルピー変化と等しいからである。第４支配方程式は次式のように示される。
【数２１】
2016173227.tif 000027
(3.10)
この常微分方程式（3.10）は離散セルを積分し、この離散セルは、他の全ての変数が一定であると仮定できるよう十分小さいものと推定する。
【数２２】
2016173227.tif 000028
2016173227.tif 000029
2016173227.tif 000030
凝縮ゾーンにおける入口冷却水温度の式は全エネルギー平衡方程式の積分結果を用いて得ることができる。
【数２３】
2016173227.tif 000031
(3.11)
式（3.11）を使用して、図７Ａ及び７Ｂで想定した検査体積の場合のような水蒸気凝縮の存在下でのセルの入口ガス温度を計算することができる。
【００８８】
水蒸気凝縮がない場合、式（3.10）の第１項における界面温度Ｔiをチューブ壁温度Ｔwに置き換え、また凝縮がないことから、質量移動項は式（3.10）の左辺側で推定する。第５支配方程式は次式で示すように式（3.10）から導き出す。
【数２４】
2016173227.tif 000032
(3.12)
この常微分方程式（3.12）は離散セルを積分し、この離散セルは、他の全ての変数が一定であると仮定できるよう十分小さいものと推定する。
【数２５】
2016173227.tif 000033
2016173227.tif 000034
2016173227.tif 000035
水凝縮がない場合における入口冷却水温度の式は全エネルギー平衡方程式を用いて得ることができる。
【数２６】
2016173227.tif 000036
(3.13)
式（3.13）を使用して、水蒸気凝縮がない場合でのセルの入口ガス温度を計算することができる。
【００８９】
チューブ壁エネルギー平衡方程式
燃焼排ガスからの全熱伝達はチューブ壁に伝達され、次に対流熱伝達によって冷却水に伝達される。この結果、冷却水のエンタルピーが増加することになる。第６支配方程式は次式（3.14）によって確立される。
【数２７】
2016173227.tif 000037
(3.14)
この常微分方程式（3.14）は離散セルを積分し、この離散セルは、他の全ての変数が一定であると仮定できるよう十分小さいものと推定する。
【数２８】
2016173227.tif 000038
2016173227.tif 000039
2016173227.tif 000040
チューブ壁温度の式は、次式（3.15）のように、チューブ壁エネルギー平衡の積分結果を用いて得ることができる。
【数２９】
2016173227.tif 000041
(3.15)
式（3.15）を使用して、水凝縮がある場合又は水蒸気凝縮がない場合でのチューブ壁温度を計算することができる。
【００９０】
前提（仮定）及び単純化
本発明方法及びシステムの解析的モデリングは以下の仮定で開発した。すなわち、
・流れ（フロー）は一次元である。
・定常状態を想定する。
・燃焼排ガス側には２つの相（ガス及び液体）を想定する。
・冷却水側には１つの相フローを想定する。
・すべての特性は離散化セルにおいて一定であり、モデリングは一定特性が保証されるに十分小さいセルで実施する。
・膜凝縮がチューブ壁表面に生じ、外側ダクト壁での凝縮は無視する。
・膜に起因する熱抵抗は、全熱抵抗の約１〜３パーセントであることから、無視できる。
・チューブ壁に起因する熱抵抗は無視できる。
・チューブはインライン配列である。
・水蒸気又は硫酸の蒸発はない。
・凝縮熱交換器のダクト壁には熱損失がない。
・化学反応はない。
・冷却水側の乱流遷移の臨界レイノルズ数は２３００である。
・乱流フローの場合、十分発達したフローが存在する。
・燃焼排ガスの化学成分は、Ｈ２Ｏ（ｇ）、Ｈ２Ｏ（ｌ）、ＣＯ２（ｇ）、Ｏ２（ｇ）、Ｎ２（ｇ）、Ｈ２ＳＯ４（ｇ）、及びＨ２ＳＯ４（ｌ）である。
・凝縮液の化学成分はＨ２Ｏ（ｌ）、及びＨ２ＳＯ４（ｌ）である。
・冷却水側の化学成分はＨ２Ｏ（ｌ）である。
