微粉炭火力発電技術の高度化―環境性の向上と発電コストの低減―

46 2002.11

電中研レビュー No.

＊石炭燃焼特性実証試験装置（MARINE炉）（上）と＊石炭燃焼試験設備（BEACH炉）（下）財団法人 電力中央研究所

電中研レビュー第 46 号

●

目

次

微粉炭火力発電技術の高度化―環境性の向上と発電コストの低減―

巻頭言

編集担当 ● CS 推進室 受託推進グループ 部長

牧野尚夫

横須賀研究所 エネルギー化学部 主任研究員

松田

裕光

勲

3

「微粉炭火力発電技術の高度化研究」のあゆみ …………………………………

7

はじめに

智久

8

石炭の特徴・性状 …………………………………………………………

9

第１章

九州大学機能物資科学研究所

常務理事

持田

深田

１ー１ ●石炭の賦存量と分布 ……………………………………………………… 11
１ー２ ●石炭の分類方法 …………………………………………………………… 12
１ー３ ●石炭の性状 ………………………………………………………………… 13

第２章

石炭利用方式の概要 ……………………………………………………… 15

２ー１ ●石炭を利用した各種発電方式 …………………………………………… 17
２ー２ ●微粉炭火力発電方式の特徴 ……………………………………………… 19

第３章

微粉炭火力発電技術の変遷と課題 ……………………………………… 23

３ー１ ●微粉炭火力の発電技術の変遷 …………………………………………… 25
３ー２ ●微粉炭火力の高度化に向けた課題 ……………………………………… 26
第４章

微粉炭火力用燃料の適性評価 ……………………………………………… 29

４ー１ ●研究の背景 ………………………………………………………………… 31
４ー２ ●発電用炭適性評価手法 …………………………………………………… 31
４ー３ ●適合炭種拡大化技術 ……………………………………………………… 37
４ー４ ●今後の展開 ………………………………………………………………… 43
第５章

微粉炭火力の高効率化 ……………………………………………………… 45

５ー１ ●研究の背景 ………………………………………………………………… 47
５ー２ ●蒸気条件の高温・高圧化の歩み ………………………………………… 47
５ー３ ●高温用材料の進歩 ………………………………………………………… 50
５ー４ ●所内率低減による高効率化 ……………………………………………… 55
５ー５ ●今後の展開 ………………………………………………………………… 56

第６章

微粉炭火力の環境性の向上 ………………………………………………… 57

６ー１ ●研究の背景 ………………………………………………………………… 59
６ー２ ●排煙処理システムの特徴 ………………………………………………… 60
６ー３ ●低 NOx 燃焼技術 ………………………………………………………… 61
６ー４ ●脱硝技術 …………………………………………………………………… 67
６ー５ ●集じん技術 ………………………………………………………………… 69
６ー６ ●脱硫技術 …………………………………………………………………… 71
６ー７ ●今後の展開 ………………………………………………………………… 73
コラム１：排ガス中水銀の化学形態別連続分析手法……………………………… 74
第７章

微粉炭火力の運用性の向上 ………………………………………………… 75

７ー１ ●研究の背景 ………………………………………………………………… 77
７ー２ ●低負荷燃焼安定性の改善 ………………………………………………… 77
７ー３ ●低 NOx 燃焼との併用 …………………………………………………… 81
７ー４ ●今後の展開 ………………………………………………………………… 85
コラム２：微粉炭濃度・粒度計測技術……………………………………………… 86
第８章

微粉炭火力用燃料の多様化 ………………………………………………… 87

８ー１ ●研究の背景 ………………………………………………………………… 89
８ー２ ●低発熱量炭の利用 ………………………………………………………… 89
８ー３ ●難燃性石炭の利用 ………………………………………………………… 95
８ー４ ●今後の展開 ………………………………………………………………… 97
コラム３：高灰分炭・高水分炭の改質技術………………………………………… 98
コラム４： CWM 乾式製造技術 …………………………………………………… 99
第９章

微粉炭燃焼場の高度計測・数値解析技術 …………………………………101

９ー１ ●研究の背景 …………………………………………………………………103

９ー２ ●レーザ計測を用いた燃焼火炎内の非接触計測 ………………………103
９ー３ ●数値解析技術 ……………………………………………………………107
９ー４ ●今後の展開 ………………………………………………………………111
第 10 章微粉炭火力技術高度化のための将来課題 ………………………………113

