研究期

報No. 110

令和元年 6 月

四 国 電 力 株 式 会 社
株式会社四国総合研究所

研 究 期報 １ １ ０ 号

目 次

ラマンイメージングによる管内気体拡散挙動の可視化と濃度分布計測 ...................... 1
Visualization of diffusion behavior and measurement of concentration
distribution of gas in a pipe by Raman imaging

土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究 ......................................... 12
Research on measurement method of air permeability coefficient anddiffusion coefficient of soil

加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発................................................ 25
Development of a Portable SO3 Analyzer Based on Thermal Conversion

レーザ吸収分光方式による硫化水素測定装置の開発 ................................................ 40
Development of a Hydrogen Sulfide Analyzer Based on Laser Absorption
Spectroscopy

研究期報№110

ラマンイメージングによる管内気体拡散挙動の可視化と濃度分布計測

目

的
本研究では，従来の接触式ガスセンサ等を用いた気流の可視化手法における課題を解決できる技術として，ラマンイメージング技術に基づく気流の可視化技術について，構造体内部の水素置換挙動の可視化を例にその有用性を実験的に検証する。本技術では，本来の流れ場へ一切干渉することなく，構造体内部
における気体挙動の可視化と空間濃度分布の計測が可能である。
主な成果
1. ラマンイメージングシステムの開発
構造体内部の気体の流れを，外部から非接触で可視化するラマンイメージン
グシステムを開発した（図１）。本システムは，Nd:YAG レーザ第 3 高調波を光源として，シート状に整形したビームを観測空間へ照射する。レーザ光軸に対し直角方向から ICCD 検出器を用いて，対象分子からのラマン散乱光を画像として取得する構成となっている。
2. 模擬配管の構築
本研究では，構造体として配管構造を例に，その内部の気流をラマンイメー
ジングにより観測するための模擬配管を構築した（図２）。模擬配管は，生成する流れの再現性を高めるための配管設計，バルブ選定等がなされており，ラマ
ンイメージングとのマッチングを図るため，配管構造の一部にレーザ光を導入する窓が設けられ，配管の観測部は，ラマン散乱波長の透過率が高い石英で製作されている。
3. 管内水素置換挙動の可視化
ラマンイメージングシステムと模擬配管を組合せた実験装置を構築し，各種
条件下における管内気流の可視化を行った。本稿では水素をターゲットとした
場合を例に，本装置を用いることで，鮮明なラマンイメージ及び空間濃度分布の経時変化が取得できることを実験的に検証した（図３）。本成果は，他の可視化手法では実現が困難であり，特に水素をはじめとする幾つかの分子種を対象とする場合については，本手法でのみ実現できるものである。

供給系

メインバルブ
SOL

開度[%]

N2
M.C.

SOL

100

H2

整流器

AIR

0

ゲートバルブ(VAT社製)

Vac.

石英窓

A

32A SUS管

レーザ照射

1500[mm]

助走管
8A

32Aベース
各種石英管<0.7[sec]

時間
[sec]

32A SUS管1000[mm]
3700[mm]

32A
90°エルボ(ロング)

試験系
排気系へ

32A

1/4インチバルブ止め
グローブ弁(手動)

図１ ラマンイメージングシステム

SOL

プラグ止め
電磁弁

M.C.

マスフローコントローラ
制御範囲：16～80[L/min]

図２ 模擬配管の構成

メインバルブ：Vm

助走管

石英管

レーザ光
水素

・ ビーム幅：20[mm]・ 光軸位置：配管中心

窒素

大気圧

大気圧
ブラインドエリア(83mm)

メインバルブ中心軸▲▲濃度分布画像0点

0.03[s]0.06[s]0.10[s]0.13[s]0.16[s]0.50[s]1.00[s]2.00[s]5.00[s]10.00[s]0.3[m]
0[%]100[%]

図３ 管内水素置換挙動の可視化事例（左：移流を伴わない場合，右：移流を伴う場合）
研究担当者
キーワード
問い合わせ先朝日一平，杉本幸代（株式会社四国総合研究所 電子技術部）
レーザラマン分光法，ラマンイメージング，空間濃度分布，水素，
管内気体拡散挙動
株式会社四国総合研究所 企画部
TEL 087-843-8111（代表） E-mail jigyo_kanri@ssken.co.jp
http://www.ssken.co.jp/[無断転載を禁ず]

研究期報№110

土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究

目

的
埋設ガス導管の保守管理等における安全性の課題は未だ多い。土中のガスの挙動は実現場の土壌種，状態が様々に異なることから，一様に定めるのは困難である。本研究は埋設ガス導管等の技術基準の整備に資することを目的とし，
通常のアスファルト舗装下の地中におけるガス拡散挙動を把握する上で必要な土壌の基礎的パラメータである透気係数・拡散係数の計測手法の開発について
報告する。
主な成果
1. 透気係数計測手法の開発
一般的な道路舗装構造の構成要素である真砂土，砕石，アスファルトの透気係数計測を目的として，透気係数計測装置及び計測手法を開発し、透気係数の計測を行った。真砂土の透気係数計測結果は，締固め度に大きく依存する結果となり，通説と一致する傾向を示した。砕石の透気係数はその粒度分布から推定される妥当な値であった。アスファルトの透気係数は，試料を用いたラボ内の計測では，サンプルごとのばらつきが大きいことが分かった。
2. 拡散係数計測手法の開発
一般的な道路舗装構造の構成要素である真砂土，砕石，アスファルトの拡散係数計測を目的として，拡散係数計測装置及び計測手法を開発した。装置と計測手法の妥当性を評価するため，含水比や密度等の条件変化がほぼ無視できる理想状態の土壌の模擬試料としてガラスビーズを用いて，基礎試験を行った後，地盤各層の試料の計測を行った。真砂土と砕石の相互拡散係数はアスファルトに比べて 10 倍以上あり，真砂土・砕石と比較するとアスファルトのガスの濃度上昇勾配が緩やかであるということが分かった。また，アスファルト舗装の有
無による，地中ガスの閉じ込め効果などの漏えい・拡散の挙動の差異についての知見を得ることができた。

屋外へ排気パッキン

φ100mm

圧力センサ

データロガー（圧力と流量を記録）

土壌試料

デジタル
マスフロー
メータ

ガラス玉
（整流器）

圧力センサ

水素ガス

水素ガス導入図 2 透気係数計測装置の外観

図 1 透気係数計測装置の構成
160[単位：mm]

Ta

120

土壌試料

隔壁用プレート
酸素センサ

100

拡散容器

100

図 4 拡散係数計測装置の外観

図 3 拡散係数計測装置の構成

表 1 透気・拡散係数計測結果
土壌試料

空隙率 [%]

透気係数 [m2]拡散係数 𝐷𝑒 (𝐻2 ) [m2/s]

真砂土(200mm)

23.64

2.4738E-11

1.5978E-05

砕石(200mm)

23.22

2.5865E-11

9.4884E-06

アスファルト(25mm)

6.90

1.7865E-12

6.1304E-07

アスファルト(100mm)

6.90

7.6432E-13

5.6919E-07

研究担当者

荻田将一，市川祐嗣，杉本幸代，朝日一平（株式会社四国総合研究所 電子技術部）

キーワード

透気係数，拡散係数，移流移動，拡散移動，アスファルト混合物

問い合わせ先株式会社四国総合研究所 企画部
TEL 087-843-8111（代表） E-mail
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jigyo_kanri@ssken.co.jp[無断転載を禁ず]

研究期報№110

加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

目的
測定原理･装置構成ともにシンプルで現場使用に適した加熱変換方式の採用

により、排ガス中の SO3 濃度を連続測定でき、かつ長期稼動に耐える可搬型のSO3 濃度測定装置を開発し、実験室および石炭火力発電所(脱硝装置出口)で実用性能を検証する。

主な成果
１．試作装置の設計製作
石炭火力発電所における SO3 濃度の長期傾向監視を前提に、SO3 加熱変換･1 系
統 SO2 増分測定方式を考案し、可搬型 SO3 濃度測定装置を設計･試作した。
同方式では、1 系統におけるサンプルガス温度を 2 時間サイクルで上下させ、それに伴う SO2 濃度の変化(加熱時の増分)に基づいて等価的に SO3 濃度を測定する。試作した装置は、サンプリング･加熱変換部(電気炉一体型プローブ)と測定制御部(レーザ式 SO2 計･制御用 PC)で構成されており、排ガスを加熱サンプリン
グして SO3 濃度を測定できる。
２．実験室での性能評価
SO2 標準ガスを SO3 発生装置(酸化触媒)経由で試作装置に供給し、SO3 濃度の連続測定試験を行った結果、測定値は安定して推移しており、基本性能は良好であることを確認した。また、測定値と手分析値との比較試験では、温度条件等の影響で測定値の方が 2 割ほど低い値となったが、両者に十分な相関性があることを確認した。なお、実験室における試作装置の測定下限は 1ppm である。
３．現場での性能評価
四国電力㈱橘湾発電所の脱硝装置出口において、試作装置の長期フィールド試験を実施し、現場での総合的な性能評価を行った。
SO3 濃度の測定トレンドは、AH ガス温度･ガス差圧等のプラントデータに連動しており、測定値と手分析値との比較試験では両者の明確な相関性を確認できた。
また約 1 年間の長期稼動に耐えることも検証ずみである。

電気炉一体型プローブ

電気炉一体型
プローブ(サンプリング・加熱変換部)

測定制御装置(測定制御部)

温度
センサ

温度
センサ

測定制御
ボックス

O2 計

流
量
計

P

制御用
PC

圧力
センサ

投
光
器

測定セル

測定制御装置
受
光
器

ドレン
ポット

レーザ式 SO2 計

図 1 試作装置の基本構成

図 2 フィールド試験状況

表 1 試作装置の基本仕様
測定原理

SO3加熱変換･1系統SO2増分測定方式

サンプリング方式 電気炉一体型プローブによる加熱吸引
測定レンジ0～100ppm（測定下限:1ppm）

測定周期

2時間

SO3
測定値
[ppm]

本体：W1130×H500×D370mm･60kg

寸法･重量

電気炉一体型プローブ:φ150×L1800mm･10kg

SO3 手分析値[ppm]（SO3 発生装置を使用した実験室で試験結果）

図 3 手分析値と測定値の相関性● SO3測定値

SO3
濃度
[ppm]

○ SO3手分析値

SO2 濃度SO2
SO3
濃度 測定値[ppm] [ppm]SO3 手分析値[ppm]
AH 入口ガス温度
差圧
[kPa]

温度
[℃]

差圧
[kPa]

温度
[℃]

AH ガス差圧
SO3 測定値[ppm]

図 4 脱硝装置出口での測定試験データ(手分析値および AH ガス温度・ガス差圧との相関性)
研究担当者

市川幸司，海稲隆成（株式会社四国総合研究所 エネルギー技術部）
杉本幸代，朝日一平（株式会社四国総合研究所 電子技術部）

キーワード

空気予熱器，酸性硫安，SO3 濃度，加熱変換
電気炉一体型プローブ，可搬型測定装置

問い合わせ先株式会社四国総合研究所 企画部
TEL 087-843-8111（代表） E-mail
http://www.ssken.co.jp/

jigyo_kanri@ssken.co.jp[無断転載を禁ず]

研究期報№110

レーザ吸収分光方式による硫化水素測定装置の開発

目

的
本研究では、レーザ吸収分光方式によりボイラ排ガスに含まれる H2S(硫化水素)の濃度を測定する硫化水素測定装置を開発し、将来的な H2S 低減対策に活用することを念頭に、実験室や発電所で同装置の実用性能を検証する。
主な成果
1. 硫化水素測定装置の製作
微粉炭焚き火力発電所のボイラからサンプリングした高温・高煤塵の排ガス中に含まれる H2S を安定して連続測定できる装置を製作した(図１)。
本装置は、測定制御部(本体)と、各測定座に設置するサンプル部に分かれて
おり、サンプル部で吸引した排ガスを本体の測定セルまで通気し、H2S 濃度を測定している。レーザ式 H2S 計や、加熱プローブ・煤塵ポット方式等の採用により、大がかりな前処理装置を必要とせず、高温・高煤塵下において安定した排ガス測定が可能である。
2. 定点連続測定による基本性能の評価
試作装置を四国電力㈱橘湾発電所のボイラ左側壁付近に設置し、未燃分が多く測定が困難な測定座 18L において、定点連続測定を実施した(図 2)。
吸引圧力低下時に、自動でプローブ内のパージを実施することで閉塞が復旧
し、流量 2L/min 以上を概ね保持しながらサンプリングできており、また H2S 濃
度は、安定して推移している(図 3)。
3. 切替測定試験による基本性能の評価
同発電所の左側壁測定座 7 個所よりサンプリングを行い、切替測定試験を実施した。定点連続測定試験と同様に、吸引圧力低下時にパージにより閉塞が解消され安定してサンプリングできており、また測定座毎の H2S 濃度の相違も確認できた(図 4)。各測定座における H2S 濃度の 1 日平均値のうち、ほぼ 0ppm で推移している測定座は 12L、13L、14L であり、また、ボイラ下部の還元性雰囲気が強いと推測される個所においては、H2S 濃度が高い傾向にあることを確認した(図 5)。

測定制御用ノート PC

H2S 計
(受光部)

測定セル

H2S 計
(投光部)

L

O2 計

18L

PC
P

H2S 計
(受光部)

リレー
箱

L
6F
L

(缶左)

H2S 計
(投光部)

架台(足場鋼管)

9F

17L 16L 15L 14L 8F

測定制御部 (3FL)(a) 測定制御部

12L

13L

測定座内部
(直管・フィルタなし)

測定個所

所
図 2 試作装置構成と測定個所

端子箱
パージ弁

流量[L/min]×パージ弁 ON

圧力[kPa]

加熱プローブ
サンプル
切替弁

H2S 濃度[ppm]

既設測定座

H2S 濃度煤塵ポット(b) サンプル部

図 3 定点測定試験１日トレンド(測定座 18L 12/13)

図 1 基本性能評価試験状況

H2S 濃度
18L 12L 13L 14L

15L 16L 17L 18L 12L 13L 14L

15L 16L 17L 18L

12L 13L 14L

×パージ弁 ON

15L 16L 17L 18L 12L

H2S 濃度[ppm]

17L

300
12L

13L

H2S 平均濃度[ppm]

H2S 平均濃度[ppm]

図 4 切替測定試験トレンド(缶左全測定座 3/15～3/17)
18L

200

100

0
2/9

2/14

2/19

2/24

3/1

3/6

3/11

(a) 各測定座の H2S 濃度 1 日平均値の推移(測定座 12L 13L 18L)

3/16(b) 測定座毎の H2S 平均濃度

図 5 切替測定試験時の H2S 平均濃度

研究担当者
キーワード
問い合わせ先海稲隆成，市川幸司，土田雅彦（株式会社四国総合研究所 エネルギー技術部）
硫化水素，硫化腐食，レーザ吸収分光方式，硫化水素測定装置，高煤塵株式会社四国総合研究所 企画部
TEL 087-843-8111（代表） E-mail jigyo_kanri@ssken.co.jp
http://www.ssken.co.jp/[無断転載を禁ず]四国電力，四国総合研究所
研究期報１１０ (2019年6月)
１－１１

ラマンイメージングによる管内気体拡散挙動の可視化と濃度分布計測㈱四国総合研究所 電子技術部㈱四国総合研究所 電子技術部

キーワード：Key Words：

レーザラマン分光法
ラマンイメージング
空間濃度分布
水素
管内気体拡散挙動

朝日
杉本

一平
幸代

Laser Raman spectroscopy
Raman imaging
Concentration distribution
Hydrogen
Diffusion behavior of gas ina pipeVisualization of diffusion behavior and measurement of concentration distribution of gas in a pipeby Raman imaging

Shikoku Research Institute, Inc., Electronics Technology Department
Ippei Asahi, Sachiyo Sugimoto

Abstract

Research to clarify the advection and diffusion behavior of gas plays an important role in a wide range of fields
from basic to applications in science and technology. In general, the behavior of fluid is reproduced and clarified by
CFD simulation analysis supported by experimental results. That is, experimental results are extremely importantin guaranteeing the reproducibility of simulation analysis. However, at present, measurement of spatialconcentration distribution by multipoint measurement using a contact type gas sensor is mainstream. In thismethod, there are the problems that the installation of the sensor physically affects the flow field, themeasurement results may be delayed in time depending on the responsiveness of the sensor, the spatial resolution
becomes rough, and the like. The interference with the original flow field becomes stronger in the case of a closed
space such as the inside of a structure.
In this paper, we report on our success in constructing a measurement system based on Raman imaging
technology, visualizing the gas behavior and measuring the spatial concentration distribution of gas in a pipe
without any interference with the original flow field.

－1－1. 序 論の密度変化（＝光の屈折率変化）を光の陰影とし気体の移流や拡散挙動を明らかにするための研て投影することで，流れの経時変化を可視化する

究は，噴流や渦の解析，エンジン内気体流動解析，手法である 4)。噴流内に生じる乱流や渦の様子な

室内流動解析など，科学技術における基礎から応ど，比較的速い現象をリアルタイムで撮像するこ用に亘る幅広い分野において重要な役割を果たしとが可能であるものの，基本的には定性的な可視

ている

1)-3)

。一般的に，流体の挙動は実験結果に裏化に留まるものである。

付けられた CFD （ Computational Fluid Dynamics）

PIV は，トレーサと呼ばれる微粒子を投入したシミュレーションによって再現され，明らかにさ

流れ場にレーザ光を照射し，流れに追従するトれる。即ち，実験結果がシミュレーション解析のレーサから生じる弾性散乱光を撮像することで流再現性を保証する上で極めて重要であると言える。

れを可視化する。これにデジタル画像処理技術を

流れの状態は，流速，温度，密度，圧力などの加え，流れ場の多点の速度情報を抽出する流速計

物理量の空間分布として表現される。媒質が可燃測技術である 5)-7)。気流の計測では主に，粒径数 µm性物質である場合，流体解析の目的は概ね安全性のオイルミストが用いられる。この場合，観測にの検証や，エネルギ効率の向上であるため，媒質用いる現象は微粒子による光の Rayleigh 散乱であの密度或いは濃度に注目し，流れの様子が観測さる。PIV は，流れの定性的把握と定量計測を可能れる。しかしながら，現在，実験による濃度分布とする比較的新しい計測技術であり，近年では 2

計測は，接触式ガスセンサを用いた多点計測によ

次元・3 次元計測や高時間分解計測も可能となっる手法が主流である

1)。この方法では，センサのている。しかしながら，PIV は，トレーサが流れ

設置が流れ場に物理的な影響を与えること，時間場に追従することを前提とする手法であること，的，空間的な分解能が粗いこと，などが課題とな

構造体内部の観測においてはトレーサの付着にる。本来の流れ場への干渉は，構造体内部等の比

よって観測が困難になる場合があることに留意が較的狭隘な閉鎖空間内を観測する場合，その影響必要である。また，得られる物理量は速度分布にはより顕著となる。

限られる。

本稿では，これらの課題を解決できる流れの可

P-LIF は，レーザの照射によって生じる媒質か視化手法として，ラマンイメージング技術に基づらのレーザ誘起蛍光を撮像する手法であり，照射く流れの可視化について述べる。本技術では，本するレーザ光をシート状に拡大整形することによ来の流れ場へ一切干渉することなく，構造体内部

り，2 次元のエリア計測を可能とするものであるにおける気体挙動の可視化と空間濃度分布の計測

8)-10)。

が可能である。
2. 技術的背景
流れの状況を理解することは，現象を解明するための第一段階として重要なステップであるが，通常，流れそのものは目に見えないものである。
図1

これを目に見えるようにする技術が，流れの可視

レーザ誘起蛍光の概念化である。当然のことながら，本来の流れの状態に影響を与えない手法が求められるため，一般的

図 1 に示すように，レーザ誘起蛍光は，対象物に，光を用いた非接触計測手法が適用される。流質をレーザで励起し，緩和過程で発する蛍光を測れを可視化する光学的手法としては，シャドウグ