解析的モデリングの単純化が以下のように追加的に必要となる。
・チューブバンク内における１つの多重曲げ部付きチューブは、多重曲げ部付きチューブと同一長さを有する長い真直ぐなチューブとして単純化する、及び
・入口における燃焼排ガスの化学成分を次表のように想定する、すなわち、
【００９１】
【表１】
2016173227.tif 000042
【００９２】
燃焼排ガス側の熱伝達係数
裸チューブバンクにおける燃焼排ガス側の対流熱伝達係数を予想するため、ズカウスカス氏は次式の経験的相関を提案した。
【数３０】
2016173227.tif 000043
(3.16)
ここで、Prsを除くすべての特性を流体の入口温度及び出口温度の算術平均で評価し、また定数Ｃ及びｍを次表３.２に提示する。
【００９３】
【表２】
2016173227.tif 000044
【００９４】
定数は特定形態及びレイノルズ数に従って選択する。式（３.１６）に現れるレイノルズ数は、チューブ（Ａgap）によって遮られるダクト領域を通過する湿った燃焼排ガス速度である次式の最大速度Ｖg,maxに基づく。
【数３１】
2016173227.tif 000045
(3.17)
ブリッグス及びヤングは統合フィン付き配管のバンク全体を流れる空気の熱伝達に関する経験的相関を開発した。これら相関をフィン付きチューブのモデリングに使用する。
【数３２】
2016173227.tif 000046
(3.18)
【００９５】
式（3.18）は、フィン付きチューブの凝縮液膜の効果を無視する。モデリング結果はこの仮定が妥当であることを示唆する。この研究並びにブリッグス及びヤングの研究用のフィン付きチューブの形態を、妥当性チェックのために図８に示すように、列挙しまた比較する。図８は相関に適用される条件の比較を示す。
【００９６】
冷却水側の熱伝達係数
層流に関しては、熱エントリー長さ解を使用して、冷却水側の対流熱伝達係数を予測する。無次元のエントリー長さｘ＋は次式のように定義する。
【数３３】
2016173227.tif 000047
(3.19)
【００９７】
式（3.19）において、ｘは熱伝達が冷却水チューブ内でスタートするポイントからの軸線方向距離である。層流の場合、多重曲げ部付きチューブに関して、熱エントリー長さは、冷却水がＵ字状曲げ部から流出する箇所から始まる。多重曲げ部付きチューブは、真直ぐなチューブ及びｕチューブでの繰り返し配管から構成されているため、数回のｕターンに追従する。
【００９８】
変数ｘは多重曲げ部付きチューブの真直ぐなチューブと等しい長さであると仮定する。この仮定の結果、長く真直ぐなチューブよりも高い熱伝導係数となる。一定表面温度を有する円形チューブにおけるヌセルト数の値を次表3.4にまとめる。
【００９９】
【表３】
2016173227.tif 000048
乱流に関して、遷移領域を含む大きいレイノルズ数範囲にわたり有効な１つの相関はグニーリンスキーによって次式のように与えられる。
【数３４】
2016173227.tif 000049
(3.20)
式（3.20）は均一表面熱流速及び一定チューブ壁温度の双方である場合に適用することができ、また特性は平均温度で評価すべきである。式（3.20）における摩擦係数はムーディー図表から得ることができる、又は滑らかなチューブに関しては次式（3.21）及び（3.22）から得ることができる。式（3.21）はより小さいレイノルズ数範囲に使用することができ、また式（3.22）はより大きいレイノルズ数に使用することができる。
【数３５】
2016173227.tif 000050
(3.21)
2016173227.tif 000051
(3.22)
【０１００】
水蒸気凝縮の質量移動係数
質量拡散と熱伝達との間における相関を表す式は、熱伝達メカニズム及び質量移動メカニズムは類似しているため、ルイス関係式によって得られる。熱及び質量移動のコルバーンｊ因子は次式のように定義される。
【数３６】
2016173227.tif 000052
(3.23)
2016173227.tif 000053