10 ー１ ●今後の微粉炭火力の役割と運用 ………………………………………115
10 ー２ ●微粉炭火力の将来課題 …………………………………………………115
10 ー３ ●石炭燃焼特性実証試験装置の役割と機能 ……………………………116
おわりに

理事

横須賀研究所長

瀬間徹 119

引用文献・資料等 ………………………………………………………………………120

表紙絵：石炭燃焼特性実証試験装置 ＊ 1 と石炭燃焼試験設備＊ 2
＊ 1）Multi Fuel and Multi-burner Equipment for
Advanced Combustion Research for theDevelopment of Ideal No Pollutant Emission
Technology (MARINE)＊ 2）Basic Equipment for Advanced Combustion
Technology using Horizontal Furnace andSingle Burner (BEACH)

巻

頭

言

微粉炭火力発電技術のたゆまざる高度化努力に期待する
オイルショックの記憶が未だに鮮明な私のよ
うな世代の人間には、 油断への懸念がいつも念頭を離れない。低価格高品質なエネルギーの安定した供給は、国の文明，産業を支える国家の大きな戦略責任のひとつであり、短中長期に亘るしっかりしたビジョンと周到な準備が必要である。そのひとつの面として、生産，精製転換，流通を荷うエネルギー産業の国策への発言と責任は極めて大きい。
こうした供給を可能にする技術の開発は、同時に国際競争力のある技術を生みだすものであり、その基礎としての優れた科学は、国の品位と尊敬と技術の商品価値を高める基盤である。完成された技術・プロセスは勿論、開発の各ステージにおいて、綿密に構造化されたコンセプト，要素技術，制御技術等の知識も商品として輸出され、開発の資金とすると同時に、我国の開発の戦略，開発力を伝播する努力が必要であろう。このことが、完成された技術・プロセスへの信頼と親しみを生み、さらに開発を継続できる駆動力となるであろう。
石炭は地球上に大量に賦存する重要な化石資源であり、これ迄の人類文明の発展を支えてきた。その過程で多くの技術的ブレークスルーによって利用効率を改善し、環境への負荷を低減してきた。今日、燃焼時の熱量に対して発生する CO2 量が化石資源中最大であるため、その利用が極めて経済的であるにも拘わらず、我国では利用しにくい、利用を避けるべき資源かのように見られるようになっている。この経済性の高い石炭を利用しないで地球上の人類が再生可能エネルギー時代を迎えることは、ほとんど不可能であり、これから大成長する発展途上国のエネルギー消費が急増すれば、電中研レビュー No.46 ● 3