定するものであり，照射するレーザ波長は，対象

ラ フ 法 や 粒 子 画 像 流 速 測 定 法 （ Particle Image

物質の電子吸収帯に一致させる必要がある。LIF

Velocimetry：PIV），平面レーザ誘起蛍光法（Planer

信号強度は一般に次式で表される 8)。

Laser Induced Fluorescence：P-LIF）が良く知られている。

𝑆𝐿𝐼𝐹 = 𝛷𝑛𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 χ𝑓𝐵 (𝑇)𝛼𝐺𝜂

シャドウグラフ法は，流れ場に形成される媒質－2－

𝐼𝐿𝑎𝑠𝑒𝑟ℎ𝜈(2.1)

ここで，𝑆𝐿𝐼𝐹 ：LIF 信号強度，𝛷：装置定数（励起領域の体積，観測領域の立体角，検出器の量子効率により定まる），𝑛𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ：気体分子の全密度， χ：
対象物質のモル分率，𝑓𝐵 (𝑇)：振動回転状態の統計
分布関数，𝛼：吸収係数，𝐺：吸収線とレーザ線幅の重なり率，𝜂：量子収率，𝐼𝐿𝑎𝑠𝑒𝑟：励起光強度，ℎ：Planck 定数，𝜈：励起光の振動数である。量子収率
𝜂は 2 準位系モデルの定常状態を仮定できる場合，次式に示すレート方程式を解くことで求められる。
図2
𝐴

𝐴
𝜂=
≅
𝐴 + 𝐵𝐼𝐿𝑎𝑠𝑒𝑟 + 𝑄 𝑄(2.2)

ラマン散乱の概念

図 2 に示すように，ラマン散乱は，分子による光の非弾性散乱の一種であり，光と物質を構成す

ここで，𝐴，𝐵はアインシュタインの A 係数，B 係る分子の間におけるエネルギの交換によって，入数，𝑄は分子衝突によって励起状態の物質が光の射光と異なる波長の光が散乱される現象である 11)。

輻射を伴わずに失活するクエンチングレートであ

入射光に対する散乱光の波長の変化量は物質固有る。一般に，実験においては𝐵𝐼𝐿𝑎𝑠𝑒𝑟 が無視できるの値を有し，これをラマン散乱光と呼ぶ。また，程度に励起光強度を抑える。𝑄は物質によっては𝐴物質をレーザ光で励起し，ラマン散乱光を分光しに比べて 2 桁程度大きく，分子衝突に由来するもて検知する手法をレーザラマン分光法と呼ぶ。

のであるため，温度や観測空間の分子組成等に依気体の検知においては一般的に，分子の内部エ存する。場合によってはこれらに加え振動・回転

ネルギに対応するラマンシフトνに応じ，入射光波準位間での緩和や項間交差の影響を考慮する必要

長λ(= 1/𝜈0 )に対して長波長側に発生する一次スがある。

トークス光を用いる。分子𝑥によるラマン散乱波長

P-LIF では，流れ場を形成する分子から生じる

𝜆𝑥 は1/𝜆𝑥 = 𝜈0 − 𝜈により定まる 11)。即ち，複数種

これらの蛍光を，シートビームによって 2 次元空の物質が混在する雰囲気中に，任意波長のレーザ間分布として直接観測するため，トレーサは不要

光を照射すると，ラマン効果は各物質固有の内部である。従って，より本来の姿に近い状態で流れエネルギに対応する複数の波長の散乱光となって場を観測することができる。しかし，濃度計測をそれぞれに生じる。図 3 に波長 355nm のレーザ光行う場合，前述のように多くの条件や制約を考慮

により励起した大気主成分である窒素，酸素及びする必要がある。また，蛍光発光の波長幅が比較代表的な可燃性ガス種であるメタン，水素のラマ

的広く，多くの物質において重なる波長領域が生

ンスペクトルをそれぞれ示す。

じるため，分子種の特定ができる条件は限られて

図 3 に示すように，複数種の物質が混在していいる。構造体内部の観測では，多くの場合構造体

る場合でも，単一波長のレーザ照射に伴い，各分そのものから生じるレーザ誘起蛍光との分離に留子固有の波長に散乱光が生じる。従って，励起レー

意する必要がある。

ザ波長により定まる対象分子種のラマン散乱波長

このように，一般的に用いられている流れの可のみに注目し応答を捉えることにより，雰囲気中視化技術において，空間濃度分布計測ができる手に存在する特定分子の検出が可能であり，分光計

法は限られており，その中でも多くの制約が課さ測を行うことによりマルチ成分の同時観測も可能

れているのが現状である。

となる。また，ラマン散乱光の強度は，励起空間中に存在する分子の密度に比例するため，ラマン

3. 計測原理

散乱光の強度から，濃度の定量化が可能となる。

これらの背景を踏まえ，著者らは，流れを可視

このように，レーザラマン分光法は，各種計測手化するための計測原理として，レーザラマン分光法と比較して優れた特徴を有する手法であり，単法を用いることとした。

原子分子を除く多くの化学物質に対し，原理的に

－3－

―CH4
O2 ―O2 N2―N2 CH4水素分子とし，構造体を配管とした場合，即ち，

―H
H2 2

4000

配管内における水素の流れの可視化事例について3500解説する。これは，将来における一般家庭に向けた水素導管供給を想定し，現行の都市ガスパイプ

信号強度 [a.u.]

3000

ラインの運用方法を水素に転用することが可能で2500あるかどうかを検討する調査事業の一環として実2000施したものであり 13)，ここでは，初期状態として

1500

窒素が充填された配管内に水素を導入した場合の

1000

両ガスの置換挙動を可視化した事例について述べ500る。
図 4 にラマンイメージングシステムの装置構成

0
360

370

380

390

400

410

420

430

を，表 2 に主要構成機器の仕様をそれぞれ示す。

波長 [nm]

図3

大気成分及び可燃性ガスのラマンスペクトル事例は適用可能である。一方で，現時点で本原理を用いて実用化されている製品はごく僅かである。その最大の要因は，ラマン散乱が他の光-物質間相互作用と比較して，極めて弱いためである。表 1 に代表的な光-分子間相互作用の断面積の典型値を示す 12)。
表1

図4

光-分子間相互作用の断面積

過程

断面積

紫外吸収

10-18

赤外吸収

10-20

蛍光

10-19

レイリー散乱

10-26

ラマン散乱

10-29

ラマンイメージングシステム装置構成

[cm2]

表2

主要構成機器の仕様
パルスレーザ装置種

表 1 に示すように，一般にラマン散乱は，他の別あることがわかる。従って，実用にあたっては，
微弱な応答を高感度に捉えるための様々な方策が必要である。
4. 実験装置構成
4.1 ラマンイメージングシステム
本稿では，前節に述べたラマン散乱光を高感度
CCD 検出器を用いて画像として捉えることにより，気体の挙動を可視化する。ここでは，対象を－4－

Nd:YAG レーザ

メーカ/型式

Quantel波355 [nm]長

光-物質間相互作用と比較し，概ね 1/1000 以下の発生確率（断面積）であり，非常に微弱な作用でフラッシュランプ励起

CFR400

パルスエネルギ

80[mJ](Max)

パルス幅

7[ns]

ビーム外径

6.0[mm]

ビーム拡がり角<3.5[mrad]繰返し周波数30 [Hz]3ン散乱光を撮像した。ラマン散乱光はレーザ照射

ICCD カメラ
メーカ/型式イメージセンサ
CCD
フォーマット
インテンシ
ファイア形式
分解能

メーカ/型式
焦点距離Princeton

光軸に対して直角方向から広角カメラレンズによInstruments/PI-

MAX4:1024f

り集光し，ICCD 検出器を用いて画像として検出

MPP フロントイルミネイ

した。この場合，水素分子のラマン散乱波長は約

テッド CCD

416nm となり，レーザ波長，観測波長共に紫外領

1024×1024 [pixel]

域の光となる。従って，レーザを導入する窓材及ピクセル/素子サイズ：

び観測部の配管は紫外波長域において高い透過率

19×19[µm]/12.4×12.4[mm]を有する石英を用いて製作した。
本装置によるガスの可視化領域は，ICCD カメラ

18mm-Gen III HBfの視野内にあるレーザ光照射領域である。シート

16bit

光を拡大し，レーザ光照射領域を広く取ることで，カメラレンズ

可視化領域が拡大することになるが，シート光の

Nikon/Ai

Nikkor

拡大はレーザ光のエネルギ密度を低下させ，これ

50mm

f/1.2Sに伴いラマン散乱光強度が低下する。このように，

50 [mm]

本計測手法では可視化領域の拡大と計測の感度がトレードオフの関係となるため，対象物質や求め

絞り(最大-最小)f/1.2-f/16

られる検出限界に合わせ，照射ビーム外形の最適化が必要である。ここでは，焦点距離 f = -200mm

水素ガス用干渉フィルタ
メーカ/型式
透過中心波長/半値全幅のシリンドリカル平凹レンズと，f=700mm のシリAndover/020FC06-25 4161

ンドリカル平凸レンズにより，レーザ光を 20×

416.1[nm]/2.0[nm]7mm のシート状に整形し，観測部へ照射した。
従って，本装置によって一回の計測により可視化

酸素ガス用干渉フィルタ
メーカ/型式
透過中心波長/半値全幅される領域は，レーザ光軸に対し鉛直方向にAndover/020FC04-25 3754

20mm となり，レーザ光軸方向については ICCD カ

375.4[nm]/2.0[nm]メラの視野によって決まる値となる。また，撮像面に対し垂直方向については，レーザシート光のラマンエッジフィルタ
メーカ/型式
レーザ光
ブロッキング値

厚み 7mm の領域で生じたラマン散乱光が積算さ

Semrock/LP02-355RU-25

れた値となる。
ラマン散乱光は極めて微弱であるため，計測の>99.9999[%]

際，太陽光や照明光などの背景光やレーザ照射に信号処理ソフトウェア
メーカ/型式
平滑化処理

Princeton

伴う散乱光の影響を大幅に抑制する必要がある。
Instruments

また，本研究で対象とする水素分子と観測空間に/Light Field

存在する他の分子（本稿では窒素）のラマン散乱

ガウシアン 5×5

光とを分離する必要がある。ここでは，中心波長416.1nm，半値全幅 2.0nm の光学バンドパスフィル

本手法では，構造体の一部にレーザ波長に対しタを使用することで水素分子のみを選択し，ロン

透過率が高い物質を用いた窓を設け，内部にレーグウェーブパスエッジフィルタを用いてレーザ波ザ光を導入すると共に，構造体における観測箇所

長の外乱光を遮断した。また，背景光の影響を抑を対象分子のラマン散乱波長に対し透過率が高い

制するために， ICCD カメラのシャッタ開放のタ物質を用いて製作することによって，構造体外部

イミングをレーザ光のパルス発振と同期させ ，から内部の流れを非接触で可視化する。

ICCD カメラの露光時間をレーザパルスと同程度光源に Nd:YAG レーザ第 3 高調波(波長 355nm)の 7ns とした。ラマン散乱光は励起レーザ光の電を用い，シート状にしたレーザ光を後述する模擬場の振動方向に対して直角方向に強く放射される。

配管の観測領域に照射して，水素分子によるラマ

従ってレーザ光の偏波面は観測面内において垂直－5－

となるよう調整した。

供給系

メインバルブ
SOL

開度[%]

N2

前述のとおり，本装置では観測部の配管を石英

M.C.

SOL

100

H2

整流器

AIR

で製作している。石英は，紫外領域における透過0

ゲートバルブ(VAT社製)

Vac.

率が高いことに加え，ガラス材の中でもレーザ照石英窓

射に伴う誘起蛍光の発生が少ない物質である。通A

32A SUS管

レーザ照射

1500[mm]

助走管

常，蛍光スペクトルは励起波長より長波長側の広

8A
↓
32A

い波長域に亘りブロードな分布を示すため，本手

32Aベース
各種石英管<0.7[sec]

時間
[sec]

32A SUS管1000[mm]

3700[mm]

90°エルボ(ロング)試験系法のように，ストークス光を観測する場合，ラマ

排気系へ
32A

ン散乱波長と蛍光波長の一部が干渉することにな

1/4インチバルブ止め
グローブ弁(手動)る。即ち，蛍光は本質的に干渉フィルタによる波

S プラグ止め
O
電磁弁
L

M.C.

マスフローコントローラ
制御範囲：16～80[L/min]

長選択の効果が及ばず，ガラス材の中では相対的
図5に低いとされる石英の蛍光であっても，ラマン散

模擬配管の構成

乱を観測する場合は十分強い外乱光となる。一方，ラマン散乱光はレーザの照射に伴い瞬時に発生すいる。窒素から水素へ置換する場合，供給系からる現象であるのに対し，蛍光はレーザの照射から導入される水素及び窒素の各ガスは 8A 配管から数十 ns 以上の時間をおいて比較的長時間に亘り整流器を通過し，32 A 助走管に接続される構造と発光する現象である。これは両者の光学過程が異なっている。ここで水素導入弁を VH，窒素導入弁なることに由来する。本システムでは，この特性を VN と呼称する。VH 及び VN は，ガスの導入に対を利用して，レーザ照射からゲート開放までの遅する計測系の精密なタイミング制御のため電磁弁

延時間を適切に設定することで，水素分子による(防爆仕様)を採用した。助走管は 1500mm の延長

ラマン散乱光と石英管から生じるレーザ誘起蛍光とし，観測部へガスの導入を操作するメインバル

を時間的に分離している。

ブへ接続する。ここで，試験結果を用いてシミュ

4.2 模擬配管

レーション解析の再現性評価を行うことを視野に前項に述べた方策は全て，取得画像におけるラ入れると，メインバルブ開放時に界面を崩すこと

マンイメージのコントラストを高めるためのもの

なく計測を開始することが重要なポイントとなる。

である。しかしながらそれでも，ラマン散乱光が即ち，開閉機構と開閉の応答速度に注目し最適な

非常に微弱であることから，より鮮明な流れのラバルブを適用する必要がある。ここでは，VAT 社

マンイメージを得るには十分ではない。ここでは，製ゲートバルブをメインバルブに採用した。ゲー

観測部（石英管）を含む配管系全体（以下模擬配トバルブは上下摺動によりバルブの開閉を行う機管）によって生成する流れの再現性を高め，単一構となっており，バルブの開放開始から完了まで条件において，ラマンイメージの撮像を複数回行の時間は 0.7 秒以下である。また，試験におけるい，得られた各時刻のラマンイメージを重ね合わ

初期状態の調整に必要なガス置換操作を行うためせることによって，より明瞭な流れの可視化を実に，導入管及び助走管に大気圧調整ラインと真空現した。模擬配管の構成を図 5 に示す。

引きラインをそれぞれ設置し，導入管内のガス温模擬配管の構造は，水素導入条件を設定するた

度，圧力及びガス濃度をモニタするためのセンサ

めの供給系と，流れを安定させるための助走管及を接続した。

び水素のラマン散乱光の経時変化を撮影する石英

観測部は，配管口径 32A を想定した実験を行う管から成る試験系と，ガスを排出するための排気ものとし，規格に示される配管内径に対し最も近系から構成される。本稿では，直管内におけるガい寸法の石英標準管を選定した。

ス可視化事例について述べるが，配管の組み替え

以上，本研究において構築したラマンイメージ

によって，縮拡径管や曲管など，様々な形状の配ングシステムと模擬配管から成る実験装置（図 6）

管内部の観測が可能となっている。石英部を除き，について概説したが，ラマンイメージングでは，全配管系は SUS304 管により製作した。各部位はレーザ装置等を含む撮像のための光学システムのフランジ接続または溶接接続によって接続されてみならず，観測場を構成する機器についても，ラ－6－マンイメージを取得するために最適化を図ることの生成が計測に悪影響を及ぼすことが懸念された。

が重要であり，これによって，鮮明な可視化画像

従って，本研究ではこれらを総合的に考慮し，
表 3 に示す手順により，導入部のガスを置換し，を得ることができる。

メインバルブの開放及び計測を行うこととした。
はじめに，助走管及び石英管を含め，模擬配管
全域を窒素に置換する(①)。このとき，模擬配管の最下流は大気開放されている。次にメインバルブを閉止し，助走管と石英管の接続を遮断すると共に，助走管内の気体を排出し真空状態にする(②)。
十分に真空度が確保されていることを確認し，助走管内に水素ガスを導入する(③)。このとき，水素
ガス濃度センサの指示により，助走管内の水素濃度をモニタリングし，100%に至るまで②，③を繰
図6

り返す。水素濃度 100%に至ると，助走管内への水

配管内水素のラマンイメージング
実験装置外観

素供給を停止し，同管内圧力が大気圧であることを確認の上，排気系のバルブを全て閉止する(④)。

4.3 管内ガス流と計測のタイミング制御

これまでが試験の準備段階となる。続いてメイン

前述の模擬配管系では，置換挙動の計測に際し，バルブを開放し，水素ガス及び窒素ガスを接続す観測部を初期状態の窒素で満たし，助走管を水素る(⑤)，メインバルブ開放から 1.2 秒後にレーザ Q

ガスに入れ換えた後，メインバルブの開放によりスイッチを起動し ，管内にレーザ光を照射する

石英管内の置換を開始する。一般的に，バルブは(⑥)。Q スイッチ起動から 0.02 秒後に水素制御バ動作機構や口径により開閉の応答速度が異なり，ルブを開放し，管内に水素ガスを供給する(⑦)。

また，動作中は必然的に管内の開口面積が変化す
表3る。このとき，助走管内にガス導入に伴う圧力が作用していると，バルブ開動作の間，開口面積の気体導入の手順
メインバルブ：Vm

変化に応じ流速が変化し，ガスの境界面が大きく

ガス濃度センサ C
助走管

乱れるため，計測結果から各ガスの物性そのものに由来する置換挙動を解析することが困難となる。

石英管
窒素

窒素

①

従って，本研究における模擬配管では，管内ガス

大気圧
窒素
VN

制御において，初期状態におけるガス界面の乱れ

水素 真空
VH VV

窒素

大気圧
大気圧
VA
窒素

を最小限に抑えることに留意し，部品の選定やガ・助走管，石英管全域を窒素ガスに置換する。

ス制御手法の検討を行った。
前述のとおり，本研究でメインバルブとして用いるゲートバルブは，バルブ開動作開始から完了までの経過時間がわずか 0.7 秒であり，応答が非常に速い。また，開閉動作は上下摺動によるため，ガス界面に与える物理的な作用は各種バルブの動②作機構の中では最も少ないと考えられ，本研究におけるメインバルブに適している。本実験装置では，観測部にレーザ光を照射する必要があるが，・メインバルブ Vm を閉じ，助走管と石英管をメインバルブを閉止した状態でレーザ光を導入す遮断する。