(3.24)
【０１０１】
ルイスアナロジーは、式（3.23）及び（3.24）の等化、すなわちｊH＝ｊmを必要とする。次に、熱伝達係数ｈgの関数として、質量移動係数ｈＤのための次式を導き出す。
【数３７】
2016173227.tif 000054
(3.25)
質量濃度の項としての質量移動率を次式から計算する。
【数３８】
2016173227.tif 000055
(3.26)
分圧の項としてのモル移動率を次式から計算する。
【数３９】
2016173227.tif 000056
(3.27)
凝縮する蒸気に理想ガス挙動を仮定する場合、種の質量濃度は次式のように定義される。
【数４０】
2016173227.tif 000057
(3.28)
ここで、Ｐgは、自由流と壁との間における非拡散ガスの対数平均圧であり、次式のように定義される。
【数４１】
2016173227.tif 000058
(3.29)
（3.28）を（3.26）に代入して次式を得る。
【数４２】
2016173227.tif 000059
(3.30)
（3.30）をモル単位に変換することにより次式となる。
【数４３】
2016173227.tif 000060
(3.31)
式（3.31）を（3.27）に等化することによって、ｋ*mの次式を導き出す。
【数４４】
2016173227.tif 000061
(3.32)
（3.25）を（3.32）に代入することによって質量移動係数の望ましい次式を得る。
【数４５】
2016173227.tif 000062
(3.33)
式（3.33）を使用して式（3.27）を書き直すと次式のようになる。
【数４６】
2016173227.tif 000063
(3.34)
モル移動率を質量移動率に変換するため、水の分子質量を両辺に掛け算すると次式になる。
【数４７】
2016173227.tif 000064
(3.35)
全圧Ｐtotを使用して、分圧の変数をモル分率に変換するため式（3.35）を書き直すと次式のようになる。
【数４８】
2016173227.tif 000065
2016173227.tif 000066
(3.36)
ここで、ｙlmは、自由流と壁との間における非拡散ガスの対数平均モル分率で、次式のように表される。
【数４９】
2016173227.tif 000067
(3.37)
ここで、ｙni及びｙnbは、それぞれ界面及びバルクにおける非凝縮性ガスのモル分率である。パラメータＰgは式（3.29）で示される。質量移動係数の最終形式は次式で得られる。
【数５０】
2016173227.tif 000068
(3.38)
すべての特性は、水の分子質量、及び燃焼排ガスと壁との間における非凝縮性ガスの対数平均モル分率を除く特性を混ぜ合わせることに基づいて計算する。パラメータＬｅH2O-gasは水蒸気のルイス数であり、ＤH2O-gasは燃焼排ガスにおける水蒸気の質量拡散係数である。
【数５１】
2016173227.tif 000069
(3.39)
熱拡散率と質量拡散率との間に強い相関が存在することが考えられる。燃焼排ガスにおける水蒸気の質量拡散率は、空気中水蒸気のよく知られている質量拡散率で次式のように推測した。
【数５２】
2016173227.tif 000070
(3.40)
αg及びαairは、それぞれ燃焼排ガス及び空気の熱拡散率である。空気中水蒸気の拡散率は次式のように表すことができる。
【数５３】
2016173227.tif 000071
(3.41)
ここで、Ｔは℃、ＰはＰａ、ＤH2O-airはｍ２／ｓの単位である。
【０１０２】
水蒸気の界面モル分率
界面モル分率とは、燃焼排ガスとチューブ表面上の液膜との界面における水蒸気のモル分率である。水蒸気の界面モル分率は次式（3.42）のアントニー方程式によって計算することができる。
【数５４】
2016173227.tif 000072
(3.42)
ここで、ｙiは体積％wet（湿った状態での体積割合)での水蒸気の界面モル分率であり、Ｔiは℃、ＰはＰａの単位である。