石炭の大量利用はさらに拡大を続けると思われる。つまり、COP3 で想定する CO2 排
出削減はほとんど意味を失う。基本的には、人口一人当たりの CO2 発生量を基準とする排出量を地球環境負荷増大が零になるベースに近づける努力を約束する以外は、効力をもたないであろう。日本政府には、地球環境保全のための真の戦略と論理の早急な構築を期待したいが、一方、我国のエネルギーの研究者・技術者は、すべての化石資源から CO2 排出を削減できる経済的に競争力のある高効率利用技術の確立と再生エネルギーの低コスト実現が努力目標となる。
従って、石炭の高度利用技術は、上記の観点から開発を強力に推進し、我国が世界をリードする武器としての実用技術を継続的に生みだして行く対象である。
現在石炭は、①発電、②製銑、③一般産業熱源、④マテリアルの分野で主として利用されている。量的には発電での利用が最も大きく、世界的なテーマである。石炭利用発電技術は、①既存の商業化された技術②今後実用化に向けて開発が進められる次世代技術に分類できる。今後 50 〜 100 年以上に亘って石炭が利用されることを考えれば、両技術の持つ長所，特徴，改善点と貢献する時期を明確にして、両者の継続的発展を戦略的に低コストかつ開発資金を広く求めつつ、実施追求すべきことは明らかである。勿論、商業化においては両者の厳密な比較がなされると、経済的には次世代技術が不利になることが多いが、地球環境負荷対応のために、現行とは違うコストの算出法もあり得ることに留意して、次世代技術の開発を怠ってはならない。
商業化された石炭利用発電には、微粒炭燃焼発電と加圧流動床燃焼複合発電（常圧流動床も商業化されているが、将来性は大きくない）があるが、大規模発電プラント
としては前者が圧倒的強さを有しており、とくに現在の電力低コスト追求のなか、競争力は強固である。日本からのプラントおよび技術輸出も増加しており、既存発電技
術としては発電効率も最高水準であることから、CO2 排出削減の確実な方法として、
CO2 排出権取引における我国の戦略武器に位置づけることも可能である。
こうした時代背景から、微粉炭燃焼発電技術の一層の高度化継続は、我国にとってエネルギー戦略の一端を占める重要なターゲットである。つまり、現行商業技術が輸4出によって発信され、普及することはその技術の拡散，必要地での再生産が数年で進むことを意味している。つまり、我国としては、この技術に進歩の余地がある限り、先取りして知恵と工夫を注入して、次の世代の技術に育てておくことが肝要である。
進歩の余地を明確にして、ターゲット，実現性，困難度，効果を充分に解析して、開発に努力することが要求される。
こうした状況のなかで、電力中央研究所が微粉炭燃焼発電技術について自身が進めた研究の最新の成果を特集としてまとめたことの意義は大きい。成果を知識として構造化し、次の進歩への足掛かりにすると同時に、次の開発への支持を獲得する足掛かりになると信じている。
微粉炭燃焼発電技術の高度化に向けたターゲットには、経済性，効率，運転性，エミッション制御に関する以下のような事項が想起できる。
①

高効率化のための蒸気条件の高温・高圧化（USC）および高温用材料のコスト削減② 一層の低 NOx 燃焼③ 安定的な負荷変動運転④ 燃焼運転の監視，自動化，高度化⑤ 微粉炭燃焼に適した石炭性状の評価、および炭種の拡大、石炭資源の拡大と石炭コストの削減⑥ フライアッシュ付着性の制御⑦ スラッギングの制御⑧

ゼロエミッション達成に向けた排出灰の有効利用，排出 SOx, NOx および極微量
物質の一層の削減，低コスト化

こうした微粉炭燃焼発電技術の向上は、次世代石炭火力発電技術の実用化ハードルを高くして、一見次世代技術開発の障害になる。しかし、国際競争力のなかで勝抜き、真に貢献できる技術の宿命でもある。技術開発の質とスピードをあげて、商業化を実

電中研レビュー No.46 ● 5

現していかなければならない。ここで日本の技術開発の決定的欠陥として、基礎，基盤，実証，商業化の開発ステップの連結、研究協力、組織的で包括的な研究、発展段
階の継続が欠ける点である。特に、実証試験の期間が極めて短く、巨額の設備費と多年の建設準備が結局無に帰するケースが少なくないことがあげられる。実証試験の長期間の運転は、運転の安定性，健全性のみならず、経済性の向上にも繋がり、商業化への信頼性が影響を向上する。
このために、実証運転について長期試験が可能になるよう、立地，運転経費，場合
によっては実証運転における収入，国内外の参加者，支持者募集について充分な検討が必要である。景気浮揚のための無意義な道路工事の繰り返しのような開発は、厳に排除しなければならない。
この意味で、国内外から敬意を勝ち得る知恵，工夫，着実な執念の大切さを改めて強調したい。
本レビューが微粉炭燃焼発電技術開発の新生第一歩となり、国際競争力のある技術へさらに発展していくことを、切に祈念している。

九州大学機能物質科学研究所

持 田

6

勲

電中研『微粉炭火力発電技術の高度化研究』のあゆみ
西暦

当研究所の状況

外

の

状

況

・第２次石油危機
・ IEA の石油火力新設禁止決議、燃料の多様化進む

1979 年代
1981

内・石炭燃焼試験設備（BEACH ＊ 1 炉）を設置し、各種海外炭（瀝青炭）の燃焼特性評価研究を開始

・わが国初の海外炭焚き超臨界圧火力である電源開発㈱松島１、２号機（蒸気温度 538/538 ℃）が運開・海外炭焚きの超臨界圧変圧運転を初めて採用した
北海道電力㈱苫東厚真２号機（538/566 ℃）が運開