ると，バルブにレーザ光が照射されることにより・助走管内の窒素ガスを排気する。

シール面の表面状態が悪化し，気密性能が低下する。また，シール材の変質や，これに伴う微粒子－7－メインバルブ：Vm

メインバルブ：Vm

ガス濃度センサ C

ガス濃度センサ C

助走管

助走管

石英管

水素

窒素

③

窒素
VN

水素 真空
VH VV
水素

窒素

大気圧

⑦

大気圧

大気圧

石英管

水素

レーザ光

窒素
VN

大気圧
VA

水素 真空
VH VV

大気圧
大気圧
VA

水素

水素

・レーザ照射から 0.02 秒後に水素制御弁 VH を開放し，管内に水素ガスを供給する。

・助走管内に水素ガスを充填する。
・ガス濃度センサで水素濃度が 100%に達する

これらの一連の手順により，レーザ光の照射によまで②，③を繰り返す。

るメインバルブの損傷を防ぎ，また，バルブ開放

メインバルブ：Vmに伴う両ガスの界面の乱れを抑えた上で置換挙動

ガス濃度センサ C
助走管
水素

窒素
VN

本実験装置では，4.1 節に述べたように，ICCD

窒素

カメラの撮像のタイミングがレーザ装置の Q ス

大気圧

大気圧

④

を可視化することが可能となった。

石英管

水素 真空
VH VV

大気圧
VA

イッチ信号と同期している。レーザパルスの繰返し周期 30Hz で計測する場合を例にとると，バル・助走管内の水素濃度 100%を確認し水素制御

ブ開放のタイミングによって，計測ごとに現象に

弁 VH を閉止する。

対する撮像の起点が最大 0.03 秒程度の範囲でずれ

・管内が大気圧であることを確認し，大気圧調ることになる。本実験装置では，図 7 のチャート

整弁 VA を閉止する。

に示すようにバルブの駆動とシャッタの開放のタ
イミングを制御する時限装置を製作し，計測結果

メインバルブ：Vmの正確な再現性を確保した。

ガス濃度センサ C
助走管

石英管

水素

⑤

窒素

窒素
VN

▼開始信号

大気圧

大気圧
水素 真空
VH VV

大気圧
VA

メインバルブVm起動信号

・メインバルブ Vm を開放し水素層と窒素層をレーザ発振Qスイッチ信号

0.1s

1.2s

・・・・・

接続する(Vm 作動開始信号を出力)。
水素制御バルブVH起動信号
メインバルブ：Vm

0.02s

ガス濃度センサ C
助走管

石英管

水素

レーザ光

窒素

大気圧

⑥

窒素
VN

水素 真空
VH VV

図7

大気圧

計測のタイミングチャート

大気圧
VA

4.4 ガス濃度の定量化
・Vm の動作開始から 1.2 秒後にレーザ Q ス

図 4 に示すラマンイメージングシステムにおいイッチを起動し，石英管内にレーザ光を照射すて，ICCD カメラに導入されるラマン散乱光強度

る。

𝑃𝑅 は，
𝑃𝑅 = 𝜂𝑃0 𝐾𝐺𝛥𝐿𝑁𝑟
𝐴′′
𝜎𝑒 −2 ∫0 [𝛼𝐿(𝑟 )+𝛼𝑅 (𝑟 )]𝑑𝑟′
2
𝑟

(4.1)

で表される。ここで，𝜂：検出器量子効率，𝑃0：レー－8－

ザ光強度，𝐾：受光系透過効率，𝐺：幾何光学的結填し，メインバルブの開放のみを行った際の水素合効率，𝛥𝐿：検出器が観測する空間領域，𝐴：受光レンズ開口径 ，𝑟：離隔距離，𝜎：ラマン散乱断面式(4.1)において，本研究では，観測領域やレーザの伝搬距離がメートルオーダ程度の近距離であ窒
素

ブラインドエリア(83mm)

石英管
大気圧

ラマン波長消散係数である。

メインバルブ中心軸▲

メインバルブ：Vm

るため，消散係数𝛼を含む減衰項の寄与は極めて低い。従って，減衰項の乗数を 0 即ち，減衰項を

助走管
大気圧

▲濃度分布画像0点

0.3[m]

積，𝑁：分子密度， 𝛼𝐿：レーザ波長消散係数，𝛼𝑅：

水
素

100[%]

1 と置くことができる。また，他のパラメータは，0[%]

画素ごとに異なる値をとるものの，試験時の模擬0.03[s]レーザ光・ ビーム幅：20[mm]・ 光軸位置：配管中心

配管と可視化システムの配置や構成部品が決まれ

図9ば，全て定数となる。従って，事前に既知濃度の0.13[s]0.06[s]0.10[s]0.16[s]1.00[s]0.50[s]5.00[s]2.00[s] 10.00[s]配管内水素ガス流のラマンイメージ（流速 0 ，直管鉛直配置）

ガスによるラマンイメージを検量線として取得しておくことによって，実験結果の画像の各画素の輝度𝑃𝑅 から水素分子の密度が計測され，ガス濃度

填し，メインバルブの開放のみを行った際の水素を求めることができる。

の挙動を可視化したものである。可視化画像の彩度は水素濃度に対応する。図 8，図 9 により，い5. 実験結果とシミュレーションの再現性評価

ずれの条件においても窒素と水素の界面が形成さ

5.1 窒素との境界層における水素の挙動

れると，流れがない場合でも水素が窒素層へ混合

図 8 に流速 0 の場合の直管水平配置における窒していく状況が確認できる。特に注目すべき特徴

素・水素層の挙動を，図 9 に同じく直管鉛直配置

は，例えば図 8 について，観測開始から 0.03 秒(バにおける挙動をそれぞれ示す。

ルブ開放からの実時間 1.25 秒後)において既に約200mm まで水素が進行している。これはブライン

メインバルブ：Vm

ドエリアを含むと約 280mm 進行していることに
助走管

石英管

なり，その後の経時変化の速度と比較すると著し

レーザ光
水素

・ ビーム幅：20[mm]・ 光軸位置：配管中心

大気圧
メインバルブ中心軸▲窒素

く速いことがわかる。鉛直方向の配置についても

大気圧
ブラインドエリア(83mm)

同様の傾向を示しているが，若干水素の進行が抑▲濃度分布画像0点

0.03[s]

えられていることが確認される。また，水平配置

0.06[s]では，水素が配管の上方でより発達が促進されて0.10[s]

いる一方で，鉛直方向では管径方向の顕著な濃度

0.13[s]

勾配は見られない。これらの特徴は，水素と窒素

0.16[s]の比重差に伴う，配管の配置方向と重力の作用と0.50[s]

して理解することができる。即ち，両ガスの境界

1.00[s]が形成されると同時に界面に重力分布が生じ，比2.00[s]

重が軽い水素が窒素側上方へ，比重が重い窒素は5.00[s]

水素側下方へ流れ込むことでこれらの挙動が説明

10.00[s]できる。流れを伴わない場合の水素の挙動は，時0.3[m]
0[%]

図8

100[%]

間の経過と共に徐々に減衰するが，本研究の範囲

配管内水素ガス流のラマンイメージ

では平衡状態に達することはなく，発達が継続さ（流速 0 ，直管水平配置）

れた。観測開始から 10 秒後におけるバルブ付近の水素濃度は 50%以上で推移している。

これらは，流速 0，即ちメインバルブを境に上5.2側に水素，下流側に窒素を，いずれも大気圧で充移流を伴う管内水素置換挙動の可視化

次に，移流を伴う場合における配管内水素置換－9－挙動の実験結果を図 10，図 11 にそれぞれ示す。

が確認できる。これは図 8 において観測された流れのない場合の水素の挙動が大きく寄与しているものと考えられる。その後，先端の形状は概ね維持されたまま，水素層が窒素層を押し進める様子が確認できる。鉛直配置の条件においても概ね同様の挙動を示すが，先端の特徴が異なることは，前節に述べたとおりである。
以上に示したように，本技術を用いることで，配管等の構造体内部の気体の挙動を可視化することが可能である。各画素の輝度が一つのセンサが出力するデータであると考えると，従来のセンサ
多点配置による手法と比較して飛躍的に高い空間分解能が得られる。これは，シミュレーションの再現性評価において，多角的な観点から比較できることを意味している。
ラマン散乱は，単原子分子を除く多くの物質において観測可能であるため，可視化対象となる媒

図 10

配管内水素ガス流のラマンイメージ

質の自由度も非常に高く，特に水素分子など，本（流速 0.3m/s，直管水平配置）

手法によってのみ可視化することができる物質があることを勘案すると，本技術は極めて有用性，将来性の高い可視化技術であると言える。
6 まとめ
気体分子から生じるラマン散乱光を画像として捉える手法を用いて，配管を模擬した石英製の構造体内部における気体挙動を可視化する装置を開発し，得られた可視化画像から，管内ガス濃度空間分布の経時変化が計測できることを，水素分子を例に示した。
本手法は，開放空間におけるガス噴流等への適用はもとより，他の形状の構造体や様々な分子種への応用が可能であるため，今後，より高度な流体挙動可視化技術への展開を進めていく予定であ

図 11

る。

配管内水素ガス流のラマンイメージ（流速 0.3m/s，直管鉛直配置）［謝辞］
図 10，図 11 の画像は，いずれもブラインドエ

本研究の一部は平成 26，27 年度経済産業省 水リアから下流側 0[m]～1 [m]の範囲を可視化した

素ネットワーク構築導管保安技術研究「配管におものであり，計測開始から 1 秒ごとの変化を抽出

ける水素置換研究」の一環として実施したものでしたものである。実験結果をみると，いずれの条あり，関係各位に深く感謝の意を表します。

件についても，窒素層への水素の進行がラマンイメージとして鮮明に捉えられていることがわかる。

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水平配置の条件では，1 秒の画像において，既に水1)

素が窒素層へ進行しており，上方が先行する様子－10－

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平成２７年度水素ネットワーク構築導管保
安技術調査(配管における水素置換挙動調査)
調査報告書 (2016)－11－四国電力，四国総合研究所
研究期報１１０ (2019年6月)
１２－２４

土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究㈱四国総合研究所 電子技術部㈱四国総合研究所 電子技術部㈱四国総合研究所 電子技術部㈱四国総合研究所 電子技術部

キーワード：

透気係数
拡散係数
移流移動
拡散移動
アスファルト混合物

Key Words：

荻田
市川
杉本
朝日

将一
祐嗣
幸代
一平

Air permeability coefficient
Diffusion coefficient
Advection movement
Diffusion movement
Asphalt mixture

Research on measurement method of air permeability coefficient and diffusion coefficient of soil

Shikoku Research Institute, Inc., Electronics Technology Department
Masakazu Ogita, Yuji Ichikawa, Sachiyo Sugimoto, Ippei Asahi

Abstract

Flammable gases such as hydrogen are expected to be next-generation energy sources, yet there is still much to beconsidered in regard to safety in the maintenance and detection of buried gas conduits and the like. The behavior of
the gas in the ground is largely different depending on the type and condition of the soil, and it is difficult todetermine uniformly at the actual site. If the behavior of gas leakage and diffusion can be predicted in advance inthe case of recovery operation when there is a minor damage to the conduit, it will be possible to prevent the spreadof damage in advance and greatly contribute to ensuring the safety of workers.
This report aims to contribute to the development of technical standards for gas workpieces. We report on thedevelopment of a measurement method that determines the air permeability coefficient and diffusion coefficient,which are the basic soil parameters necessary to accurately simulate gas diffusion behavior in the ground underasphalt pavement within the realization site, as accurately as possible, in addition to the details of the measurement
results.

－12－

土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究

2.1 透気係数の決定法

1. はじめに透気係数（固有透気係数）K は，以下の定義付

水素，メタン等の可燃性ガスは，次世代のエネされた計算式により与えられる 5)。

ルギ源として期待されているものの，埋設ガス導管の保守管理，漏えいガスの検知における安全性等に未だ検討すべき余地がある。土中のガスの挙𝐾=

動は実現場の土壌種，状態が様々に異なることか

𝐿
𝜇𝑄
∙
(2.1)
𝐴 𝑃𝑖 − 𝑃𝑜

ら，一様に定めるのは困難である。導管に軽微な

Q：流量
：ガス粘性係数
A：試料断面積
L：試料長
Pi：試料透過前のガス圧力（入口圧）
Po：試料透過後のガス圧力（出口圧）

損傷が生じた際の復旧作業において，ガス漏えい・拡散の挙動を前もって予測することができれば，被害の拡大を未然に防ぎ，作業従事者の安全性の確保に大きく貢献することが可能になるとともに，埋設ガス導管等の技術基準の整備に資することにもつながる。地中におけるガス漏えい・拡散の挙動を予測するためには，土壌中のガス挙

ガス粘性係数  は気体の種類温度によって定動に関する基本的なパラメータである透気係数

まる定数である。よって，透気係数 K を求めるにと拡散係数を正確に求める必要がある。
本研究では，通常のアスファルト舗装下の地中は，試料断面積 A，試料長 L，流量 Q および圧力におけるガス拡散挙動の予測を可能とするため，

差 Pi－P0 を得る必要がある。これらの値を測定し，舗装を構成する各層（真砂土層，砕石層，アスフ式(2.1)に代入し，透気係数を求める。

ァルト層）の透気係数・拡散係数計測を行った。
2.2 拡散係数の決定法

本報告では，その計測手法の開発および計測結果

拡散法により拡散量𝑁は式(2.2)で与えられる 6)。

の詳細について報告する。
2. 透気係数および拡散係数の計測の意義

𝑁 = −𝐷𝑒

土壌内に含まれる成分ガスの濃度は，大気を構

𝑑𝐶
(2.2)
𝑑𝑍

成する成分ガスとは大きく異なっている。
𝐷𝑒 ：自由大気中の拡散係数 7)

酸素は土壌中で 2～21%，二酸化炭素に関して
は 0.1%～10%と，大気中のガス濃度組成（酸素：𝐶：ガス濃度

21%，二酸化炭素：0.03%）と比較すると大きく

𝑍：任意深度

異なっている。このガス濃度組成の違いにより，大気と土壌との間で常にガス交換が生じている。

土壌試料を充填した長さ𝐿𝑆 の容器に，窒素を充土壌中のガスは，土壌中をひとまとまりで移動

填した長さ𝐿𝐴 の拡散容器を接続した，ガスの貯蓄して大気とのガス交換を行う移流移動と，それをを考慮しない条件の場合，土壌試料の上端におけ構成する成分が拡散によって移動する拡散移動

る酸素濃度が常に大気中に等しく，また拡散容器を常に行っている。マスフローとも呼ばれる移流

内ではガスは速やかに混合し濃度差が生じない

移動は気圧変化や温度変化等に起因して，高圧かと仮定すると，土壌試料の拡散係数𝐷𝑒 を含む式

ら低圧へと圧力勾配により土壌成分ガスが流れ(2.3)が近似的に成り立つ。

る。これはダルシーの法則によって表される 1)。
一方，拡散移動はガスの濃度差によるものであり，
𝐶(𝑡) − 𝐶𝑖 2𝜃𝑎=∙
𝐶0 − 𝐶𝑖
𝐿𝐴

フィックの法則で表される 2) 3)。
移流移動と拡散移動はそれぞれ透気係数（通気係数），拡散係数という指標で示され，ガス移動に起因する土中のガスの挙動を知る上で，透気係数と拡散係数を求めることは非常に重要である 4)。

－13－

𝑡
)
𝜃𝛼
(2.3)
𝜃𝛼 2
𝜃𝛼
2
𝐿𝑆 {𝛼1 + ( ) } +𝐿𝐴𝐿𝐴𝑒𝑥𝑝 (−𝐷𝑒 𝛼12 ∙土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究

𝐶：酸素濃度ため𝐷𝑎 を式(2.7)で求める。

𝐶0：初期時間における拡散容器内の酸素濃度

𝐷𝑎 = 𝐷0 ∙𝐶(𝑡)：時刻𝑡 における拡散容器内の酸素濃度

𝑛
1013
𝑇
∙[
]
𝑃
273.15(2.7)

𝐶𝑖 ：大気中の酸素濃度

𝐷0：標準状態における自由大気中の拡散係数

𝐿𝑆 ：試料容器の長さ

𝑃 ：計測時の気圧𝐿𝐴 ：拡散容器の長さ

𝑇 ：計測時の温度

𝜃𝑎 ：土壌試料の気相率（空隙率）
𝛼1 ：計算定数

3. 土壌試料の選定
3.1 道路構造の調査

𝛼1 は式(2.4)を満たす𝛼𝑛 の 1 番目の正の根である 6) 8)。

本研究では，土壌試料として一般的な埋設土および一般的な道路舗装等に使用される舗装材を

𝛼1 tan(𝛼1 ∙ 𝐿𝑆 ) =𝜃𝑎𝐿𝐴

用いて，実運用時に近い条件下でのガス拡散挙動(2.4)

における基礎的なパラメータを得るために，透気係数および，拡散係数の計測を行う。図 1 に舗装式(2.3)は，両辺に自然対数を取ることで以下のの基本構造を示す 9)。

ように変換される。

ln

𝐶(𝑡) − 𝐶𝑖 𝐷𝑒 𝛼12=𝑡𝐶0 − 𝐶𝑖
𝜃𝑎

+ ln

2𝜃𝛼
∙
𝐿𝐴
[

1
𝜃 2
𝜃
𝐿𝑆 {𝛼12 + ( 𝛼 ) } + 𝛼
𝐿𝐴
𝐿𝐴 ]

(2.5)

式(2.5)の右辺第 2 項は時間変化しない定数項であるため，式(2.5)の左辺と時刻𝑡の間には勾配−𝐷𝑒 𝛼21 /𝜃𝑎 の直線関係が成立する。この勾配は任意の時刻𝑡1 ～ 𝑡2 (𝑡1 < 𝑡2 )間の時間差と，それぞれ

図1

舗装の基本構造の時刻における式(2.5)の左辺値の差から以下のように求められる。

舗装は，図 1 に示すとおり，大別すると下層路
盤，上層路盤，基層，表層の 4 層により構成され，−𝐷𝑒 𝛼12𝜃𝑎=ln(𝐶𝑖 − 𝐶(𝑡2 )) − ln(𝐶𝑖 − 𝐶(𝑡1 ))𝑡2 − 𝑡1(2.6)

𝑡1 ，𝑡2 ：任意時間 (𝑡1 < 𝑡2 )真砂土や山砂等の路床の上に敷設される 10) 。
路床上に敷設されている路盤は，路面の交通荷重を広く分散し路床にかかる応力を減少させており，通常，下層路盤と上層路盤に分けられる。

式(2.6)を𝐷𝑒 について整理し，各パラメータに計

下層路盤は比較的支持力の小さい安価な材料で測値を代入すれば，土壌試料の拡散係数が求めらある現地材料が用いられる場合が多く，上層路盤れる。具体的な導出の手順は実験結果にそって後は支持力の大きい良質な材料が使用される。基層

述する。

には，路面に掛かる交通荷重を均一に支持分散さ

𝐷𝑒 は温度や気圧，対象とするガスの種類などにせる役割があり，通常，加熱アスファルト混合物

よって異なるため，試料中の拡散しやすさを表すが用いられる。表層は最上部の層であり，交通荷指標としては，一般に同じ温度・気圧条件下での重を下層に分散させ，一般的には雨水の浸透を防自由大気中の拡散係数𝐷𝑎 に対する比である相対止する。ここにも加熱アスファルト混合物が用い

拡散係数𝐷𝑒 /𝐷𝑎 で示すことが多い。これを求める

られる。

－14－

土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究

3.2 試料の選定

一般的な舗装はこのような基本構造を基に敷設されるが，交通量や目的等により層の構成，各

本報告においては，一般的な道路構造部へ使用層の厚さ，用いる材料は様々である。構成物としされる舗装として，図 2 に示す，
「 車道舗装 50 型」て，砕石には主に JIS で定められた骨材粒度分布に基づき土壌試料を選定した。「車道舗装 50 型」を満たす，単粒度砕石，クラッシャーラン，粒度

は東京都中央区における呼称であり，地域により調整砕石の 3 種が用いられる。骨材としては，砕「車道アスコン 50 型」等別名称の場合がある。
50

石，砂利，砂，砕砂等，これに類似する材料があり，舗装用骨材には，2.36mm ふるいに止まる粗タックコート

骨材，2.36mm ふるいを通過し 75µm ふるいに止プライムコート[単位：mm]

G.L.