【０１０３】
水蒸気の凝縮率
水蒸気の凝縮率は蒸気相での濃度駆動力に比例し、また次式の常微分方程式の積分によって計算することができる。
【数５５】
2016173227.tif 000073
(3.43)
ここで、ｙH2O及びｙiは、それぞれ燃焼排ガス及び界面における水蒸気モル分率であり、ｄＡは面積差である。
【０１０４】
レイノルズ数及び流体速度
次式（3.44）で示すように燃焼排ガス側のレイノルズ数は、混合気濃度（ρg）、チューブギャップを通過する燃焼排ガスの最大速度（Ｖgmax）、冷却水チューブの外径（Ｄo）、混合気の粘度（μg）を使用して計算する。燃焼排ガスのガス速度はチューブとダクトとの間の最大速度である。
【数５６】
2016173227.tif 000074
(3.44)
ギャップ面積はチューブバンクによって遮られる面積をダクト断面積から減算することによって計算する。燃焼排ガスのギャップ速度は式（3.17）及び次式（3.45）を使用して計算する。
【数５７】
2016173227.tif 000075
(3.45)
ここで、Ａductは長方形ダクトの断面積であり、Ａblockedはダクト断面積においてチューブが遮る占有面積である。ギャップ面積比は次式（3.46）で示すようにダクト面積に対する遮られる面積の比である。
【数５８】
2016173227.tif 000076
(3.46)
より大きいギャップ比はチューブが占める断面積がより大きいことを意味する。より大きいギャップ比を有するチューブ形態によれば、チューブ間における燃焼排ガスの最大速度がより高くなることが予想される。
冷却水側のレイノルズ数は、次式（3.47）に示すように、水の濃度（ρc）、チューブ内における水の平均速度（Ｖc）、冷却水チューブの内径（Ｄi）、及び水の粘度（μc）に基づく。
【数５９】
2016173227.tif 000077
(3.47)
冷却水の速度及びチューブ断面積は、次式（3.48）及び（3.49）に示すように計算する。
【数６０】
2016173227.tif 000078
(3.48)
2016173227.tif 000079
(3.49)
【０１０５】
硫酸の露点温度
ベルホッフ及びバンチェロは、燃焼排ガスの酸露点を予測するための相関をうるため詳細な調査を行った。それらの実験データの最小二乗適合を反映する方程式は次式で示される。
【数６１】
2016173227.tif 000080
(3.50)
ここで、Ｔdew,H2O4はケルビン度数単位の硫酸露点温度であり、ＰH2O4及びＰH2O4はそれぞれ水蒸気及び硫酸のmmHg単位の分圧である。
【０１０６】
硫酸の界面モル分率
式（3.50）は、水蒸気の所定界面温度Ｔi,H2O4、及び界面の水蒸気分圧Ｐi,H2O4に対応する、界面における硫酸モル分率ｙi,H2O4のための式を得るよう変換することができる。界面硫酸モル分率は次式（3.51）で表される。
【数６２】
2016173227.tif 000081
(3.51)
ここで、ｙi,H2O4は体積％wet、Ｔi,H2O4はケルビン度数、Ｐi,H2O4及びＰtotはmmHgの単位である。
【０１０７】
硫酸凝縮の質量移動係数
硫酸凝縮の質量移動係数は次式（3.52）のように導き出される。
【数６３】
2016173227.tif 000082
(3.52)
パラメータｈg及びＣp,gは、それぞれ湿った燃焼排ガス側の熱伝導係数及び比熱である。パラメータＭH2O4及びＭgは、それぞれ硫酸及び湿った燃焼排ガス混合気の分子量である。パラメータｙlmは、式（3.37）で示すような、自由流と壁との間における非凝縮性ガスの対数平均モル分率である。次式のパラメータＬｅH2O4-gasは、硫酸のルイス数であり、この式におけるＬｅH2O4-gasは、燃焼排ガスにおける硫酸の質量拡散係数である。
【数６４】
2016173227.tif 000083
(3.53)
燃焼排ガスにおける硫酸の質量拡散率は、次式のような水蒸気の既知の質量拡散率で推定した。
【数６５】