1985
1986

・
「発電用炭適性評価手法」を石炭燃焼試験炉におい
て確立

1987

・超低 NOx 燃焼に関する研究として、まず、空気多段注入法の開発に着手

1988

・ワイドレンジバーナの開発に着手

1989

・超低 NOx バーナの開発に着手

1990

・電源開発㈱松浦１号機（538/566 ℃）において、石炭焚きとして初めての 1,000MW 機を採用

1991

・北陸電力㈱敦賀１号機で主蒸気温度 566 ℃を採用

1992

・国連環境開発会議（リオ・サミット）開催

1993

・ワイドレンジバーナの実証試験を四国電力 西条発電所で開始・超低 NOx ・ワイドレンジバーナの開発に着手

1994

・四国電力 西条発電所でワイドレンジバーナの本
格運用開始

1995

・低品位炭（高灰分炭、高水分炭）および高燃料比
炭の燃焼技術開発に着手

・第１回国連気候変動枠組条約締約国会議（COP1）
がボンにて開催

1996

・「火炎内燃焼反応基レーザ計測装置」を設置し、火炎内反応挙動の詳細解明に着手

・大気汚染防止法の一部改正
有害大気汚染物質対策として、優先取組物質が決められる

・中部電力㈱碧南３号機、国内で初めて再熱蒸気温
度 593 ℃を採用

・ COP3、京都にて開催

1997
1998

・亜瀝青炭の高度燃焼技術開発に着手
・適合炭種拡大化技術の開発に着手

・中国電力㈱三隅１号機、東北電力㈱原町２号機において、蒸気温度 600/600 ℃を採用

1999

・「超低 NOx バーナ（CI-αバーナ）」が自家発用ボ
イラ（東ソー南陽発電所５号ボイラ）においても実用化される・ PRTR 法（環境汚染物質排出移動登録）の制定

2000

・「適合炭種拡大化技術」で開発した評価システムを
電力各社に配布、試運用開始

・電源開発㈱橘湾１、２号機において 600/610 ℃を
採用

2001

・石炭燃焼特性実証試験装置（MARINE ＊ 2 炉）の建
設に着手

2002

・ MARINE 炉竣工（11 月）

・電源開発 ㈱ 磯子新１号機において純変圧方式での600/610 ℃を採用

＊ 1）Basic Equipment for Advanced Combustion Technology using Horizontal Furnace and Single Burner (BEACH)＊ 2）Multi Fuel and Multi-burner Equipment for Advanced Combustion Research for the Development of Ideal No Pollutant Emission
Technology (MARINE)

電中研レビュー No.46 ● 7

は

じ

め
常務理事

に
深田 智久

古くて新しい燃料「石炭」が、二度に亘るオイルショ
ックの後に、発電用エネルギー源として再び注目されてから、20 年以上が既に経過しました。当時は、ほとん
どの火力発電所が石油系燃料を用いる火力発電所として、
新設あるいは燃料転換された時期であり、当研究所においても石炭を扱ったことのある研究者が非常に数少なくなっていました。このような状況の中、当研究所は安価な輸入炭の微粉炭火力への適合性評価法の開発を目的に、
昭和 56 年 1 月に石炭燃焼量 100kg/hr で単一バーナの石炭燃焼試験設備（BEACH 炉）を設置し、現在まで微粉炭火力技術に関連する様々な課題の解決に取り組んでまいりました。
これらの技術の中から、ワイドレンジバーナや CI-αバーナなどが、運転操作性あるいは環境保全性に優れたバーナとして実用化されると共に、炭種適合性評価技術も実機において利用されているなど、当所成果を着実に活用して頂いておりますことは、我々関係者にとってこの上ない喜びであり、御支援頂いた関係各位に対して心から感謝の意を表す次第であります。
今回、石炭を取り巻く環境を勘案しまして、これらの成果を含めて微粉炭火力技術の高度化に関するレビューをまとめさせて頂きました。燃料として埋蔵量の豊富な石炭を用いていることに加え、技術的に成熟度が高く、コスト的にも優れていることを考えますと、微粉炭火力技術の重要性は今後も益々高くなってくるものと思われます。そのような状況を踏まえ、当研究所では、石炭燃焼試
験炉に比べ、実用機を一層良く模擬できるマルチバーナ方式の新たな研究設備（MARINE 炉）を設置し、微粉炭火力技術のさらなる高度化に邁進していく所存でございます。皆様からの従来に増してのご指導、ご鞭撻をお願い致します。