100

B

150

まる細骨材，フィラー（石粉）と呼ばれる 75µm

A

C

200

ふるいを通過する鉱物質粉末がある。単粒度砕石
D

は粒度分布範囲が狭く，粒度の揃った骨材により構成される。クラッシャーランは単粒度砕石より粒度分布範囲が広く，粒度調整砕石は更に粒度範

良質発生土，山砂
良質土，又は改良土囲が広い 11) 12)。

A：再生粗密粒度アスファルト混合物
B：再生粗粒度アスファルト混合物
C：再生粒度調整砕石
D：再生クラッシャーラン

前述のとおり，基層および表層には，加熱アス
ファルト混合物が用いられる。加熱アスファルト
混合物は，結合剤であるアスファルトに骨材やフ図2

ィラーを組み合せて適切な配合とし，これを所定「車道舗装 50 型」の構造の温度条件で加熱混合して製造されるものである。アスファルト混合物は交通量，目的に加え，

図 2 に示したとおり，「車道舗装 50 型」舗装は舗装する場所の気象条件等により，配合設計され路床上に再生砕石である再生クラッシャーランる。

を用いた 200mm の下層路盤，その上に再生粒度

アスファルト混合物の内，粗粒度や開粒度アス調整砕石を用いた 150mm の上層路盤，路盤上にファルト混合物は粗骨材が多く配合されており，再生粗粒度アスファルト混合物を用いた 100mm

密粒度，細粒度の順に細骨材やフィラーの配合量の基層と，再生密粒度アスファルト混合物を用いが多くなる。アスファルト混合物はこれらの粒度た 50mm の表層により構成される。

分布を持つ骨材に 3～8%（混合物全量に対する質

本報告においては，それぞれの土壌の基本的な量百分率）のアスファルトを混合して製造される。

パラメータを確認するために，代表的な土壌試料

また，アスファルト混合物を敷設する際，路盤として，路床は一般的な埋設土である真砂土を，上に瀝青材料を薄く散布した後，敷設する。これ

砕石層は JIS 規格で定められた骨材粒度分布を満はプライムコートと呼ばれており，路盤とその上た す 再 生 粒 度 調 整 砕 石 （ RM-30:Recycledに敷設するアスファルト混合物の付着を良くす

Mechanically Stabilized Crushed Stone）を，アスフる等の役割がある。一般的には，粘度が比較的低ァルト層は表層の舗装に一般的に用いられる密く，路盤の中によく浸透するアスファルト乳剤

粒度アスファルト混合物（13）を，それぞれ試料

PK-3（カチオン乳剤）が用いられる。プライムコとして用いて，特性を評価した。

2ートの散布量は一般には 1.0～2.0L/m と定めら

また，土壌の転圧状態，即ち締固め度は，現場れている。また，アスファルト舗装の基層と表層における土の乾燥密度を突固め試験から得られの間にも薄く瀝青材料を散布する。これは，タッ

た最大乾燥密度で除して得られる数値により評

クコートと呼ばれ，基層と表層のアスファルト混

価されるため，本報告における転圧状態は乾燥密合物の付着性を高める目的がある。タックコート

度の値により議論する。

用瀝青材料には，通常，アスファルト乳剤 PK-4

透気係数および拡散係数の導出に用いる乾燥（カチオン乳剤）が用いられる。タックコートの

密度，含水比などの基本物性は，表 1 に示す JIS2

散布量は一般には 0.3～0.6L/m である

13)。

規格に定められた各種試験により特定した。試験－15－

土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究

項目(b)により得られる含水比（または含水率）と，試験項目(e)により得られる密度のうちの湿潤
密度は，土壌に含まれる水分量に依存するパラメータであるため時間経過により変化する。
本報告における透気係数および拡散係数の計
測試験は比較的短時間の計測ではあるが，これらの時間変化の実験結果への影響を考慮する必要
図3がある。ここでは，比較的含水比の低い真砂土を（左から，厚さ 10，25，50，100mm）

用いることにより，実験中における土壌の状態変
化を抑える

14)

アスファルトコアの外観。
土壌試料を充填する容器として，真砂土および表1

砕石に関しては高さ 200mm，内径φ100mm のア

土壌の基本物性計測の試験項目
試験項目

試験方法

クリル容器を用い，定めたパラメータで充填した。

(a)土粒子の密度試験

JIS A 1202

アスファルトコアは内径φ120mm のアクリル(b)土の含水比試験

JIS A 1203

製円筒形容器に固定し，厚み違いのアスファルト(c)土の粒度試験

JIS A 1204

コアを固定するため，各アスファルトコアと同じ(d)土の突固め試験

JIS A 1210

厚さの容器をそれぞれ用いた。アスファルトコア

(e)現場密度試験

JIS A 1214

に関してはコア採取の施工誤差を考慮し，10mmのクリアランスをとった容器を用いているが，ア
スファルトコア側面と容器の間から回り込んだ

3.3 土壌試料の製作
本報告では，実現場の土壌を現地で計測するの水素，および酸素が，実験に影響を与えることをではなく，試料として土壌を採取し，実験室内に考慮し，コア側面をブチルゴム系テープにて気密構築した透気係数・拡散係数計測装置によって計処理した後，変性シリコンコーキング剤および，測を行っている。計測にあたっては，まず，透気・バックアップ材により隙間を充填することでガ係数拡散係数計測手法の妥当性を評価するため

スの回り込みを阻止し，固定した。

の比較対象として，含水比や密度等の条件変化がまた，これらは，透気係数および拡散係数の計

ほぼ無視できる理想状態の土壌の模擬試料とし測装置それぞれと接続が可能であり，土壌試料おてガラスビーズを用いて基礎試験を行った後，地とアスファルトの状態を変化させることなく透盤各層の試料の計測を行った。特に，真砂土層に気係数および拡散係数を計測することが可能で関しては，水分量や転圧状態の変化が計測結果にある。固定後の土壌試料の外観を図 4 に示す。

大きな影響を与えるため，本研究では，各計測試
験において，同じ含水比，密度になるように調整して計測容器に充填した。
ガラスビーズは中心粒径φ1200µm（ユニチカ社製 UB-2022LN），φ512µm（不二製作所社製
FGB-35）の 2 種の粒径のものを用いた。ガラス
ビーズの比重は 2 種共 2.5（メーカ公表値：実験により検証済）である。
アスファルト混合物に関しては，アスファルト
舗装の有無とその厚みがガス拡散挙動に及ぼす影響を明らかにするため，施工後φ100mm の円筒形にコア抜きした後，厚さ 10，25，50，100，
150mm にカットし，試料とした。用いたアスフ

図4

アクリル容器固定後の土壌試料ァルトコアの外観を図 3 に示す。

（厚さ

左：10，右：25，上：100mm）－16－土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究

4 透気係数計測手法の開発

構成の装置を製作し，計測を行ったが，ガスが土

4.1 透気係数計測装置の開発

壌試料内を拡散し試料断面全体に広がるまでに一定の距離を必要とするため，本来試料の長さに開発した透気係数計測装置の構成を図 5 に，外よらない透気係数が試料長に依存する結果とな

観を図 6 に示す。

った。そのため，試料の上下に空間を設けること

屋外へ排気で，試料断面全体にガスを導入できる構成とした 15)。

パッキン
φ 100mm

データロガー（圧力と流量を記録）

計測の際には，デジタルマスフローメータ

圧力センサ（KOFLOCK 社製 /8500MM-0-2-1/20SLM）で導入ガスの流量を，上下の容器に取り付けた圧力センサ（長野計器社製/KP-15-17G）によって入口圧

土壌試料

デジタル
マスフロー
メータ

（下部容器内の圧力）と出口圧（上部容器内の圧力）を測定する。計測したデータは，データロガ

水素ガス

ー（GRAPHTEC 社製/ Midi LOGGER GL820）で

ガラス玉
（整流器）

圧力センサ

記録し，PC 上で解析を行った。

水素ガス導入図5

4.2 透気係数計測手順

透気係数計測装置の構成

本研究では，水素ガスを対象として，土壌試料の透気係数計測実験を行った。実験は，安全性を考慮し，ドラフト装置の下で換気しながら行った。
計測では，ガスの供給圧力を 3 段階程度変化させ，ガス流量，入口圧，出口圧の測定を行う。真砂土を試料とした場合の透気係数計測データの事例
を図 7 に示す。

図6

透気係数計測装置の外観（真砂土計測時）

透気係数計測装置は，3.3 節で製作した土壌試

図7

透気係数計測の計測結果事例

料を，2 つの円筒形アクリル容器で上下から挟み込む構造となっている。容器の接続部は，真空グ

図 7 の計測例では，ガスの流量が 2，5，10 L/min

リスを塗布したパッキンで気密し，下方のガス導となるようにガス供給圧を調整し，透気係数の計

入側の容器には，ガスの流れを分散させる整流器測を行っている。一定時間経過して流量が安定しとしてガラス玉（ビー玉）を充填した。試料が真た時点での差圧（入口圧－出口圧）およびガス流

砂土の場合には，試料下面にパンチングメッシュ

量を測定値とし，式(2.1)に従って透気係数を計算を取り付けて保持した。

する。最後に各流量における透気係数を平均し，開発段階では，試料下面に直接ガスを導入する

その試料の透気係数とした。

－17－

土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究

4.3 計測方法の妥当性評価

5 拡散係数計測手法の開発

透気係数は，土壌の物性によって定まる係数で

本節では，土壌試料の拡散係数の計測についてあり，同一の試料かつ同一の状態であれば，試料述べる。計測装置および拡散係数の算出方法につ長や試料径によらず一定の値となるはずである。

いては，遅沢省子氏「土壌中のガスの拡散測定法

真砂土および砕石を試料とした場合には，含水比とその土壌診断やガス動態解析への応用」17)，川や転圧状態の変化により透気係数が大きく変化

本健氏するため，計測装置自体の測定精度を評価するの

Zone : Gas Diffusivity in Field and Lysimeter Soilが難しい。そのため，本装置による透気係数計測

Profiles」 18)他 19) 20) 21)を参考に実施した。

他「Gas Transport Parameters in the Vadoseの妥当性評価を目的として，状態変化の影響のな
5.1 拡散係数計測装置の開発

いガラスビーズ（φ1200µm）を使って基礎試験

装置は遅沢式拡散係数計測装置を参考にしてを実施した。結果を図 8 に示す。

開発し，前述のとおり，透気係数および拡散係数
を土壌試料の状態を変化させることなく計測することが可能である。拡散係数計測装置の構成を
図 9 に，外観を図 10 に示す。

160

[単位：mm]

土壌試料

Ta

120

隔壁用プレート

透気係数計測結果（ビーズφ1200µm）
拡散容器

図 8 の赤点線は，理論式 16)を基に計算したガラ

酸素センサ

100

スビーズ（φ1200m）の透気係数の理論値（1.282
×10-9m2）である。計測結果は，約 1～2×10-9m2付近に分布しており，オーダーとしては理論値に

図9

拡散係数計測装置の構成

図 10

拡散係数計測装置の外観近い計測結果が得られている。一般に，透気係数は試料によって指数関数的に増減する値である
ため，理論値近傍の計測値が得られたことをもって，本装置による透気係数計測方法は妥当であると判断した。結果に若干の測定誤差がみられるのは，真砂土やアスファルトを試料とすることを想定して装置を製作したため，差圧の小さくなるガ
ラスビーズの計測においては，計測機器の分解能が十分でないことが原因であると考えられる。また，測定結果に試料長に対する依存性は見られず，複数回測定を行っても概ね 1～2×10-9m2 程度の範囲に計測値が収まることを確認した。

－18－

100

図8

土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究

5.2 拡散係数の計測手順

装置は窒素で置換した拡散容器と試料容器を拡散係数の計測手順を以下に示す。

接続し，拡散容器内にて，試料を透過し拡散する
酸素濃度を計測する構造とした。アクリル製の試① 試料を試料容器に充填する。

料容器部，拡散容器部，およびそれぞれの容器を② 真空グリスを塗布した試料容器と拡散容器遮断する隔壁用プレートからなり，隔壁用プレーを，隔壁用プレートを容器間に挿入した状態

トを引き抜くことにより遮断されている試料容で接続し，それぞれの容器を離隔する。

器と拡散容器内の空間を一体化させる。各試料容③ 拡散容器内に窒素ガスを気流が立たない程器は 3.3 節で述べた仕様である。底部には土壌試度に流入させ，酸素ガス濃度が 0%になるま料の落下防止のパンチングメッシュを敷設し，リで緩やかに置換する。

ング状のステンレス金具によって固定した。拡散

④ 酸素ガス濃度が 0%となったことを確認後，容器の内径はアスファルトコアと同径のφ100mm

拡散容器内圧と大気圧との間に差圧が発生であり，気密性を高めるための真空グリスを接触することを防ぐため，流出側を大気解放した

面に塗布後，試料容器および拡散容器の間に隔壁状態に，窒素流入側のパージラインを閉じ，用プレートを挟み，それぞれの容器内の空間を隔

その後，流出側の順にパージラインのバルブ絶した状態でボルトにより固定した。

を閉じる。
⑤ 置換後，酸素濃度の指示値のぶれが落ち着く

拡散容器には酸素ガスセンサと窒素置換用パまで待つ。

ージラインを設置した。窒素流出側にはバルブの⑥ 容器内の気流が落ち着いた後，隔壁用プレー

操作時間を確保し，拡散容器への大気からの酸素の逆流を遅延させるため約 5m の配管を接続した。

トを引抜き，試料を通過して拡散する酸素を酸 素 濃 度 セ ン サ に は 光 明 理 化 学 工 業 製 OC-6B

拡散容器に接続したセンサで計測する。

（φ2.0×2.08cm）を用いた。この計器はガルバニ⑦ 酸素センサの濃度値が大気中の酸素濃度ま

電池式の酸素ガスセンサであり，計測範囲 0～で到達した時点，若しくは，解析に十分な点100%，90%応答が 10 秒以内である。計測したデ数のデータが取得できた時点で計測を終了

ータは，データロガー（GRAPHTEC 社製/ Midiする。

LOGGER GL820）にて記録した。
拡散係数の決定において，拡散係数は装置の試5.3 計測方法の妥当性評価

料長や，容器径，容器の形状に依存しないが，装本計測手法の妥当性を評価するために，中心粒置の気密性が低い場合，土壌試料以外の場所から

径φ1200 µm，φ512 µm のガラスビーズを土壌試生じる恐れがある。これによる気流の発生により，料として拡散係数の計測を行った。大気中の酸素

酸素センサの濃度の読みにばらつきが生じ，流入を計測して，2.2 節で述べた手法により水素の拡による酸素濃度の上昇値も併せて計測され，正し散係数を得る。試料容器長は 150mm，試料の空い濃度の上昇値を得られないため，装置の気密性

隙率は 0.39 とし，複数回同じ条件の計測を行うには十分留意する必要がある。

ことで，実験装置の再現性を確認した。図 11 に

また隔壁用プレートの引抜き時に空気の流入

φ1200 µm のガラスビーズを試料とし同試料にが考えられる。本装置は大気との相互拡散を計測

対し 4 回計測した拡散係数計測における酸素濃するものであり，酸素濃度の変化量は最大で 21%度の経時変化事例を示す。また，図 12 に図 11 にである。拡散容器の体積に対し，引抜き時の酸素て得られたφ1200 µm③のデータを用いて実施しの流入量が多いと，拡散容器内の酸素の濃度変化

た酸素濃度変化量の直線回帰事例を，表 2，表 3

範囲が減ってしまい，十分な点数のデータを得るに拡散係数計測結果をそれぞれ示す。

前に濃度変化が落ち着いてしまう恐れがあるた

図 11 に示すとおり，拡散係数の計測では，土壌め，隔壁用プレートの引抜き操作にも十分留意す

試料と拡散容器が接続された瞬間から，拡散容器る必要がある。

における酸素濃度の経時変化データが得られるが，計測開始最初期は隔壁用プレートの引き抜きによる拡散容器内への空気の流入が起こるため，正確－19－土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究

な酸素濃度の上昇値を得ることが難しい。そのた陽解的に求めることができないため，収束計算をめ，計測開始最初期のデータは除外して酸素濃度行って導出する。

の上昇を評価する。また，拡散容器中の酸素濃度

表 2 に示すとおり，中心粒径φ1200µm のガラが大気中の酸素濃度まで到達した場合は，到達直スビーズを用いた複数回の計測結果について良

前以降のデータも併せて除外する。

好な再現性が得られている。変動係数は 0.0168

φ1200

φ1200

φ1200

であった。

φ1200

16

酸素濃度[%]

14

表2

12

拡散係数計測の再現性確認試験結果（ビーズ中心粒径φ1200µm，試料容器長 150mm）

10

試行回数

𝐷𝑒 /𝐷0𝐷𝑒 (𝐻2 ) [m2/s]

4

1

0.39862.8304E-05

2

20.38532.7354E-05

30.39242.7860E-05

40.3996

2.8373E-05

8
6

0
0

200

図 11

400

600
時間[s]

800

1000

1200

酸素濃度の経時変化事例（ビーズ中心粒径φ1200µm，試行回数 4 回）表3拡散係数計測の再現性確認試験結果（ビーズ中心粒径φ512µm，試料容器長 150mm）
試行回数

𝐷𝑒 /𝐷0𝐷𝑒 (𝐻2 ) [m2/s]

10.36072.5610E-05

0.5

20.34012.4145E-050.4

30.35402.5135E-05

0.3

40.34912.4785E-05

0.8

y = 0.0004x + 0.1116
R² = 0.9989

0.7

傾き − e 12/

0.6

0.2
0.1

表 3 に示すとおり，中心粒径φ512µm のガラス

0
0

図 12

200

400

600

800

1000

ビーズを用いた複数回の計測結果について良好

1200

経過時間[s]な再現性が得られている。変動係数は 0.0247 で酸素濃度変化量の直線回帰事例あった。拡散係数は理論的には土壌試料の空隙率（ビーズ中心粒径φ1200µm，試料容器長 150mm）にのみ依存する値であり，ガラスビーズの中心粒径が変化しても空隙率が等しい場合同じ値を示

次に，図 12 に示すとおり，得られた酸素濃度

すため，中心粒径φ1200µm およびφ512µm の計のデータから，ある 2 点の時間における酸素濃度

測結果は概ね一致している。

の変化量をプロットし直線回帰を行い，その直線次に，中心粒径φ1200µm のガラスビーズを用の勾配を求める。勾配を求めるに当たり，前述のいて，拡散係数の試料容器長依存性を確認した。

除外するデータ範囲を除いた状態で近似曲線を

試料容器長は 50，100，150，300mm とし，試料求める。直線回帰により求めた勾配と，試料容器

容器内の空隙率は 0.39 とした。実験結果を表 4の長さ𝐿𝑆 ，拡散容器の長さ𝐿𝐴 ，試料の空隙率𝜃𝑎 かに示す。

ら，式(5.3)を用いて計算定数𝛼1 を算出する。酸素

実験結果から計測方法の妥当性を考える上で，の拡散係数𝐷𝑒 (𝑂2 )は，得られた計算定数𝛼1 と式

まず，土壌中の気体の拡散に係る研究において，(5.5)を用いて求めることが可能となる。算出した

これまでに提案されている主な実験式・半理論式

酸素の拡散係数と標準状態における自由大気中の事例を表 5，表 6 に，気相率による拡散係数モの酸素の拡散係数𝐷0 (𝑂2 )から試料の相互拡散係

デルの推移を図 13 に示す。ここで𝐷は拡散係数，

数𝐷𝑒 /𝐷0 を算出し，相互拡散係数と自由大気中の𝐷/𝐷0 は相互拡散係数，𝑉𝑎 は気相率（空隙率）を示

水素の拡散係数𝐷0 (𝐻2 )より，対象の試料におけるす。土壌試料としてガラスビーズを用いているた

水素の拡散係数𝐷𝑒 (𝐻2 )を導出する。計算定数𝛼1 は，め，ここでは含水比，土壌状態は考慮していない。

－20－

土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究

表4

表 6 に示したとおり，拡散係数𝐷は気相率（空拡散係数計測の試料長依存性確認試験結果

隙率）のみを変数とする関数として整理されてい（ビーズ中心粒径φ1200µm）
試料長 [mm]

𝐷𝑒 /𝐷0𝐷𝑒 (𝐻2 ) [m2/s]