2016173227.tif 000084
(3.54)
ここで、αg及びαairは、それぞれ燃焼排ガス及び空気の熱拡散率である。空気における硫酸の拡散率は次式のように表される。
【数６６】
2016173227.tif 000085
(3.55)
ここで、Ｔはケルビン度数、ＤH2O4-airはm2/sの単位である。計算した熱拡散率並びに燃焼排ガスにおける水蒸気及び硫酸の質量拡散率を次表の表3.5に列挙する。76.7゜Ｆ及び１気圧空気中水蒸気の測定した質量拡散率は1.01ft2/hであり、76.7゜Ｆ及び１気圧におけるＮ２中の硫酸の測定した質量拡散率は0.364ft2/hである。湿った条件における有効拡散率は水蒸気が存在しない状態よりも少ないことが報告されている。水蒸気のルイス数はおおよそ１である。硫酸蒸気の拡散特性は水よりも相当小さいことが知られている。ランド（１９７７年）は±３０％の不確実性でＬｅに対して2.33の値を使用した。
【０１０８】
【表４】
2016173227.tif 000086
【０１０９】
硫酸の凝縮率
硫酸の凝縮率は蒸気相での濃度駆動力に比例し、また次式（3.56）の常微分方程式の積分によって計算することができる。
【数６７】
2016173227.tif 000087
(3.56)
ここで、
【数６８】
2016173227.tif 000088
は硫酸の凝縮率であり、パラメータｋm,H2SO4は硫酸の質量移動係数である。パラメータｙH2SO4及びｙi,H2SO4は、それぞれ燃焼排ガス及び界面における硫酸モル分率である。
【０１１０】
数値計算スキーム
凝縮熱交換器における熱及び質量移動のための解析的モデリングを開発するため、本発明システム及び方法は、適切な数値計算スキームを使用して図７Ａ及び７Ｂに表したすべての変数を解く。使用する数値計算スキームは反復解法であり、変数の計算値と目標値との間に妥当な一致が得られるまでループを繰り返す。
【０１１１】
ダクト内に多重チューブ曲げ部を有する対向及び交差フロー凝縮熱交換器を仮定する。燃焼排ガスがダクト内に流入し、また冷却水がチューブ内で燃焼排ガス流とは逆向きに流れる。この研究で考慮した試験的規模の凝縮熱交換器の全検査体積に対するスキームを図９に示す。
【０１１２】
図９に示すように、一実施形態は直列接続した５段の熱交換器を設ける。このような形態は、数個の所定変数、例えば、入口燃焼排ガス温度、入口燃焼排ガス流率（流量）、入口冷却水温度、冷却水流率（流量）、及び水蒸気の入口モル分率を含む。図示の凝縮熱交換器をモデリングするための単純化した数値計算スキームを図１０に示す。
【０１１３】
本発明システム及び方法は、所定入口冷却水温度を目標値として固定し、また収束基準として供する。入口冷却水温度を計算するため、出口冷却水温度の値は初期的に燃焼排ガス入口側を想定する。検査体積を一次元有限差分法のため区分的セルで離散化する。
【０１１４】
この解法は、必要変数を計算するための内側ループと、及び反復制御のための外側ループとにより構成される。内側ループは、出口冷却水温度の推定で開始し、各セルの未知の温度並びに熱及び質量移動係数のような変数を計算する。内側ループの１反復後、最終セルにおける計算した入口冷却水温度を、所定入口冷却水温度である目標値と比較する。一致しない場合、外側ループを調整し、また出口冷却水温度をアップデートする。内側ループは出口冷却水温度の新たに推定した値で開始する。外側ループは、計算した入口冷却水温度が妥当な精度内で目標値と一致するまで反復する。
【０１１５】
よりよい信頼できるレベルを得るため、総凝縮率を収束基準に追加する。この場合、解法の反復は、入口冷却水温度及び総凝縮率の双方が容認できる範囲内で収束するときのみ終了する。図１１は反復解法の詳細ロジックを示す。
【０１１６】
一次元有限差分法を適用するため全熱伝達表面積を離散化するにあたり、前進差分を使用した。台形公式を数値計算反復に適用した。
【０１１７】
凝縮熱交換器の動作