8

第

章

1

石炭の特徴・性状

第１章
CS推進室

石炭の特徴・性状 ● 目

受託推進グループ

部長

牧野

次
尚夫

１−１

石炭の賦存量と分布 ……………………………………………………………………………………………………… 11

１−２

石炭の分類方法 …………………………………………………………………………………………………………… 12

１−３石炭の性状 ………………………………………………………………………………………………………………… 13

牧野 尚夫（1979年入所）入所以来、集塵技術の高性能化・高温化な
らびに関連する粉体物性の計測などの粉粒体研究に携わると共に、微粉炭の低 N O x 燃焼技術、低負荷時の安定燃焼技術などの開発を行なってきました。最近では特に、微粉炭火力の燃料供給源の強化に向けて、亜瀝青炭、褐炭など低品位な石炭の高度燃焼技術の開発、ならびに未利用炭を導入する際の精度の良い適性判定法の開発などを行ってきました。今後は、石炭の一層高度な利用技術の確立に向け、幅広く研究を推進していきたいと考えて
います。

10

石炭の賦存量と分布

石炭は、根源となる植物が地球の造山活動等により地中に埋められ、長い年月をかけて炭状に変化したものと考えられている。この過程を石炭化と呼び、その期間が長くなるほど、石炭中の炭素の比率が高くなるという傾向がある。エネルギーとして利用する場合に最も重要な
発熱量は炭によって異なるが、現在我が国で用いられているもので約 7000kcal/kg（29.5MJ/kg）と非常に高く、
特に産業革命以後、燃料として幅広く使われてきた。

可採埋蔵量（石油換算）（億トン）

10,000

300
可採年数

250

可採埋蔵量

8,000

200
6,000
150
4,000
100
2,000

50

石炭の大きな特徴としては、他の化石燃料に比べて非常に賦存量が多いという事である。図 1-1-1 に様々な化

0

0
天然ガス

⑴

石燃料の埋蔵量（石油換算）を示す 。ここで、可採埋

可採年数（年）

１−１

石油

石炭

出典：世界エネルギー会議（1998年）資料等

蔵量とは、技術的かつ経済的に採掘可能な量を示してい
図1-1-1

る。なお、確認埋蔵量とは、現状の技術では採掘するメ

化石燃料の可採埋蔵量と可採年数

リットはないが、存在は確認されている量を示すものである。石炭は、いずれの埋蔵量をとっても、他の燃料に石炭のもう一つの特徴は、世界的にあまり偏在するこ比べて極端に多く、特に現在の主なエネルギー源であるとなく産出することである。図 1-1-2 には、石炭の地域

石油、天然ガスに比べて、数倍から 10 倍以上の埋蔵量

別の賦存量（瀝青炭換算）を示している。アメリカ、アを有することが明らかになっている。現在の可採埋蔵量

ジア、ヨーロッパ、アフリカ、オーストラリアなど各大を、年レベルの使用量と比較することでその燃料の残存

陸から、幅広く産出されていることが明らかである。こ

年数が明らかになる。石炭については今後 200 年以上もれは即ち、石炭の賦存量が多いことに加えて供給源が多利用できると推算されており、非常に長期的に供給可能いことからも、一層の安定供給が見込めることを示してな重要なエネルギーであることが言われている。

いる。また、一部の国に政情不安が生じて供給がストッ

欧州

ロシア

北米
中国

中東

大平洋
アジア
アフリカ
インド

インドネシア

南米

褐炭
979
亜瀝青炭
2093

南アフリカ
豪州

5095
瀝青炭

世界合計
（単位：瀝青炭換算億トン）

出典：世界エネルギー会議（1998年）資料等

図1-1-2世界の石炭可採埋蔵量分布図

電中研レビュー No.46 ● 11

プしたとしても、他の国からの供給が可能であるため、非常に多種多様の石炭種が存在する。特に、石炭は固体で我が国への影響はかなり緩和できることを示している。

あるため、例えば石油のように精製過程を通すことにより石炭が世界的に幅広く分布していることは、一方で石炭

簡単に性状を調節できる訳ではなく、基本的にはその性状の性状に大きく幅があることも意味している。産地が異なに応じた最適な利用方法を採用していく必要がある。これれば当然、気候、土質等も異なるため根源となる植物の種