る。実際の土壌では，液相（水分）の影響や気相

50

0.39392.7966E-05

孔隙の形状・分布など気相率以外の量的・質的な

100

0.38292.7182E-05

パラメータを考慮する必要性が指摘されている

150

0.39862.8304E-05

ものの，様々な土壌について気体拡散計測例を蓄

300

0.40122.8482E-05

積するような研究は少ないのが現状である。仮に理想的な条件として，ガラスビーズ層を想定（粒表5

拡散係数の実験式・半理論式の事例

22)

径：一定値，液相なし，気相率（空隙率：0.39）

文献筆頭著者

発表年

相関関係

して相互拡散係数を試算すると，最大値が 0.285，

Penman1940

Linear

最小値が 0.152 となり，実験式・半理論式による

Van Bavel

1952

Linear

相互拡散係数の推定結果は比較的広範囲に分布

Wesseling

1962

Linearする。

Buckingham

1904

Nonlinear

土壌試料としてガラスビーズを用いて，拡散係

Marshall

1959

Nonlinear

数の解析モデルを用いた推算値と実験結果を比1960

Nonlinear

較した結果を図 14 に示す。ここでは，中心粒径

Millington and Qurik(MQ)

φ512µm のガラスビーズを用いて実験を行い，空隙率は 0.39 とした。メーカ公表のガラスビーズ

半理論式による気相率 0.39 時の拡散係数計
算結果事例の比重を用いて，実験においても正確に空隙率を
再現した。

23)

拡散係数モデル関係式

𝐷/𝐷0

Penman𝐷 ⁄𝐷0 = 0.66𝑉𝑎

0.257

Van Bavel

𝐷 ⁄𝐷0 = 0.61𝑉𝑎

0.238

Wesseling

𝐷 ⁄𝐷0 = 0.9𝑉𝑎 − 0.1

0.251

Buckingham

𝐷 ⁄𝐷0 = 𝑉𝑎2

0.152

Marshall3
𝐷 ⁄𝐷0 = 𝑉𝑎2

0.244

MQ

𝐷 ⁄𝐷0 = 𝑉𝑎3

3.00E-05
2.50E-05

拡散係数[m2/s]

表62.00E-05
1.50E-05

1.00E-05
5.00E-06

4

0.00E+00

0.285
解析モデル/実験値

PenmanVan Bavel

Wesseling

Buckingham

MarshallMQ

図 14

拡散係数の解析モデルを用いた推算値と実験結果の比較

1.0
0.9

図 14 に示したとおり，実験結果はいずれの推相互拡散係数 D/D0

0.8
0.7

算値よりもやや大きい値（2.41×10-5m2/s）を示し0.6た。また，再現性評価試験により確認した拡散係

0.5

数計測装置の計測結果のばらつきは±7%であり，0.4

これらを加味し，それぞれの推算値同士のばらつ

0.3
0.2

きと比較しても，実験結果は推算値との大幅な差

0.1

異はないと言える（最大+20%程度）。
従って，いずれの拡散係数の解析モデルと比較

0.0
0

0.2

0.4

0.6

0.8

空隙率（気相率）Va

図 13

気相率による拡散係数モデルの推移

1

するかにもよるが，本手法による実測値を用いる
ことにより大幅な拡散挙動の違いは生じないものと考えられる。

－21－

土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究

6 計測結果と考察
6.1 透気係数計測結果および考察
真砂土の透気係数は，試料の締固め具合によって大きく変化する。締固め易さは，土壌の水分量（含水比＝水分量/乾燥質量 で表す）により変化するため，含水比を変化させた真砂土を計測容器に転圧しながら充填することにより，密度の異なる土壌試料を用意し，透気係数を計測して比較を行った。計測結果を表 7 に示す。
表7
含水比[%]

真砂土の透気係数
乾燥密度
3

透気係数
-12

図 15

真砂土の透気係数（空隙率整理）

2[g/cm ]

[×10 m ]

3.1

1.74

58.3

次に，一般的な道路構造において使用されてい

6.2

1.79

52.9

る砕石層の透気係数計測を行った。砕石は 3.2 節

10.0

1.91

9.84

で述べた粒度調整再生砕石 RM-30 を用いた。

12.4

1.92

0.667

計 測 の 結 果 ， 砕 石 層 の 透 気 係 数 は ， 2.58 ×
10-11m2 となった。土質試験により得られた砕石層

表 7 中の乾燥密度は，土壌の水分を除く単位体の空隙率は 23.2%であり，これを真砂土の透気係

積あたりの質量で定義され，土の締固め具合の指数計測結果と比較して表示すると，図 16 のよう標として一般的に用いられる量である 24) 。

になる。

更に，空隙率（土壌のうち固相を除く気相と液相の割合）で結果を整理する。乾燥密度を 𝜌𝑏 ，土
粒子密度（土の粒子自体の密度）を 𝜌𝑠 とおくと，空隙率𝜑は，式(6.1)で表される。

𝜑 = 1−

𝜌𝑏
(6.1)
𝜌𝑠

表 1 に示した JIS 試験によって求めた真砂土の土粒子密度は，2.657 g/cm3 であった。これと表 7の乾燥密度をもとに計算した空隙率を横軸とし，縦軸に真砂土の透気係数を対数表示で整理したグラフを図 15 に示す。

図 16

砕石層の透気係数（真砂土との比較）

一般に，透気係数𝐾と空隙率𝜑には，α，βを定数として，式(6.2)の関係が成り立つとされる 25)。

真砂土と比較すると，砕石層は，空隙率が低いにも関わらず，透気係数が高い結果となった。こlog 𝐾 = 𝛼 ∙ 𝜑 + 𝛽(6.2)

れは，砕石層には真砂土と比較して大径の粒子が多く含まれているためであり，同じ空隙率であっこの関係は片対数グラフにおいて直線となる関ても粒子間に空間ができやすく，ガスが透過しや係であるが，𝜑のある点において𝛼， 𝛽の値が変わり，折れ線となることが知られている。図 15 を見

すい構造になりやすいことを考えれば，妥当な計ると，空隙率𝜑が 0.3 付近を変曲点として，2 本の続いて，アスファルトを試料として，透気係数

直線上にのる結果となっており，定説に近い。

測結果であると考えられる。
計測試験を行った結果を図 17 に示す。

－22－

土壌の透気係数および拡散係数の計測手法に関する研究

6.2 拡散係数計測結果および考察
図 10 に示した拡散係数計測装置を用い，大気中酸素の拡散係数を計測することにより，土壌試料の相互拡散係数および，水素の拡散係数を計測した。計測結果を表 8 に示す。ここで AS はアス
ファルト混合物を表し，括弧内の数値は試料の厚
さを示す。
表8

𝐷𝑒 /𝐷023.64

0.22501.5978E-05

砕石(200mm)

23.22

0.13369.4884E-06

真砂土(200mm)
アスファルト透気係数計測結果

厚さ 25，50，100，150 mm のアスファルトは，

𝐷𝑒 (𝐻2 )空隙率[%]

土壌試料

図 17

拡散係数計測結果[m2/s]

AS(25mm)

6.90

0.00866.1304E-07

AS(100mm)

6.90

0.00805.6919E-07

AS(150mm)

6.90

0.01097.7537E-07

3.4 節で示した方法で各厚さにつき 2 個製作し計測した。試料名が実現場（北），
（東），
（南）の試

土壌の拡散挙動についてそれぞれの土壌試料料は，大規模水素漏えい試験装置（直径 7m の円の相互拡散係数にて考察すると，真砂土，砕石，

筒形）の表面に施工した厚さ 150mm のアスファ

アスファルトの順に値が小さい結果となった。真ルト層からコア抜きして製作した試料である。

砂土と砕石の相互拡散係数はアスファルトに比図 17 から分かるとおり，アスファルトの透気

べて 10 倍以上あり，アスファルト中のガスの濃係数は大きくばらつく結果となった。アスファル

度上昇勾配が真砂土・砕石と比較すると緩やかでトを試験体とした場合には，ガスを透過させるたあるという結果となった。

めにガラスビーズや真砂土の場合と比較して高アスファルトの厚みで比較をした場合，相互拡

い供給圧が必要となるため，計測容器の気密性が散係数はほぼ同じ値を示しており，表 6 に示したより重要となる。容器の気密が十分ではなく，計とおり試料長には依存しない空隙率のみを変数

測時に水素ガスが容器接続部等から漏えいしたとする関数であるということが確認できた。

場合には，実際よりも透気係数が大きく算出される。そのため，計測容器の気密性を確認する作業

7. まとめを行ったが，リークが確認されなかった場合にお地中におけるガス漏えい・拡散の挙動を予測す

いても，試験体の違いによる透気係数の個体差はるために必要である透気係数と拡散係数の計測

かなり大きかった。これは，アスファルト施工時装置および計測手法を開発し，一般的なアスファの転圧が完全に均一ではないことや，アスファル

ルト舗装の構成要素である真砂土，砕石，アスフ

ト内部の空隙の配置によっては，ガスの流路がでァルトの透気係数と拡散係数の計測を行い，各土

きてガスが流れやすくなる場合があること 等が壌試料のガス透気・拡散特性を確認した。

原因と考えられる。このように，アスファルトを本成果が広く有効活用され，ガス導管の保守管試料とした場合には透気係数の個体差が大きい

理，検知等における安全性の向上に資することがため，計測方法に工夫が必要になると考えられる。

できれば幸いである。

現場のアスファルト層全体としての透気係数をより正確に求めるためには，多数のサンプルを取［謝辞］って平均する方法や，現場に計測装置を設置して計測する（原位置透気係数計測）が考えられる。

25 ）

などの方法

本研究開発は，経済産業省平成 28-30 年度水素導管供給システムの安全性評価事業の一環として行われたものであり，関係各位に感謝致します。

－23－

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研究期報１１０ (2019年6月)
２５－３９

加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発㈱四国総合研究所㈱四国総合研究所㈱四国総合研究所㈱四国総合研究所

キーワード：

空気予熱器
酸性硫安
SO3 濃度加熱変換
電気炉一体型プローブ
可搬型測定装置

Key Words：

エネルギー技術部
エネルギー技術部
電子技術部
電子技術部

市川
海稲
杉本
朝日

幸司
隆成
幸代
一平

Air preheater
Acid ammonium sulfate
Sulfur trioxide concentration
Thermal conversion
Electric furnace integrated probe
Portable analyzer

Development of a Portable SO3 Analyzer Based on Thermal Conversion
Shikoku Research Institute, Inc., Energy Engineering Department
Koji Ichikawa, Takashige Kaine
Shikoku Research Institute, Inc., Electronics Technology Department
Sachiyo Sugimoto, Ippei Asahi

Abstract

We developed a new portable SO3 analyzer based on the thermal conversion technique (SO3 to SO2), using anelectric furnace integrated probe, in order to monitor SO3 concentration through a long term in a gas duct of acoal-fired power plant. The analyzer measures concentration of SO2 converted from SO3 by heating in every twohours.
In general, SO3 is the most difficult gas species to sample and analyze in exhaust gases of a boiler, because it is avery unstable and corrosive substance. A chemical reaction of SO3 and NH3 generates high-adhesive acid ammonium
sulfate, which causes a blocking trouble of the air preheater. Accordingly, the exhaust gas is sampled regularly at an
inlet of the preheater and SO3 is measured manually in a chemical laboratory. However, it is time consuming work to
be done by chemical specialists, and a continuous monitoring is not possible with the method.
In this paper, we describe the portable SO3 analyzer with the electric furnace and with a laser-type SO2 analyzer(a commercial product). It was confirmed that the SO3 analyzer can realize a stable sampling of the exhaust gas andcan monitor SO3 concentration continuously for nearly one year.

－25－加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

1. はじめに

本稿では、長期傾向監視を目的とした可搬型SO3一般に石炭火力発電所のボイラ排ガス処理系統

濃度測定装置の開発状況について紹介する。まずには、大気汚染物質であるNOx(窒素酸化物)の低減

装置開発の背景、測定原理、基本仕様について説用として脱硝装置が設置され、また燃焼用空気と明し、次に実験室および脱硝装置出口(以下、脱硝の熱交換による排ガスの熱回収用としてAH(空気出口)での各種試験結果を示す。その結果を踏まえ、予熱器)が設置されている。このAHの運用に最も大実用性能に関する考察と今後の装置活用に向けた

きな影響を与える排ガス中の成分は、SO3(三酸化展望を述べる。

硫黄)とNH3(アンモニア)である。特にSO3は非常に

2. 開発の背景

不安定な物質で腐食性が強く、脱硝用として煙道

2.1 SO3濃度とNH3濃度の測定ニーズ

内 に 注 入 さ れ た NH3 と 反 応 し て 粘 着 性 の 高 い

ボイラ排ガス中に含まれる代表的な大気汚染

NH4HSO4すなわち酸性硫安を生成し、プラントの安物質であるNOxの濃度を低減するため、ボイラ出定運転を阻害する要因となっている。

口には脱硝装置が設置されている。この脱硝装置

排ガス中に含まれるSO3 とNH3 の濃度測定は、従が所期の性能を発揮するためには、プラント運転

来から手分析によって定期的に実施されてきたが、状況の変化に応じてNH3注入量を最適制御し、か現場での排ガス採取と分析室での中和滴定等を経つ脱硝用の触媒層に対してNH3を均等に分散注入て濃度値が得られるまでに長時間を要することか

し、NOxと過不足なく反応させる必要がある。

ら、ボイラの運転状態に応じた濃度変化の傾向を十分に把握できていないのが実情である。

しかし、制御遅れ等によるNH3の過剰注入や経年劣化等による脱硝触媒の性能低下が生じた場

このため、SO3 濃度およびNH3 濃度の傾向監視用

合、脱硝出口における未反応のリークNH3濃度がとして、保守点検の容易な連続測定装置の開発が上昇し、SO3 および水分と反応して(NH4)2SO4 すな

望まれており、また煙道内における濃度分布の確

わち硫安や上述の酸性硫安が生成される。硫安は認用として、現場での操作性が高く移動測定に適

化学的に安定しており、粘着性もなく処理しやすした可搬型装置へのニーズも高い。ボイラ排ガス

い物質である。一方、中間生成物として存在する処理系統の概略および脱硝装置各部(以下、脱硝各

酸性硫安は粘着性が高く、排ガス中の煤塵ととも部)における排ガス測定座の配置例を図1に示す。

に後段のAHに流入し、内部の熱交換エレメントに

筆者らは、排ガス微量成分の中でも特に測定が付着して閉塞を引き起こすほか、電気集塵器の電難しく、課題となっていたSO3 測定およびNH3 測定

極等にも付着固化して荷電集塵性能を低下させの両テーマについて長年に亘って取組んできた。

る主要因となっている。

図 1 ボイラ排ガス処理系統と脱硝装置各部の排ガス測定座－26－

加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

反応を利用した方式が知られている。

近年、設備面の対策として、AH差圧上昇時に水(1) 吸収分光方式

洗を行うことで閉塞物を除去するOSW(運転中AH

測定対象の吸収波長に応じて、紫外吸収分光方

水洗装置)の導入事例が報告されている。SO3とNH3式と赤外吸収分光方式の二つの方法がある。

の両濃度を把握できれば、それに基づく燃焼調整
やNH3注入量調整によって事前に差圧上昇を抑制

紫外吸収分光方式では、波長200nm帯の紫外領域できる可能性があり、閉塞の未然防止によるAHにSO3の吸収波長が存在することから、この吸収特の安定運転ならびにOSW運転回数の低減によるコ性を利用してSO3を測定する。重水素ランプを光源

ストダウンを期待できる。

1)とした装置開発の報告事例はあるが、実用化には至っていない。この帯域ではSO3 とSO2の吸収波長2.2 装置開発の経緯
SO3濃度測定に関しては、紫外域･赤外域の吸収が重複しているため、高濃度のSO2が混在する排ガ

分光方式に基づく研究事例が報告されていることスを対象としたSO3 測定への適用は基本的に難しから、当初は同方式の活用について検討したが、いと考えられる。 3）

排ガス中に存在する干渉成分の影響等により現場

赤外吸収分光方式では、波長7µm帯の赤外領域に適用は難しいことが分かった。またレーザ光を照SO3の吸収波長が存在することから、この吸収特性射してSO3 固有の散乱光を検出するラマン散乱方を利用してSO3を測定する。この帯域ではSO3とSO2式も知られているが、その散乱光は微弱であり検の吸収波長の重複が比較的少ないため、排ガスを出感度が課題となるため、現時点では適用が難し対象としたSO3測定に適用可能である。QCL(量子カ

い状況である。

スケードレーザ)を光源とする装置開発の事例がそこで筆者らは、新たに加熱変換方式を考案し報告されており、徐々に製品化も進んでいるが、て、後述のとおり傾向監視用の可搬型SO3濃度測定

今のところ現場での実用に耐える測定装置は存在

装置(試作装置)を開発し、現在、長期フィールドしない。 4)5)

試験を実施中である。この方式では、サンプルガ(2) ラマン散乱方式

スを加熱して同ガス中に含まれる微量のSO3 をSO2

もう一つの光学的な SO3 測定方法として、ラマに変換し、それに伴うSO2の増分に基づいてSO3 濃ン散乱方式が知られている。これはレーザ照射に度を測定する。なお、加熱変換方式には、2系統SO2伴う散乱光のスペクトル特性(ラマンシフト)を差分測定方式と1系統SO2 増分測定方式の2種類が利用する方法である。紫外域における SO3 と SO2あり、現場適用の過程で前者から後者に移行したのラマン散乱光は、0.1nm の波長分解能で分離でので、その詳細については後述する。

き、SO2 の影響なしに SO3 を測定可能であることが一方、本稿の主題ではないがNH3測定に関して報告されている。しかし、低濃度における散乱光

は、レーザ吸収分光方式の採用により、代表点には極めて微弱であるため、検出感度が課題となっおける長期傾向監視用として常設型NH3 測定装置ており、その解決に向けて感度の高い共鳴ラマンを実用化し、H22年から四国電力㈱橘湾発電所で散乱方式の研究が進められている。 6)

運用中である。また複数個所を対象とした移動測(3) 化学反応方式

定用として、可搬型NH3濃度測定装置も開発し、

加熱サンプリングしたガスをアルコール液に

H29年から同発電所の脱硝各部(上部･中間部･出

溶かし、溶液中で硫酸となった SO3 をバリウム酸口)でNH3測定試験に活用している。高価な脱硝触

化物と反応させ、遊離した酸性イオンの吸光度を媒の取替周期延長や部分取替によるコスト低減

測定することにより、SO3 濃度を算出する方式での実現に向けて、脱硝各部におけるNH3 濃度デーある。

タを収集蓄積し、触媒性能の定量的評価指標としての妥当性･有効性を検証中である。

同方式に基づく装置を長期稼動させる際には、

2)

定期的な試薬の補充が必要である。また煙道内が2.3 SO3濃度測定手法の比較

正圧の場合にはサンプリングが不安定となり、現SO3濃度の測定方法として、本研究では加熱変換場適用が難しくなる可能性が指摘されている。

方式を考案･採用したが、一般的には光学的手法でなお、筆者らの実用化研究における取組みは、

ある吸収分光方式やラマン散乱方式のほか、化学現場での連続稼動･保守軽減を前提に、一貫して－27－

加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

化学的アプローチ(接触測定)から物理的アプロ(1) SO3加熱変換・2系統SO 2差分測定方式

ーチ(非接触測定)への移行という方針に基づい

サンプルガスを加熱系と非加熱系の2系統に分ており、今回の装置開発に関しても全く同様の認

岐し、両系統におけるSO2濃度の差分から等価的識である。

にSO3濃度を測定する方式である。
同方式では、図3に示すとおり加熱系において

2.4 加熱変換方式の採用と改良の経緯
上述した光学的手法の実情と筆者らの基本方

サンプルガスを所定温度まで加熱し、触媒なしで針を踏まえ、今回の装置開発では、主要部を市販

SO3をSO2に変換する。このSO2濃度と非加熱系にお品で構成でき、現時点で最も実用性が高いと考え

けるSO2濃度との差分を求めることにより、SO3濃られる加熱変換方式を採用した。

度をリアルタイムに測定できる。

同方式では、サンプルガスを所定の温度に加熱

開発当初は同方式の現場適用を試みたが、サンして、触媒なしでサンプルガス中の SO3 を SO2 にプル系統差や計器個体差の影響を顕著に受け、測変換し、それに伴う SO2 濃度の増分を算出して SO3