本発明方法及びシステムは、凝縮熱交換器の動作を改善する。本発明方法及びシステムは、熱交換器の現行動作条件下における凝縮量を予測する。本発明システム及び方法は、水及び酸を凝縮する冷却剤の流量（流率）及び温度の効果を決定する。オペレータは、冷却剤の流量を変動させて、凝縮量を制御することができる。本発明システムは、冷却剤の流量及び温度を変動させることのコスト解析を行う。
【０１１８】
冷却効果を増大することによって、熱交換器は水及び酸双方の凝縮量を増大する。冷却効果を増大させることは、熱交換器及び発電所の作動コストを増大させる。本発明システムは凝縮率及び冷却効果を変化させることのコストを決定する。幾つかの事例において、コストは大幅に凝縮率を増加させるのに僅かなものとなる。他の事例では凝縮率を変化させるのにコストは大きくなる場合がある。本発明システムはこのような分析を行って、冷却効果及び凝縮率の費用効果のよい管理を行う。
【０１１９】
システムは、冷却剤の流量を増大させることによって冷却効果を上げるようオペレータに警告することができる。他の実施形態において、本発明システムは自動的に冷却剤の流量を増加させ、凝縮を増大させることができる。システムは、さらに、冷却剤温度を減少し、凝縮熱交換器における凝縮を増大させることができる。燃焼排ガスの凝縮を増大させることによって、発電所で利用可能な水の量を増大させ、また燃焼排ガス内の酸の量を減少する。
【０１２０】
本発明システム及び方法は、さらに、燃焼排ガスから酸の凝縮を予測する。硫酸を含めた酸は熱交換器で凝縮する。燃焼排ガスから放出される酸の量を制限するために、熱交換器の動作条件を変更することができる。システム及び方法は十分な量の酸を凝縮していない場合、アラーム又は他の警報システムがオペレータに対して熱交換器において、十分でない量の酸しか凝縮していないことを警告する警報を発することができる。本発明方法及びシステムは、さらに、冷却剤の流量を増加させて、熱交換器における酸の凝縮を増加させることができる。本発明システムは、さらに、冷却剤の温度を低下させ、凝縮熱交換器における凝縮を増大させることができる。
【０１２１】
凝縮熱交換器のサイジング（寸法決め）
本発明方法及びシステムは、さらに、発電所の作動条件での凝縮熱交換器の動作をモデリングする。このようなモデリングによれば、発電所における適切な熱交換器を設置できるようになる。本発明方法及びシステムは、酸が熱交換器の凝縮表面のどの箇所で凝縮するかの情報を使用者に知らせることができる。方法及びシステムは、さらに、発電所で必要とされる熱交換器サイズ及び発電所に要求される負荷についての情報を使用者に知らせる。
【０１２２】
酸凝縮量は熱交換器全体にわたり変動する。硫酸によって生ずる腐食に対抗するため、酸凝縮を生ずる表面をポリマー、テフロン（登録商標）、耐腐食性コーティング、又は他の腐食防止剤のような腐食防止コーティングで処理する。しかし、酸は熱交換器のすべての凝縮表面で生ずるわけではない。本発明システム及び方法は、凝縮熱交換器にわたり生ずる酸凝縮量を解析する。凝縮熱交換器全体にわたる酸凝縮の場所及び量を知ることによって、使用者に対してどの場所に腐食防止コーティングを塗布すべきかの情報を提供する。発電所のオペレータは、発電所の作動環境でうまく機能するようカスタマイズした熱交換器を設計することができる。コーティング塗布量を減少することによって使用者はコストを削減することができ、このコスト削減は、酸凝縮を生じない凝縮表面に塗布するコーティング量を減らすことによって行うことができる。
【０１２３】
本発明方法及びシステムは、さらに、特定動作条件における熱交換器の有効性を決定する。このような決定によれば、その動作条件に対して最も有効な熱交換器を発電所に設置できるようになる。発電所は適切に機能しない熱交換器を設置することを回避することができる。発電所は、さらに、その発電所にとって大きすぎる熱交換器のコストを削減することができる。したがって、本発明方法及びシステムは、熱交換器を設置する環境に対して特別に設計した熱交換器を決定する。
【０１２４】
アッシュ汚損及びアッシュ堆積