は石炭利用時に最も重要となる項目の１つであり、そのよ類が異なり、またその石炭化過程や混在する土壌等も異なうな観点からは、石炭の性状を的確に把握し、体系的に分ることになり、性状に幅が出ることになる。さらに、これ類することが非常に重要となる。

に加えて生成年代が異なることによる性状差も生じるため、

１−２
植物から石炭に変化していく石炭化過程の進行度を基

石炭の分類方法

表1-2-2

我が国とアメリカの石炭分類法の対比に分類する方法が通常用いられ、これを炭化度による分

青炭の一部では、燃焼のしやすさを示す因子である燃料
50比（燃焼性の悪い固定炭素の、燃焼性の良い揮発分に対高する重量比率）により分類され、石炭化の進んでいない褐炭、亜瀝青炭と瀝青炭の一部では発熱量により分類されている⑵。すなわち、石炭化が進んだ石炭は、燃料比と発熱量が高くなり、石炭化が進んでいない石炭は、燃

揮

揮 40

基にした表 1-2-2 に示すような揮発分含有率による分類
法 が 、 ア メ リ カ の ASTM（ American Society for

分

類

炭質

区分

無煙炭
（A）

A1

瀝青炭
（B、C）

B2

A1
B1

亜瀝青炭
（D、E）

褐炭
（F）

12

JIS石炭分類（JIS M1002）

４

発

燃料比

粘結性

─

4.0以上

非粘結

35,160以上（8,400以上）

1.5以上

50

40

炭 ２
分
︵
無 30
水
無
灰
ベ
ー
ス
︶
％ 20

１

瀝

青 炭
B1

30

中揮発分炭

20
低揮発分炭

発熱量（注）（補正無水無炭基）
kJ/kg（kcal/kg）

60

分３

発

料比、発熱量ともに低くなる。外国の事例としては、石炭化が進むことにより石炭中の揮発分が減少することを

５

瀝青炭B2≧35,162 （無水無鉱物基）kj/kg
瀝青炭C≧33,907 亜瀝青炭D1≧33,907
亜瀝青炭D1≧32,651 亜瀝青炭E1≧32,651
亜瀝青炭E2≧30,558
褐炭F1≧28,465
褐炭F2≧24,279

せた分類法がとられており、石炭化が進んだ無煙炭と瀝本（CEAC分類修正案）＞35,372（無灰基）kj/kg
35,372〜32,442
32,442〜30,139
30,139〜25,535＜25,53560

我が国では、表 1-2-1 のような２つの因子を組み合わ

表1-2-1日

アメリカ類と呼んでいる。

半無煙炭
A2

半無煙炭

1.5未満

無

強粘結

C

33,910以上35,160未満（8,100以上8,400未満）

─D

32,650以上33,910未満（7,800以上8,100未満）

─

弱粘結

E

30,560以上32,650未満（7,300以上7,800未満）

─

非粘結

F1

29,470以上30,560未満（6,800以上7,300未満）

─F2

24,280以上29,470未満（5,800以上6,800未満）

─

10

10

粘結

煙

炭

無

煙 炭
A1

メタ無煙炭
0

0

Testing and Material）で用いられている⑶。揮発分が非粘結増大すれば燃料比が低くなるため、本法は、我が国の分類法とも関連が深い。

１−３

石炭の性状

石炭の性状を評価する方法として様々な分析法が用いくなる。また、同様に酸素の割合も炭化の遅れに従い多られるが、最も主なものとしては、工業分析と元素分析くなる。全硫黄は石炭中に含まれる全部の硫黄を示し、が挙げられる⑷〜⑺。