定精度を維持できないことから、適用は難しいと濃度を測定する。

7)8)9)

判断し、現場での実用性が高いと考えられる後述

サンプルガス中にSO3とSO2が共存する場合、両の1系統SO2増分測定方式に移行した。

者の存在比率はガス温度に応じて変化すること(2) SO3加熱変換・1系統SO 2増分測定方式が知られている。SO3濃度1ppm･10ppm･100ppmの各

サンプル系統を分岐せず、1系統におけるサンケースにおける存在比率(変換特性)の計算値を

プルガス温度を一定の時間サイクルで上下させ、図2に示す。SO3濃度によって特性に若干の差異はそれに伴うSO2濃度の変化(加熱時の増分)に基づ生じるが、いずれのケースにおいても、ガス温度

いて等価的にSO3濃度を測定する方式である。

300℃では変換率が1割未満であり、ガス温度を同方式では、図4に示す1系統において、図5に1000℃まで上げると、計算上はほぼ全てのSO3が示す電気炉温度の上下パターン(①②)を2時間サ

SO2 に変換される。なお、この計算値にサンプル

イクルで繰返しながら、1系統におけるSO2の増分

流量は加味されていない。

(図中の実線矢印)を算出する。SO3測定周期は、1

同図ではSO3濃度(1～100ppm)に関わらず、ガスサイクルに要する時間で決まり、リアルタイム性

温度800℃で9割以上がSO2に変換されているが、は損なわれるが、測定原理･装置構成ともにシン

実際にはサンプル流量の影響等で変換率は大きプルであり、系統差や計器個体差の問題を解消可

く低下する。筆者らは試行錯誤の結果、例えばサ能である。なお、本稿では加熱器として電気炉を使

ンプル流量が0.5L/minの場合、ガス温度950℃前用している。

後からSO2への変換現象が始まり、8割以上の変換率を得るためには1100℃程度までガス温度を上パソコン（SO3 →⊿SO2 ）げる必要があることを確認ずみである。

加熱器

SO2＋⊿SO2

レーザ式
SO2 計

①
差分
①－②

（1100℃一定）

煙道
排ガス

変
換
率

SO2＋SO3

レーザ式
SO2 計

②
(⊿SO2=SO3)

SO3濃度○ ：1ppm△ ：10ppm□ ：100ppm

図 3 SO3 加熱変換･2 系統 SO2 差分測定方式

SO3＝SO2 ＋1/2 O2
煙道
排ガス（SO3 →⊿SO2 ）①SO2 ＋⊿SO2

加熱器②SO2 ＋SO3(600⇔1100℃)

温度［℃］(※㈱四国総合研究所化学バイオ技術部提供の計算式による)

図 2 SO3→SO2 変換率の温度依存性(計算値)

パソコン
レーザ式
SO2 計

増分
①－②
(⊿SO2=SO3)

図 4 SO3 加熱変換･1 系統 SO2 増分測定方式－28－

加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

3.2 装置各部の詳細仕様(1) 電気炉一体型プローブ

加熱系 SO2
SO2 濃度
[ppm]

SO2
増分
測定
誤差

非加熱系 SO2

電気炉とプローブを一体化した構造となっており、サンプリング機能とSO3加熱変換機能を備えている。
なお、試作装置の連続稼動性能は、同プローブ

電気炉
温度
[℃]

①

①
②

の主要部品である電気炉と加熱管の耐久性によ①って制約されるため、これら部品の長寿命化は重要な研究課題である。

②(a) 電気炉
SO3加熱変換性能を確保し、かつ消費電力の低減を図るため、小型軽量で応答の速いセラミック管

図 5 1 系統 SO2 増分測定方式の効果状電気炉を採用した。同電気炉は炉内寸法140mm･
口径16mm･電気容量300W･常用最高温度1100℃とな

図5中のSO2 濃度および電気炉温度のトレンドっている。

は、2系統SO2差分測定方式と1系統SO2増分測定方式の比較という観点から、後者の優位性を事前確

電気炉温度の上下パターンすなわち高温側と低認するために実施した現場試験データの一例で温側の温度設定については、600⇔1100℃のパターある。前者の2系統SO2差分測定方式では、加熱系

ンを基本としてきたが、後述のとおり加熱変換性と非加熱系のSO2差分(図中の点線矢印)を算出す

能と電気炉寿命の両面を考慮すると、900⇔1080℃る。この場合、加熱変換現象に伴うSO2 増分(SO3のパターンが現実的であると考えられる。

→SO2)以外の要因、すなわちサンプル系統差や計

電気炉一体型プローブ（サンプリング・加熱変換部）

器個体差の影響を顕著に受け、図中に示すとおり測定誤差が生じる。これに対して1系統SO2増分測定方式であれば、1系統つまり図中における加熱

測定制御装置（測定制御部）

系SO2の増分(実線矢印)を算出するので、原理的

温度
センサ

温度
センサ

にこのような影響を受けずに測定できることか

測定制御
ボックス

ら、実用性の高い方式であると言える。
P

O2 計

3. 試作装置の設計製作

流
量
計
投
光
器

上述の経緯を経て、SO3加熱変換･1系統SO2増分
測定方式に基づく試作装置を設計製作した。

制御用
PC

圧力
センサ

測定セル

受
光
器

ドレン
ポット

レーザ式 SO2 計

3.1 基本仕様

図 6 試作装置の基本構成

試作装置は、電気炉一体型プローブと測定制御装置から構成されており、煙道の測定座に同プローブを挿入して排ガスを吸引･加熱し、SO3濃度を測定できる仕様となっている。装置の基本構成を
図6に、外観を図7に示す。

制御用 PC

同装置の基本動作は、加熱変換部の電気炉温度を600℃から1100℃まで上げてサンプル排ガス中

O2 計

電気炉一体型
プローブ

測定制御ボックスのSO3 をSO2 に変換し、それに伴うSO2 濃度の増分(SO3 濃度相当分)を測定するという極めてシンプ
ルなものである。また、全体の消費電力を1500W
未満に抑えることで、通常のAC100Vコンセント電源で使用できる装置となっている。

－29－

測定セル
SO2 計
SO2 計
ドレンポット
受光器
投光器
プロー
プロー
図 7 試作装置の外観
ブブ加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

るが、特殊コーティング(DLC)が不要で比較的安価(b) 加熱管なCaF2ガラスを採用した。

1000℃を超える高温の電気炉内を貫通する加熱管については、様々な試行錯誤を重ねた結果、カなお、排ガスサンプルの最終ラインに O2 計をンタル管にアルミナ管を挿入する二重構造のカン

取付け、気密性（エアリーク）を常時確認できる

タル外管･アルミナ内管方式を採用した。同方式で仕様となっている。

あれば、耐熱性･耐腐食性･気密性ともに高く実用(b) 制御用 PC・測定制御ボックス
制御用PCはレーザ式SO2 計のデータ等を収集し的である。
外管のカンタル管はサンドビック製AF(φ15･て各種演算･表示処理を実行する。測定制御ボック

耐熱温度1400℃)、内管のアルミナ管はニッカト

スには、電気炉･プローブ温度の調節器やセル内サー製SSA-S(φ11･耐熱温度1700℃)である。カンタ

ンプル圧力の表示器等が収納されている。

ルの化学的特性はSUS316やSUS304に若干劣るが、制御用PCからレーザ式SO2 計･温度調節器･圧力

実際にサンプル排ガスと接触するのは内側のア表示器にコマンドを送信してデータを取得し、トルミナ管であり、耐腐食性に関する問題は生じな

レンドグラフ(リアルタイム/ヒストリカル)を表い。またカンタル管を高温で使用した場合、表面示する仕様となっている。また、圧力等に応じたの酸化皮膜が剥離するが、その剥離物(アルミナ)

各種補正機能のほか、スペクトル波形記録･表示機

は非導電性で量も少ないため、SUSのように多量能も備えている。測定画面を図8に示す。
また、電気炉温度の上下パターン、すなわち高の導電性スケールが生成されて地絡等が問題と温側･低温側の温度および継続時間は画面上で任なることもない。
電気炉温度の上下に伴うカンタル管の膨張伸意に設定できる。高温側1100℃で継続時間70min、

縮は、同管の亀裂損傷要因となっていたが、上述

低温側600℃で継続時間50minのパターンを図9にの上下パターン変更等により大幅に改善された。

示す。

なお、プローブ挿入に関しては、既開発の可搬型
NH3 濃度測定装置と同様に、金属管嵌合接続方式を採用し操作性の向上を図っている。
(2) 測定制御装置

SO3 トレンド(a) レーザ式SO2計
SO2測定に関しては、耐煤塵性能が高く複雑な前処理を必要としないセル分離型シングルパス･レSO2 トレンドーザ吸収分光方式を採用し、現場での連続稼動性
や保守性を高め、かつ装置の小型軽量化を図った。
中枢のガス検知部には、ICL(インターバンドカ
スケードレーザ)を搭載したレーザ式SO2計を使用しており、中赤外域の吸収特性を利用して高精度のSO2測定が可能である。光源のICLは冷却装置が温度トレンド[ ℃ ]不要であり、低電圧で発振可能な小型のレーザで

図 8 測定画面ある。
上記SO2計の仕様は、測定精度：FS±1％、ドリ
フト：FS±2％、応答時間：3secとなっており、従1100℃

来の非分散型赤外線吸収式SO2 計と同等の測定性

70 min 50 min
20min
20min

20min

能を備え、かつ応答性の高い計器であると言える。
サンプル排ガスが流入する測定セルについては、透明の塩ビ製セル(φ48×L500mm、両端CaF2 ガラ

600℃ス)を設計製作した。セル両端の窓材については、
GeやZeSnと比較して赤外域の透過率は若干低下す

－30－

20min

１サイクル
120 min

図 9 電気炉の温度上下パターン

加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

4. 試作装置の性能評価

そこで、上記の基本性能試験と同じ条件でSO2･実験室および現場(脱硝出口)で試作装置の性SO3混合ガスを供給し、3種類の温度上下パターン能評価試験を行い、以下のとおり概ね良好な測定(600⇔1100℃、600⇔1080℃、600⇔1060℃)で試結果が得られている。

験を行った。試験データを図11に示す。
また、実際に加熱変換が始まる温度は950℃前

なお、各試験におけるサンプル流量は、装置側0.5L/min、手分析側3.0L/min一定である。

後であることから、低温側の温度設定については

4.1 実験室での性能評価

若干余裕をみて 900℃程度が望ましい。このよう酸化触媒としてV2O5(五酸化バナジウム)を充填に低温側をできるだけ高めに設定しておけば、そしたSO3発生装置からSO3ガスを供給し、様々な条の分だけ温度上下幅が縮小され、電気炉の負担を件で試作装置の性能評価試験を実施した。

軽減できる。
そこで、更に3種類の温度上下パターン(900⇔(1) 基本性能試験
326ppm一定のSO2ガスをSO3発生装置に供給し、同装置の温度等を調整して 20ppm相当のSO3 ガス

1100℃、900⇔1080℃、900⇔1060℃)で試験を行った。試験データを図12に示す。

を発生させ、試作装置に通気して測定試験を行った。使用した標準ガスはSO2濃度326ppm･O2濃度2％(N2ベース)である。試験状況を図10に示す。

加熱プローブ

電気炉

電気炉の温度上下パターン(600⇔1100℃)に連動してSO2濃度が増減し、加熱変換現象(SO3→SO2)が繰返し生じていることを確認できた。SO3測定

SO3 発生装置値は17ppm前後で安定推移している。試験データ
は図11の0:00～8:00に示すとおりである。
(2) 電気炉温度パターンの影響評価試験
上述のとおり、電気炉の常用最高温度は1100℃となっているが、長寿命化のためには高温側の温測定制御装置

度設定を1100℃よりも下げて使用する方が望ま

図 10 実験室での試験状況（SO3 発生装置使用）

しい。
平均 17.1ppm

平均 13.6ppm

平均 10.5ppm

600⇔1100℃

600⇔1080℃

600⇔1060℃

SO3 濃度[ ppm ]

SO2 濃度[ ppm ]

温度
[ ℃ ]

電気炉
プローブ

図 11 基本性能試験および低温側 600℃設定における電気炉温度パターンの影響評価試験－31－加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

平均 16.4ppm

平均12.6ppm

平均9.6ppm

900⇔1100℃

900⇔1080℃

900⇔1060℃

SO3 濃度[ ppm ]

SO2 濃度[ ppm ]

電気炉

温度
[ ℃ ]
プローブ

図 12 低温側 900℃設定における電気炉温度パターンの影響評価試験
各パターンにおいて明確に加熱変換現象を検に伴い、プローブ内部でSO3 が生成される可能性

知できており、SO3測定値は高温側1100℃で16ppm、があるため、後述のとおり十分な試験検討が必要

1080℃で13ppm、1060℃で10ppm前後となっている。

であると考えられる。

いずれにしても手分析値を真値として、測定値を補正する必要はあるが、加熱変換性能と電気炉寿命の両面を考慮すると、900⇔1080℃のパターンが最も現実的ではないかと推察される。
なお、図 11(低温側 600℃設定)と図 12(低温側SO2 濃度
[ppm]

SO2濃度
濃度
SO2

900℃設定)の SO3 測定値を比較すると、前者の方が 1ppm ほど高めとなっている。実用上の支障はないと考えられるが、再現性の確認も含め、試験検討の必要がある。

電気炉
電気炉

温度
[℃]

プローブ
プローブ
SO3 発生装置(3) プローブ温度の影響評価試験
上述した電気炉温度パターンの評価試験と同(a) 電気炉 900℃一定様の濃度でガスを供給し、電気炉温度が900℃一定および1080℃一定の条件において、それぞれプ
ローブ温度を600℃から150℃まで段階的に下げながら測定試験を行った。ここではSO3 の酸露点

SO2 濃度[ppm]

SO2 濃度を考慮して、プローブ温度を150℃以上に設定しておく必要がある。試験データを図13に示す。
いずれの温度条件でもSO2 測定値は変化なく安定推移しており、実験室においてプローブ温度の

電気炉

温度
[℃]

プローブ

影響がないことを確認した。
なお、実験室ではプローブ全体をほぼ一様に加熱できるが、現場では煙道内の温度勾配が顕著に(b) 電気炉 1080℃一定

影響して、プローブにも温度勾配が生じる。これ

図 13 プローブ温度の影響評価試験－32－加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

平均 13.1ppm

SO3 濃度[ ppm ]

SO2 濃度[ ppm ]

温度
[ ℃ ]

電気炉
プローブ

図 14 実験室での連続稼動試験(900⇔1080℃)(4) 連続稼動試験

でも加熱変換性能が不足している可能性がある。

上述の電気炉温度パターン評価試験を踏まえ、
900⇔1080℃のパターンで連続稼動試験を行った。

しかし、両者には非常に高い相関性があり、また0ppmと1ppmの差異も確実に検知できている。

SO3測定値は13ppm前後で安定推移しており、試作

これらの結果から、低濃度のSO3を対象とした装置の性能は良好であることを確認した。3日間

傾向監視装置としては、十分な性能を備えているの試験データを図14に示す。

と言える。

(5) 手分析との比較試験および測定下限の確認

なお、手分析サンプリングの方法は凝縮法であ5ppm一定のSO2ガスをSO3発生装置に供給して、る。サンプルガスをスパイラル管に通気して凝縮

同装置の温度等を微調整しながら、0～5ppm相当

させ、管内面に付着したSO3 を水で洗い流し、そのSO3ガスを試作装置と手分析サンプリング装置の際に生じる硫酸の濃度を中和滴定によって測に並列通気し、測定値と手分析値の比較試験を行定し、それをSO3濃度としている。ボイラ排ガスった。

中には10％程度の水分が含まれており、スパイラ

使用したSO2標準ガスはSO2濃度5ppm･O2濃度2％ル管内面にSO3が凝縮付着するが、実験室でSO3発(N2ベース)である。電気炉の温度上下パターンは生装置から供給するガスには水分が含まれてい600⇔1100℃とした。試験系統を図15に、試験結ない。このため、図15に記載のとおり加湿装置を果を図16に示す。

使ってサンプルガス中に水分を供給し、スパイラ

測定値が手分析値よりも20％ほど低めとなっ

ル管で捕集できるようにしてサンプリングを行ていることから、電気炉の常用最高温度1100℃

った。

SO3
測定値
[ppm]

SO3 手分析値[ppm]

図 15 手分析との比較試験系統図－33－

図 16 手分析と測定値の相関加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

4.2 現場での性能評価と明確に連動しており、高い相関性があることを

四国電力㈱橘湾発電所の脱硝出口に試作装置確認した。

を設置して長期フィールド試験を行い、手分析値

一方、負荷一定時における測定例を図 20 に示や各種プラントデータと比較照合しながら実用す。この場合、AH 入口ガス温度や AH ガス差圧は性能を検証した。実験室での性能評価を踏まえ、ほぼ一定で推移しており、その両者と SO3 測定値

現時点における同装置の基本仕様を表1に示す。

との相関性は低いが、SO2 濃度と SO3 測定値には十(1) 長期フィールド試験

分な相関性があることを示唆するデータが得ら脱硝出口で試作装置の長期稼動性能を確認した

れている。

ほか、SO3測定値と各種プラントデータとの相関性

なお、負荷変化時におけるSO2濃度とSO3測定値

について調査検討中である。耐久性を考慮して温の相関グラフは割愛するが、負荷一定時と同様に

度上下パターンは900⇔1080℃とした。

両者の相関性を確認ずみである。

同装置の長期稼動性能は、電気炉一体型プロー
ブすなわち電気炉(電熱線 )と加熱管 (カンタ ル

表 1 試作装置の基本仕様

管)の寿命に制約されるが、これまでの試験結果から、ほぼ1年間の長期稼動に耐えることを検証ずみである。直近(H30年1月～H31年1月)に実施した長期フィールド試験における稼動日数を表2に、試験状況を図17に示す。
(2) 手分析との比較試験

測定原理

SO3加熱変換･1系統SO2増分測定方式

サンプリング方式

電気炉一体型プローブによる加熱吸引

測定レンジ0～100ppm（測定下限:1ppm）

測定周期

2時間

電気炉一体型プローブを挿入している測定座装置本体：W1130×H500×D370mm･60kg
寸法･重量に隣接する測定座に、手分析用の加熱プローブを

電気炉一体型プローブ:φ150×L1800mm･10kg

挿入してサンプリングを行い、試作装置の測定値と手分析値との比較試験を実施した。試験状況を
図18に、試験データを図19(a)(b)の上段に示す。

表 2 長期フィールド試験における稼動日数

2日間に亘って比較試験を行った結果、実験室

期間

稼動日数

稼動状況

と同様に測定値と手分析値には高い相関性があ

1/10～4/23

105 日

4/23～5/31―

中間点検のため測定中断

5/31～6/21

22 日

連続測定試験

6/21～7/2－

定例の排ガス測定に伴う中断

7/2～1/11

197 日

合計

324 日

連続測定試験

ることを確認できた。また後述のとおり、両者ともAH入口ガス温度やAHガス差圧に連動した挙動を示している。
(3) プラントデータとの相関性について収集したSO3測定データと各種プラントデータとの比較照合を行った。
図 19(a)(b)の手分析比較試験では、負荷変化が生じ、SO3 濃度が AH 入口ガス温度や AH ガス差圧

連続測定試験

装置側
電気炉一体型
プローブ－

スパイラル管

手分析側

測定制御装置(a)サンプリング状況(b)SO3 捕集用スパイラル管

図 18 手分析比較試験状況

図 17 長期フィールド試験状況－34－加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発●SO3 測定値 ○SO3手分析値

SO3

SO2 濃度SO2

SO3

濃度 測定値[ppm] [ppm]