本発明は、さらに、ポストボイラー熱交換器における一時的アッシュ堆積及びボイラー内の過加熱器及び予加熱器におけるアッシュ汚損の予測モデリングを提供する。増加した作動コストに起因して、幾つかの発電所は低級の又は混ぜ物の石炭を使用して運用する。このような石炭は、スラグ化／焼結化／汚損化する堆積物の急激な成長を生ずる。堆積物により生ずる増加した熱抵抗により、冷却又は加熱における熱伝達を低下させ、このことは異常作動に至る。したがって、発電所は、発電所設計条件から逸脱する。アッシュ堆積は発電所設備の性能に悪影響を与える。アッシュ堆積は不十分な作動及び生産性低下を生ぜしめる。アッシュ堆積は、さらに、発電所及びその設備の動作及びメンテナンスに関する困難性及び問題を増大させる。腐食層は発電所設備の寿命を短くする。したがって、アッシュ堆積は、発電所の全体性能及びコストを悪化させる結果となる。
【０１２５】
本発明システム及び方法は、アッシュ堆積を生ずる領域及びアッシュ堆積のレベルを表示する。このとき、オペレータは熱交換器の作動条件を変化させてアッシュ堆積を減少するようにすることができる。このような減少した作動は発電所の動作及び有効性を向上させる。使用者は、さらに、発電所設備の寿命を向上させることができる。
【０１２６】
本発明システム及び方法は、さらに、アッシュ堆積によって生ずる熱交換器内の水及び酸の凝縮効果を決定する。使用者は冷却効果を確立して、アッシュ堆積を考慮しつつ、水及び酸の凝縮を適切に管理することができる。
【０１２７】
本発明システム及び方法は、水及び酸の凝縮を生ずる面積を変更することができる。本発明システム及び方法は、凝縮を生ずる場所を空間的に予測する。使用者は冷却水温度、冷却水流量（流率）、チューブ設計、内部温度等を変化させることによって熱交換器の特性を変更することができる。熱交換器の動作及び設計に対するこのような変化によって凝縮を生ずる凝縮率及び場所を変更する。使用者は、次に凝縮を捕集する熱交換器の捕集ポイントを変更することができる。使用者は、さらに、凝縮によって生ずる腐食に対抗するための熱交換器に対するコーティングの位置を変更することができる。このような変化は熱交換器の寿命を伸ばし、またこのような問題によって生ずる稼働停止時間を減らす。
【０１２８】
本発明の恩恵を受ける当業者であれば、本明細書に記載の実施例と類似の、又は本明細書に開示した本発明の設計改善と類似の装置又は方法を設計するための創造基礎として使用できることは理解されるであろう。このような新規又は改善した創造は、本明細書に対する依存する程度に本明細書に記載した本発明に基づくものとして認識すべきである。
【０１２９】
上述のことから、本発明は、その構成に特有の他の利点とともに、上述のすべての結末及び目的を十分に得られることがわかるであろう。
【０１３０】
若干の特徴及びサブコンビネーションは、有用かつ他の特徴及びサブコンビネーションへの言及がなくても使用できることを理解されたい。このことは、特許請求の範囲によってまた特許請求の範囲内のものと考えられる。
【０１３１】
多くの可能な実施形態は特許請求の範囲から逸脱することなく本発明から実施できるので、本明細書で記載し、又は添付図面に示したすべての事項は例示的であり、また限定を意味しないものであることを理解されたい。
【図１】
2016173227.tif 000089
【図２】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７Ａ】
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【図７Ｂ】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図３】
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【外国語明細書】
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