濃度
[ppm]

SO3 手分析値[ppm]
GAH-B 入口ガス温度
差圧
[kPa]

温度
[℃]

GAH-B ガス差圧

差圧
[kPa]

温度
[℃]

SO3 測定値[ppm]
負荷
負荷
[MW]

負荷
[MW]

SO3 測定値[ppm](a)H30 年 10 月 24 日のトレンドと相関グラフ(手分析 1 日目)●SO3 測定値 ○SO3手分析値

SO2 濃度

SO2

SO3

SO3

濃度 測定値[ppm] [ppm]

濃度
[ppm]

SO3 手分析値[ppm]
GAH-B 入口ガス温度
差圧
[kPa]

温度
[℃]

GAH-B ガス差圧

差圧
[kPa]

温度
[℃]

SO3 測定値[ppm]
負荷
負荷
[MW]

負荷
[MW]

SO3 測定値[ppm](b)H30 年 10 月 25 日のトレンドと相関グラフ(手分析 2 日目)

図 19 負荷変動時における測定データ(SO3 測定値と手分析値･AH ガス温度･ガス差圧との関係）● SO3測定値

SO3
濃度
[ppm]

SO2 濃度SO2

SO3

濃度 測定値[ppm] [ppm]SO2 濃度[ppm]
GAH-B 入口ガス温度

差圧
[kPa]

温度
[℃]

温度 差圧
[℃] [kPa]
GAH-B ガス差圧

SO3 測定値[ppm]

図 20 負荷一定時における測定データ(SO3 測定値と SO2 濃度･AH ガス温度･ガス差圧との関係）－35－

加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

験における長期稼動状況から判断すると、900⇔

5. 考察と展望
実験室および現場での各種試験結果を踏まえ、1080℃パターンの妥当性は高いと考えられる。

試作装置の実用性能について考察し、今後の装置

以前は電気炉内の電熱線が膨張収縮を繰返し

活用に関する可能性と展望を以下に述べる。

て変形し、カンタル管に接触して地絡原因となっ5.1 試作装置の実用性能評価ていたが、低温側の温度設定を600℃から900℃に(1) 測定性能について

上げて温度上下幅を縮小したことにより、加熱変(a) 実験室での測定性能

換性能を維持したまま、長期稼動性能の大幅な向上を図ることができた。

実験室での加熱変換現象の再現性および手分(3) プローブ温度の影響について

析値との相関性から考えて、傾向監視用としての基本性能は十分であると言える。測定値が手分析

上述のとおり実験室においては、プローブ温度値よりも若干低めとなっている原因としては、加150℃･200℃･300℃･400℃･500℃･600℃のいずれ

熱変換率の不足すなわちSO3の一部がSO2に変換さの設定でも測定性能に影響が生じないことを確れずに残っている可能性が高いと考えられる。

認ずみである。プローブ内でガスが接触する部分

試作装置には小型軽量の電気炉を使用しておは全てアルミナ管であり、また標準ガス中には触り、その常用最高温度1100℃が制約となっている。

媒作用をもつ成分が存在しないためSO3 は生成さこれを更に高温域まで加熱すれば変換率が向上

れず、SO2濃度が一定レベルで推移していると考する可能性はあるが、大型で大容量の電気炉が必えられる。

要となることから、当面は手分析値を真値として現場試験に際しては、このプローブ温度試験の測定値を係数補正する方法が現実的であると思結果を踏まえ、かつ触媒の存在下でSO3 が最も生われる。

成されやすい400℃前後の温度域を避けるため、(b) 現場での測定性能

プローブ温度を200℃に設定した。しかし、現場現場での加熱変換現象の再現性および手分析

では煙道内における温度勾配の影響が生じ、実験

値･プラントデータとの相関性から考えて、排ガ室のようにプローブ全体を一様な温度(200℃)にスを対象とした実用性能は概ね良好であると言保持することはできない。測定座の状況と煙道内える。測定値は手分析値よりも若干低めとなったの温度勾配データを図21に示す。

が、両者とも発電所が実施している非加熱サンプ

既設測定座

リング方式による定例の手分析値(10ppm未満)よりは高い値となっている。これに関しては、後述

嵌合金具のとおりプローブ温度が微妙に影響していると電気炉一体型
プローブ

考えられるため、同温度を変えながら、手分析値との比較試験を実施する必要がある。
なお、1系統SO2増分測定方式の試作装置は、そ50cmの原理上、SO2 濃度が比較的安定して推移している状況を前提としており、SO2濃度の急激な変動

煙道壁

はSO3測定誤差を生じる要因となる。試験データ

煙道壁▼を見る限り、負荷変動やガス温度等が変動してもSO2 濃度が安定していれば、所期の測定性能を発揮できていることが分かる。2時間に1回の周期で手分析を実施しているというイメージであり、石温度[℃]

炭火力プラントにおけるSO3 濃度の長期傾向監視

プローブ

嵌合金具
▼

用として有効活用を期待できる。
(2) 電気炉温度設定の妥当性について
実験室での温度パターン比較試験における加挿入長[cm]

熱変換状況、ならびに脱硝出口でのフィールド試

図 21 既設測定座の状況と煙道内のガス温度勾配－36－加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

大まかな温度分布としては、煙道壁付近で50℃、煙道内1mで200℃、煙道内2mで370℃となっている。
この温度勾配に応じて、プローブの一部が400℃前後の温度、すなわちSO3が最も生成されやすい
温度域となり、そこに触媒作用を有する排ガス成分が流入して、プローブ内でSO3が生成されてい適化の可能性について、長期的推移にも着目して今後は、煙道内への挿入に伴う耐熱性の問題も以下のとおり調査検討を進めている。

考慮し、プローブ温度設定を段階的に上げながらなお、将来の展望として、加熱変換ではなくSO3

引続き十分な試験検討が必要である。

濃度を光学的に直接計測できる吸収分光方式と(4)小型軽量化について

ラマン散乱方式についても若干の考察を加える。

試作装置の寸法･重量は表1に記載したとおりである。定点における長期傾向監視用としては、
動測定用の可搬型装置としては今のところ寸法･重量ともに大きい。
電気炉一体型プローブについては、現状のサイズで問題ないが、本体(測定制御装置)については
大幅な小型軽量化が必要である。レーザ式SO2 計
セル長の短縮やドレンポット容量の見直し等も含め、本体を現状の2/3程度まで小型軽量化する
方向で検討していきたい。

ボイラ排ガス処理系統の効率的運用を念頭に、上述のとおり脱硝出口で SO3 濃度の長期連続測定を行い、各種プラントデータとの比較照合を中心にデータ解析中である。
試作装置を活用したSO3濃度の傾向監視による
AH閉塞状況の定量的把握やボイラ燃焼調整の最る可能性がある。

サイズに関する特段の問題は生じていないが、移5.2 試作装置の活用と今後の展開(1)プラントデータとの相関性について(a) AH入口ガス温度・ガス差圧との相関
1日のトレンドにおける相関性は、前掲の図19に示すとおりである。また1週間トレンドの一例
を図22に、その相関グラフを図23(a)に示す。
いずれのトレンドにおいても、SO3 濃度はAHガ
ス温度に連動しており、両者には明確な相関性がみられる。AHガス温度もAHガス差圧も負荷に応じて変動しているが、SO3測定値に直接影響してい
るのはAHガス温度であると考えられる。

●SO3 測定値 ○SO3手分析値

SO3
濃度
[ppm]

SO2
濃度
[ppm]

SO2 濃度ドレンポット水抜

GAH-B 入口ガス温度

差圧
[kPa]

温度
[℃]
GAH-B ガス差圧

負荷

負荷
[MW]

図 22 長期測定データの一例(H30 年 10 月 19 日～10 月 25 日)－37－加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

差圧
[kPa]

温度
[℃]

SO3
濃度
[ppm]

負荷
[MW]

SO3 測定値[ppm]SO2 濃度[ppm](a) AH ガス温度・ガス差圧との相関(b) SO2 濃度との相関

SO3 測定値[ppm](c) 負荷との相関

図 23 SO3 測定値とプラントデータの相関
一方、SO3濃度はAHガス差圧にも連動しており、保った状態で傾向監視機能を維持できる。また、両者には明確な相関性がみられる。このガス差圧

電 気 炉 の 温 度 パタ ー ン に 連 動 し た SO2 濃 度 変化の挙動は、AHの閉塞状況ではなく、負荷すなわち(加熱変換現象)をPC画面上で確認できることか

ガス流量に連動しており、今のところSO3濃度とら、装置の健全性チェックも容易である。
これに対して、2系統差分測定の場合は、SO2計の直接的な関係はないと考えられる。

ドリフトに伴うSO3測定値(SO2差分値)の変動が生(b) SO2濃度との相関
ボイラにおけるSO2･SO3転換率は3％程度である

じても、それがドリフトによる誤差なのか、実際と言われており、この転換率がほぼ一定であるとにSO3が変化しているのか即座に判断できない。

すれば、SO2濃度とSO3濃度には相関が生じるはず(3) 吸収分光方式とラマン散乱方式の可能性である。1日のトレンドにおける相関性について

SO3 濃度の連続測定方法としては、本稿で述べは、前掲の図20に示すとおりである。また1週間た加熱変換方式が現時点で最も有効と考えられトレンドの一例を図22に、その相関グラフを図るが、将来的には変換過程を経ないSO3 の直接計

23(b)に示す。

測を目指すべきである。その具体的手法として、
前述の吸収分光方式とラマン散乱方式について

転換率を3％として、図22のトレンドにおける鋭意検討していきたい。

SO2濃度レベルからSO3濃度を推定すると、今回のSO3測定値･手分析値ともに、この推定値よりも高吸収分光方式に関しては、QCLを用いてSO3 のめとなっているが、SO2濃度とSO3濃度には想定ど

7.14µm付近の吸収帯を利用する方法が有望であおり明確な相関性がある。

る。これまでに実験室レベルでの原理的な有効性(2) 1系統SO2増分測定方式の優位性と課題は確認されており、今後は現場への適用可能性検

筆者らは上述のとおり、加熱変換の原理に基づ証を進める必要がある。

くSO3測定において、2系統SO2差分測定方式の課題

ラマン散乱方式に関しては、共鳴ラマン効果をを解消するため、1系統SO2増分測定方式を考案･採利用して散乱光を大幅に増強させることにより、用した。

SO3 の直接測定を実現できる可能性がある。この

1系統化によって現場での測定誤差を抑制でき、共鳴ラマン効果は、対象分子の吸収帯に一致した

長期連続稼動性能が高く、かつ装置の大幅な簡素

波長の励起光を照射することによって生じる。

化および低価格化が可能となることから、実用面

SO3 の吸収帯は210nm付近から短波長側の深紫外での優位性は高いと言える。リアルタイム性が失域に存在するが、先行研究事例がないため、深紫われることは同方式のデメリットであるが、長期外波長可変レーザ等を使って共鳴によるラマン

傾向監視用としては、2時間周期の測定で実用上

散乱光の増強効果について原理検証から着手しの問題はないと考えられる。

なければならない。

SO2計のドリフト等によりSO2 濃度の絶対レベル

未知の分野であるが、1ppm未満の領域を対象とが変化した場合でも、1系統であれば電気炉の高温した遠隔でのリアルタイム測定の可能性を秘め時と低温時における相対的なSO2濃度差(SO3 濃度)ており、将来に向けた有望な基礎技術の一つとしを算出するので、その原理上、ある程度の精度をて期待は大きい。 10)11)－38－

加熱変換方式による可搬型 SO3 濃度測定装置の開発

基礎研究分野での長年に亘る彼らの活躍があ

6. まとめ

ればこそ、今回の装置開発があると思う。この場

SO3加熱変換･1系統SO2増分測定方式による長期傾向監視用のSO3濃度測定装置を試作し、その実を借りて心からお礼申し上げたい。

用性能を検証した。プローブ温度の影響や装置サ［参考文献］

イズ面で課題はあるが、手分析値や各種プラント

1) 久次米、島尾：「橘湾発電所空気予熱器の運転データとの高い相関性を確認できており、傾向監

中水 洗装置に おける実運用試 験結果に つい視装置として良好な試験結果が得られた。

て」,火力原子力発電,Vol.66,pp.124-128(20今後も橘湾発電所の脱硝出口で引続き測定試

14)験を実施し、長期傾向監視用および手分析代替用

2) 市川、海稲：「レーザ吸収分光方式による可搬として完成度の高い装置に仕上げる予定である。

型 NH3 濃度測定装置の開発」四国電力･四国総

別途開発の可搬型NH3 濃度測定装置と併せて、

研研究期報,Vol.107,pp.19-28（2017）

本装置の有効活用により、ボイラ排ガス処理系統

3) 倉田、伊澤、草間、鈴木：「SO3 連続分析計のの運用効率化に貢献していきたい。

開 発 」 , 石 川 島 播 磨 技 報 Vol.43, No.2,
pp.52-57(2003)［謝辞］

4) T.A.Berkoff、J.Wormhoudt、R.C.Miake-Lye：

本研究は、四国電力㈱火力部からの委託を受け"Measurement of SO2 and SO3 using a tunable

実施した。装置開発および現場試験にご協力いた

diode

だいた関係各位に深く感謝の意を表する。

Vol.3534,pp.686-693(1999)

laser

system",SPIE

Proceedings,

一連の装置開発に際し、あらゆる局面において

5) 福地：「赤外波長可変レーザーを用いた SOx の

終始異才を発揮し続けたミクロ電子㈱の門脇渉

赤 外 吸 収 分 光 計 測 」 , 電 気 学 会 論 文 誌 A,

氏、独自の個性と情熱をもって測定制御装置の製

Vol.129,pp.809-814(2009)

作に打込んだ㈱ブレインズの小野実氏、卓越した

6) 二宮、八重嶋、福地：「火力発電所排煙成分の技術者魂でプローブ製作等々に心血を注いでくレーザー計測」，レーザー研究，Laser Review，

ださった㈱テクノ･サクセスの福田和秀氏、常に

pp.300-304（2006）

工夫を凝らし様々な条件で手分析試験を鋭意実

7) Yilmaz A.,Hindiyarti L.,Jensen A.,and

施してくださった四電ビジネス㈱の前田博史氏、Glardorg P.："Thermal Dissociation of SO 3

SO3 ･SO2 変換率の計算式について貴重な示唆を与at 1000- 1400K", J.Phys.Chem.A, pp.6654-

えてくださった㈱四国総合研究所の柳原哲氏と659(2006)

塩崎景子氏、レーザ式ガス分析計に関する最新情

8) 福地、二宮：「紫外吸収分光法と加熱変換を用

報等を適宜提供いただいた西華産業㈱および中い た SO3 濃 度 測 定 」 , 電 気 学 会 論 文 誌 A,

外テクノス㈱の関係各位に深く感謝の意を表す

Vol.126,pp.977-982(2006)

る。㈱四国総合研究所の市川祐嗣氏からは共鳴ラ9) 二宮、福地、川田：「排ガス中の SO3 濃度測定

マン散乱と英文アブストラクトに関して繊細な手法の開発」四国電力･四国総研研究期

示唆を与えられた。また排ガスSO3測定の重要性

報,Vol.89,pp.6-11（2007）に逸早く着目し、研究テーマとしての道を切り開10)E.T.H.Chrysostom、N.Vulpanovici、T.Masiello、

いた元㈱四国総合研究所の多田安伸氏の類まれ

J.Barber 、 J.W.Nibler 、 A.Weber 、 A.Maki 、なる見識と先見の明に大いなる敬意を表したい。

T.A.lake ： "Coherent Raman and Infrared最後となったが、本研究の発端を辿ろうとすれStudies of Sulfur Trioxide",Journal of

ば、元㈱四国総合研究所の二宮英樹氏(電子技術

Molecular Spectroscopy,Vol.210, pp.233-239

部主席研究員)･重本直也氏(化学技術部長)なら(2001)びに(一財)電力中央研究所の福地哲生氏(上席研11)朝日、杉本ほか：「共鳴ラマン効果による微量究員･故人)、この3名の研究者が成し遂げてきた

有害物質遠隔計測に向けた基礎検討」，第 36

業績に負うところまさに絶大である。「加熱変換回レーザセンシングシンポジウム予稿集，B03，

は正しい」これが福地氏の遺言であった。

pp.14-15（2018）－39－

四国電力，四国総合研究所
研究期報１１０ (2019年6月)
４０－４８

レーザ吸収分光方式による硫化水素測定装置の開発㈱四国総合研究所 エネルギー技術部㈱四国総合研究所 エネルギー技術部㈱四国総合研究所 エネルギー技術部

キーワード：

硫化水素
硫化腐食
レーザ吸収分光方式
硫化水素測定装置
高煤塵

Key Words：

海稲
市川
土田

隆成
幸司
雅彦

Hydrogen sulfide
Sulfide corrosion
Laser absorption spectroscopy
Hydrogen sulfide analyzer
High-density dust

Development of a Hydrogen Sulfide Analyzer Based on Laser Absorption Spectroscopy

Shikoku Research Institute, Inc., Energy Engineering Department
Takashige Kaine, Koji Ichikawa and Masahiko Tsuchida

Abstract

We are developing a hydrogen sulfide analyzer based on laser absorption spectroscopy which measures hydrogensulfide concentration in an exhaust gas of a coal-fired power plant. The basic performance of it is confirmed.
Combusting pulverized coal under a reducing atmosphere is very important to decrease NOx density, but that
produces hydrogen sulfide from sulfur content of the coal. Hydrogen sulfide is a highly corrosive gas and it frets
water wall tubes. Progress of corrosion makes the tubes leak and has possibility to stop operation of the power plant.
We need to measure hydrogen sulfide concentration in a long term to reduce hydrogen sulfide in an exhaust gas.
However, it is very difficult to measure the concentration continuously because of a high temperature andhigh-density dust in the boiler.
In this paper, the system configuration of the hydrogen sulfide analyzer and the results of the field tests conductedto confirm the basic performance of it will be described. Some consideration for performance improvement will also
be presented.

－40－

レーザ吸収分光方式による硫化水素測定装置の開発

1. はじめにには、炉内 H2S 濃度を低減し、硫化腐食範囲を縮微粉炭焚きボイラの発電所では、環境対策や運小することが重要となる。

転コスト削減等のため、生成される NOX (窒素酸

しかし、図 1、図 2 に示すように、炉内は高温

化物)の低減を図っており、低 NOX バーナの採用で既設排ガス測定座にフィルタが装着されておや 2 段燃焼等が実施されている。

らず、また排ガス中には未燃微粉炭や石炭灰が多排ガス中の NOX は、燃料中の窒素分に由来してく含まれており、高煤塵環境下となっている。筆発生するフューエル NOX と、燃焼空気中の窒素に者らの知る限りにおいて、炉内の排ガス中に存在より発生するサーマル NOX があり、微粉炭を低酸する H2S 濃度を連続測定した事例はなく、炉壁付

素雰囲気（還元性雰囲気）で燃焼することにより

近の濃度分布や、長期的な H2S 濃度の推移は未知

燃焼温度や燃焼速度を下げ、生成される NOX 濃度となっている。

を低減している 1) 2)。

そこで筆者らは、可搬型 NH3 測定装置等の開発

しかし還元性雰囲気下では、微粉炭中の硫黄分で蓄積したレーザ吸収分光方式による分析計のも還元され H2S (硫化水素)が発生する。H2S は極応用技術や、排ガスサンプリング技術等を活用し、めて高い腐食性があり、水冷壁管等に硫化腐食を

炉内から直接サンプリングした排ガス中の H2S を生じ、チューブリークによるプラント停止原因の連続測定できる試作装置を開発した。

1 つとなっている。

試作装置は、H2S 濃度分布測定や、H2S 高濃度個H2S 濃度が増加するにともない、腐食量も増え

所等の定点連続測定が可能で、将来的には、H2S

3)

ることが知られており 、炉内での H2S 濃度の挙濃度分布を短時間で測定しながらボイラ燃焼調動が分かれば、H2S 濃度低減対策を検討すること

整等を行い、H2S 低減対策に活用することを念頭ができるが、高温・高煤塵下の炉内で H2S 濃度をにおいている。

測定するには多くの課題がある。H2S 生成特性や、石炭性状や混焼割合の違いによる H2S 濃度の相違もシミュレーションされているが、その結果を実機ボイラに適用するためには、さらなる数値解析
技術の高度化を期待しなければならない 4) 5)。
そこで、ボイラ側壁に設置された既設排ガス測測定座内部拡大(直管・フィルタなし)

定座から排ガスを外部にサンプリングし、レーザ
吸収分光方式により H2S 濃度を測定することができる装置(硫化水素測定装置

既設排ガス測定座(直管)

以下「試作装置」)を開発した。
本稿では、初めに開発の背景や試作装置の概要

ボイラ左側壁を述べ、次に実験室や発電所における試作装置の図 1 ボイラ左側壁既設排ガス測定座

基本性能評価試験結果を示し、最後に考察と長期連続稼働性能の向上に関する課題について報告する。
2. 開発の背景
発電所では、定検時に炉内足場を設置し、水冷
壁管の目視検査や肉厚測定を行い、腐食等による減肉個所を特定している。その後溶射工事の範囲を定め、次回定検時に同工事を行い、水冷壁管のチューブリークを未然に防止している。この工事は非常に高額で、また工事期間も長期となること
図 2 サンプルガス中の煤塵(未燃微粉炭・石炭灰)より、工事範囲の縮小が望まれている。そのため－41－

レーザ吸収分光方式による硫化水素測定装置の開発

3. 試作装置概要

閉塞回数の低減を図った。

3.1 基本仕様の検討

3.4 試作装置の設計製作

一般的に測定レンジ幅と検出下限はトレード試作装置の構成を図 4 に示す。装置は測定制御オフとなるため、基本仕様を検討するにあたり、部(本体)と、各測定座ごとに設置するサンプル部

実ガス中の H2S 濃度を簡易測定した。その結果をに分かれており、サンプル部から吸引した排ガス

踏まえ、開発目標を、測定レンジ幅：0～1000ppm、を測定制御部の測定セルまで通気し、H2S 濃度を検出下限：5ppm(最低濃度の 1/10 程度)と定めた。

測定している。ボイラ左側壁には既設測定座が 7

また、複数個所からの排ガスサンプリングや運個所あり、それぞれの測定個所を切替えながら、用方法等を総合的に勘案し、基本仕様を下記のよ

排ガスサンプリングを実施している。右側壁測定

うに決定した。

座 7 個所については、サンプル部を製作しており、

表1

試作装置基本仕様

今後測定を開始する予定である。
(1) 測定制御部

項目

基本仕様

a. 濃度測定部

測定濃度0～1000ppm

検出下限

5ppm

て受光部でその減衰量を測定し、ランベルト・ベ

測定個所

14 個所(ボイラ側壁全測定座)ールの法則に基づき光路長上の積算濃度を計算

測定周期

1 秒(サンプル吸引時間除く)

している。また測定波長は、H2S に吸収され、か運用方法

定点連続測定・サンプル切替測定

つ排ガス中の共存成分に吸収がない 1.574µm が重量

レーザ式 H2S 計は、投光部から測定光を照射し選定されている。

50kg 程度(測定制御部)

測定セルの筐体には SUS304(セル長：700mm
φ43mm)を使用し、窓材には 8µm まで広い帯域に3.2 測定方式の検討

透過率を持つ CaF2(フッ化カルシウム)を使用し排ガス中の H2S 濃度測定方法には、レーザ吸収た。なお、透過率を監視することで窓材の汚損具

分光方式の他に、紫外吸収方式、ダイオードアレ

合を確認でき、汚損時はセルから容易に取外してイ方式等もあり、それぞれを調査し適用可否につ清掃することが可能である。

いて検討した。
cm-1/(molec·cm -2)

前述の基本仕様を満たし、高煤塵下での連続稼働性能が高く、かつ大がかりな前処理装置を必要としないレーザ吸収分光方式を採用した。
同方式により測定する場合、透過型(シングルパス式)、反射型(デュアルパス式)、多重反射型

透過強度(マルチパス式)の 3 方式があるが、耐熱温度や既設測定座形状、ならびに汚損への耐久性等の観点から、既開発の可搬型 NH3 測定装置と同様に、セ1.5e-211.0e-21測定波長(1.574µm)

5.0e-22

ル分離型シングルパス･レーザ吸収分光方式 のH2S 計を採用して試作装置を設計した 6)。

3.33(3000cm-1)

3.3 サンプリング方式の検討

2.5(4000cm-1)

1.67(6000cm-1)

2(5000cm-1)[µm]([cm-1])

グラフは HITRAN より引用

ボイラ内部の排ガスを既設測定座(直管)より

ランベルト・ベールの法則
吸光度＝-log(I/I0)＝εｃＬ

サンプリングした場合、ドレンと煤塵が混ざってペースト状となり、プローブ内部やドレンポット

ε：吸光係数ｃ：濃度
Ｌ：光路長(セル長)フィルタに付着する。付着物が乾燥すると内部固着し、パージで解消できない閉塞が発生する。
そこで、最適なサンプリング方法の確立に向け、
後述の加熱プローブと煤塵ポット方式を採用し、－42－

I0：入射光強度
I ：透過光強度

図 3 H2S 吸収スペクトルと測定原理

レーザ吸収分光方式による硫化水素測定装置の開発

(9FL)

12L

13L

サンプル切替弁(三方電動ボール弁)

14L

サンプルガスパージ弁(電磁弁)

(8FL)

15L

流量調節弁(手動弁)16L

パージ弁(電磁弁)
煤塵ポット

17L

端子箱
排ガスサンプル配管(テフロンφ10)
パージ配管(テフロンφ6)

(6FL)

18L

信号線
LAN

コ
ン
プ
レ
ッ
サ

(右側壁サンプルライン)(缶左)

12L 端子箱

制御弁
ﾘﾚｰ箱

(缶後)

18L 端子箱

左側壁サンプルライン

①

PX

流
量
計

ﾎﾟﾝﾌﾟ

ﾄﾞﾚﾝ
ﾎﾟｯﾄ

O2 計

②

レーザ式
H 2S 計
(受光部)

測定セル

レーザ式
H 2S 計
(投光部)

濃度測定部
①
②

ﾘﾚｰ

ﾃﾞｼﾞﾀﾙ
入出力

測定制御部(缶後 3FL)

図 4 試作装置システム構成－43－

ノート PCレーザ吸収分光方式による硫化水素測定装置の開発

b. 測定制御部
測定制御用
ノート PCH2S 計やサンプル切替弁等の制御は、測定制御用ノート PC の専用ソフトから行っている。また、
PC と制御弁リレー箱内のリモート IO ユニットを
LAN 接続しており、各測定座に設置したサンプル
切替弁、パージ弁を制御している。
装置入口のドレンポットに取付けた圧力計に
H2S 計
(投光部)

O2 計
測定セル

より、サンプルラインの閉塞具合を監視しており、所定圧力以下の状態が継続した場合等に、加熱プ
ローブのパージを実施可能である。

図 5 測定制御部

c. 測定制御ソフトウェア
H2S 濃度、透過率、サンプル流量、サンプル圧
力、O2 濃度等の各種データを収集しており、図 6に示すように、メイン画面には、トレンドグラフ

H2S トレンド

や任意の履歴データが表示可能である。

透過率トレンド

また、レーザ式 H2S 計や各弁ならびにポンプ制御も可能で、弁の切替タイミングやパージ条件は任意に設定できる。

流量・圧力トレンド（2） サンプル部
加熱プローブと、サンプル切替弁、パージ弁なO2 トレンド

らびに煤塵ポットを鋼管で製作した架台に取付け、各測定座付近に設置している。
a. 加熱プローブ

図 6 メイン画面

プローブは SUS316 製で、既設測定座に内挿できるよう外径φ8mm とした。プローブ内部に電熱線を挿入できる構造で、最大流量(5L/min)での排ガスサンプリング時に、プローブ先端ガス温度が300℃以下となるようプローブ長を 820mm とした。
b. サンプル切替弁・パージ弁
サンプル／パージラインの切替には、高煤塵の排ガス通気時においても、煤塵のかみ込み等による動作不良が少ない小型電動ボール弁を選定した。同弁切替中は 3 方向が繋がり、パージエアが図 7 サンプル切替弁・パージ弁設定画面

サンプルラインに流入して測定濃度が低下する
ため、パージラインには電磁弁を取付け、パージ
ラインへの切替が完了した後に、パージを実施している。
c. 煤塵ポットフィルタで濾過する前に煤塵を自然落下させ、フィルタの目詰まりを低減するため、煤塵ポット方式を採用した。また、ドレンポットとの兼用が可能となるよう、液体中でも使用できる 10µm メ
ッシュ、全長 250mm の円筒型大容量ポリプロピレ

図 8 加熱プローブ

ンフィルタを樹脂ハウジング内に装着している。

－44－

レーザ吸収分光方式による硫化水素測定装置の開発

4. 試作装置の基本性能評価試験

側壁の測定座から同距離にある缶後 3FL 中心部

4.1 実験室における標準ガス測定試験に測定制御部を移動し、左側壁全測定座(７個所)

マスフローコントローラを用いて流量調整をからの切替測定試験を実施した。

行い、H2S 標準ガス(濃度：190ppm／992ppm N2 ベ

図 11 に測定制御部の設置状況を、図 12 にサンース)を N2 ガスで各所定濃度に希釈し、測定セル

プル部の設置状況を示す。各測定座には前述の加に通気して濃度測定試験を実施した。

熱プローブを挿入し、テフロン管を経由して測定測定トレンドを図 9(a)、(b)に、装置測定値と供給ガス濃度との相関を図 9(c)、(d)に示す。

制御部まで排ガスをサンプリングしており、最も遠いサンプル測定座(12L)からの距離は 50m 程度

低濃度域および高濃度域いずれの場合においとなっている。

ても、装置測定値と供給ガス濃度の決定係数には0.99 以上の高い相関があり、濃度の再現性も確
認できた。
190

12R
152 114

76

38

0

38

76

114 152

12L

13L

13R

190

H2S 濃度[ppm]

14R 15R 16R 17R

(缶右)

(缶左)

9FL

17L 16L 15L 14L

8FL
18L

18R

6FL

測定中
測定予定
測定制御部(定点測定)(a) 低濃度域におけるトレンド992

794 595 397 198 0

198 397 595 794

測定制御部(切替測定)

3FL

992

H2S 濃度[ppm]

図 10

試作装置測定個所(b) 高濃度域におけるトレンド
測定値[ppm]

測定値[ppm]

測定制御部

供給ガス濃度[ppm]

供給ガス濃度[ppm](c) 低濃度域相関(d) 高濃度域相関

図9(a) 全体状況(ボイラ缶後 3FL)

標準ガス測定試験結果

4.2 発電所における基本性能評価試験
四国電力㈱橘湾発電所のボイラに試作装置を設置し、基本性能評価試験を実施した。
（1） 試験状況
図 10 に示すように、缶左 6FL に測定制御部を設置し、測定座 18L からサンプリングを行い、定点において基本性能評価試験（流量特性試験、定点連続測定、手分析比較試験）を行った。
次に将来的な全測定座からの測定に向け、左右

図 11

－45－

(b) 測定制御部
測定制御部設置状況

レーザ吸収分光方式による硫化水素測定装置の開発

合 20ppm 程度低下した。

架台(足場鋼管)

濃度変動幅が測定値の 10%以内であれば、傾向

端子箱

パージ弁

監視には実用上問題ないと考えており、最低流量を 2L/min と定め、妥当性を検証している。
② 定点連続測定試験

既設測定座

サンプル
切替弁

実濃度の記載は控えるが、図 14 に測定座(18L)

加熱プローブの 1 日トレンドを示す。パージ実施のタイミング(×印)で、プローブ内がパージされて閉塞が復旧
し、流量 2L/min 以上を保持しながら安定して測煤塵ポット

定できている。図 15 の 5 日トレンドにおいても、(a) 測定座 12L 設置状況(各測定座同様)

ほぼ流量が変わらずサンプリングでき、H2S 濃度の推移は比較的安定している。時間の経過ととも

パージ弁

H2S 濃度変動値[ppm]

端子箱
リレー
サンプル
切替弁

煤塵
ポット

リモート
IO ユニット(b) サンプル部拡大

流量[L/min](c) 制御弁リレー箱

図 13 流量変動時の濃度変動

図 12 サンプル部設置状況
H2S 濃度×パージ弁 ONH2S 濃度[ppm]（2） 測定性能試験
a. 定点測定における基本性能評価試験①流量特性試験
基本流量(5L/min)と各流量(4L/min、3L/min、

圧力[kPa]流量[L/min]2L/min、1L/min)を繰返しながら測定を行い、基本流量時と各流量時との測定値の変動幅を算出
した結果を図 13 に示す。
サンプル流量を 5L/min で測定した場合の H2S
濃度は、流量 4L/min 、3L/min の場合は同等だが、2L/min にすると 5ppm 程度低下し、1L/min の場

図 14 定点測定試験１日トレンド(測定座 18L 12/13)
×パージ弁 ON

圧力[kPa]流量[L/min]

H2S 濃度[ppm]

H2S 濃度

図 15 定点測定試験 5 日トレンド(測定座 18L 12/9～12/13)－46－

レーザ吸収分光方式による硫化水素測定装置の開発に煤塵が堆積してサンプル圧力が低下しており、値と比較した。測定値と手分析値に高い相関(決連続 1 週間程度の排ガスサンプリングで煤塵ポ

定係数 0.9531)を確認することができた。

ットが満たされるため、定期的な清掃や、煤塵流入量の低減対策が必要と考えている。

b. 切替測定における基本性能評価試験③ 手分析比較試験

左側壁全測定座を 3 時間毎に順次切替しながら、連続測定した結果を図 17 に示す。

測定座 18L の H2S 濃度連続測定中に、装置出口

配管での圧損を考慮し、サンプル圧力-25kPaの排ガスを検知管で吸引して手分析を行い、測定以下が 30s 継続時に自動パージを実施している。
・ 手分析値

圧力低下時にはパージされて閉塞が解消しておH2S 濃度[ppm]

H2S 濃度り、概ね安定して排ガスがサンプリングできた。
測定座毎の H2S 濃度の相違も確認できており、
H2S 濃度が最も高いのは測定座 18L である。
図 18(a)に測定座 12L、13L、18L の H2S 濃度 1
日平均値の推移を示す。本稿では割愛するが、14(a) 測定濃度トレンド～17L も同様に測定しており、各測定座の濃度 1
日平均値のうち、H2S 濃度がほぼ 0ppm で推移して測定値[ppm]

いる測定座は、12L、13L、14L であった。
測定座は 3 時間毎に切替しており、同じ測定座においても測定日により測定時刻が変わっている。運転状況等により日別の平均濃度変動が大きいため、今後は測定座切替周期の短縮や負荷変動
手分析値濃度[ppm](b) 手分析測定(検知管)等を考慮しながらデータを蓄積し、測定座切替方(c) 手分析値－測定値相関法について検討する予定である。

図 16 手分析比較試験
H2S 濃度
18L 12L 13L

14L 15L 16L 17L 18L

12L 13L 14L 15L 16L 17L 18L

12L 13L 14L

×パージ弁 ON
15L 16L 17L

18L

12L

圧力[kPa]流量[L/min]

H2S 濃度[ppm]

17L

H2S 平均濃度[ppm]

H2S 平均濃度[ppm]

図 17 切替測定試験トレンド(左側壁全測定座 3/15～3/17)(b) 測定座毎の H2S 濃度平均値(a) 各測定座の H2S 濃度 1 日平均値の推移
図 18 切替測定試験時の平均濃度－47－レーザ吸収分光方式による硫化水素測定装置の開発

そこで、加熱プローブに装着可能な、高温環境

c. 連続稼動性能

下で使用できる小型フィルタ等を検討しており、①加熱プローブの効果の検証
未燃分が多くパージで閉塞が解消されにくい

固着個所の加温や煤塵ポットの改良等により、所

18L 測定座において、加熱プローブでサンプリン

定流量で安定してサンプリングできるよう装置

グした場合の閉塞状況を表 2 に示す。

改良を実施する予定である。

積算で 8 か月程測定したが、プローブ内の加熱

また、プラントデータと H2S 濃度の比較照合をにより閉塞物が乾燥状態となり、粘性が低減した行い、運転状況と H2S 濃度の関連性についても検ことで全ての閉塞がパージで解消でき、加熱プロ討する予定である。

ーブに一定の効果があることを確認した。
表 2 加熱プローブ閉塞状況

6. まとめ閉塞

レーザ吸収分光方式による硫化水素測定装置

加熱プローブ動作試験なしを製作し、発電所での実ガス測定において、その171 日※

定点測定試験

なし

基本測定性能を確認した。今後は、ボイラ全測定

37 日

切替測定試験(3/18 現在)

なし

座からの測定を行いデータを蓄積するとともに、

期間

稼働日数

6/1～7/2

31 日

7/2～2/9
2/9～
合計

239 日

測定試験内容－将来的に、本装置を H2S 低減対策に活用できるよ※測定停止日除く

う、実用性能を高めていきたい。

②その他閉塞状況の検証
長期測定を実施中に、加熱プローブより後段の［謝辞］

サンプル切替弁や煤塵ポット入口に煤塵が付着

本研究は、四国電力㈱火力部からの委託を受けし、流量が低下する事象が発生した。

実施したもので、発電所をはじめご協力いただい

非加熱個所でドレンが発生し、煤塵と混ざったた関係各位に深く感謝する。

ペースト状の閉塞物が付着しており、その対策方

またブレインズ㈱小野実氏、ミクロ電子㈱門脇法について後述のように検討している。

渉氏、テクノ・サクセス㈱福田和秀氏には、装置開発において多大なご協力や助言をいただき、心5. 考察と今後の課題

から感謝の意を表したい。

5.1 考察加熱プローブにより比較的安定した流量でサ［参考文献］

ンプリングできており、煤塵の固着防止に一定の

1) 茂田：「火力発電ボイラにおける高温硫化腐効果があることが検証できた。

食」，IIC REVIEW,Vol44，pp.29-33(2010)

定点連続測定試験において、流量が所定流量以

2) 加藤：「最近のボイラにおける低 NOX 技術につ上の場合は安定して測定でき、手分析値との高いいて」，紙パルプ技術協会誌,Vol45-5，

相関を確認した。

pp.36-43(1991)

また切替測定試験では、測定座の違いにより

3) 山本：「微粉炭燃焼シミュレーションの現在とH2S 濃度変動域が異なっており、ボイラ下部は H2S

今後」，日本燃焼学会誌, Vol58-186，

濃度が高い傾向にあることを確認でき、還元性雰

pp.16-22(2016)4) 渡邊，丹野，白井：「微粉炭燃焼場の数値シミ

囲気が強いと推測している。
両試験結果等より、試作装置は基本的な測定性ュレーション」，電力中央研究所報告, M09004，

能を有していると評価している。

(2010)

5.2 今後の課題

5) 丹野，渡邊，辻，梅津，白井：「微粉炭燃焼時

高煤塵の排ガスを安定してサンプリングするにおける硫化水素生成特性の評価」，電力中央

ためには、閉塞の発生回数を低減する必要があり、研究所報告, M11020，(2012)

プローブに流入する煤塵量の削減と、流入した煤

6) 市川，海稲：「レーザ吸収分光方式による可搬

塵を固着前にサンプルガス中より除去すること型 NH3 濃度測定装置の開発」，四国電力・四国が極めて重要である。

総合研究所研究期報,Vol107,pp.19-28(2017)－48－

最後に執筆者、編集ならびに審査にあたられた方々のご協力に対して厚くお礼申し上げます。

研 究 期 報 第 110 号
編集兼発行人中川（無断転載を禁ず）

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