燃焼性硫黄は石炭を電気炉で 815 ± 10 ℃で 2 時間熱した

石炭類の工業分析とは、空気中で乾燥した試料につい時に残る硫黄量を全硫黄から引いたものを示す。これらて、水分、灰分、揮発分を定量し、あわせて固定炭素をの値は、石炭の性質を知り、また、燃焼計算を行う場合算出することをいう。水分が多いと発熱量が低くなるとにも必要であるが、炭素と水素との比あるいは、酸素と共に着火が悪くなる。灰分は石炭中に存在する不燃の成炭素の比などは、燃料比と同様に石炭化の指標の１つに分であり、石炭の起源となった植物中のミネラルや石炭も用いられる。炭素含有率が水素含有率に比べて多い石化過程で混在した土壌などから構成される。灰分が多く炭は、地球温暖化と関係の深い二酸化炭素発生量が多く含まれると発熱量が低くなるばかりでなく、石炭利用後なる。硫黄含有率が多い場合には硫黄酸化物が多く発生に排出される廃棄物（石炭灰）量が多くなり、その処分するため、装置の腐食や環境保全性など注意しなければ法なども問題になる。揮発分と固定炭素分はいずれも可ならず、窒素含有率の多い場合も窒素酸化物が多く発生燃分であるが、揮発分は高温条件において容易に気化す

し易くなるので、環境保全に注意しなければならない。

る成分であり、極めて燃焼しやすい特徴を持つ。一方、石炭の炭質は極めて多岐にわたるが、通常は炭田別に

固定炭素は固体の炭素の集合体であり燃焼性が悪く、燃まとめられる。表 1-3-1 には、各国の代表的な炭田から焼後に石炭灰の中に未燃分として残りやすい成分である。

産出される石炭の性状例を示す。炭田によって石炭の性

固定炭素の揮発分に対する比率を燃料比といい、一般に、状にも大きな差異があることが分かる。

石炭化が進むに従って固定炭素は増加し、揮発分は減少するので、燃料比は増加する。

石炭の性状を知るための分析法としては、ここで説明
した工業分析、元素分析の他に、石炭の起源となった植石炭の元素分析とは、炭素、水素、酸素、全硫黄、燃物の部位を元に分析するマセラル分析などもあるが、一焼性硫黄、窒素、リンなどを定量することをいう。ここ

般的な性状については、工業分析と元素分析で十分に把で、すべての石炭においては炭素が可燃分の主成分であ握することが可能である。

るが、炭化の進んでいない炭においては水素の割合も多表1-3-1

各種石炭の分析例

工業分析[％]＊2
発熱量 全水分＊1
項目[％]［MJ/kg］
銘柄
水分 灰分 揮発分 固定炭素
9.9
ドレイトン
3.4 13.3 34.5
28.4
48.8
8.4
ニューランズ
3.0 15.0 26.6
28.0
55.4
8.0
ハンターバレー3.5 11.2 34.0
29.6
51.3
豪州
9.9
レミントン
3.7 13.0 32.3
28.4
51.0
9.6
ワークワース
3.6 11.8 32.8
28.9
51.8
10.1
大同
5.1
7.0 28.1
29.6
59.8
中国
8.0
南屯
4.0 16.0 36.2
28.4
43.8
8.0
オーベットマーシュ
5.0 14.0 37.0
25.3
44.0
カナダ
11.3
コールバレー
6.4 10.7 33.5
26.1
49.3
9.5
5.1
7.9 41.9
28.8
45.1
インドネシア サツイ
7.6
エルメロ
3.5 12.9 31.4
27.8
52.2
南アフリカ
8.2
オプティマム3.8 10.7 32.4
28.5
53.1
8.3
ピナクル
4.6 13.4 40.9
27.2
41.1
米国
9.8
プラトー
6.0
9.3 41.8
25.1
42.9
国別

燃料比
1.4
2.1
1.5
1.6
1.6
2.1
1.2
1.2
1.5
1.1
1.7
1.6
1.0
1.0

炭素
71.1
69.1
72.7
71.9
69.1
78.2
83.0
64.3
69.7
72.4
72.0
72.9
68.2
72.8

水素
4.9
4.1
4.5
4.5
4.6
4.5
5.2
4.6
4.7
5.5
4.4
4.9
5.6
5.5

工業分析[％]＊3
窒素 酸素 硫黄1.4
8.1 0.8
1.4
7.0 0.4
1.6
9.3 0.3
1.5
8.2 0.4
1.5
8.9 0.4
0.8
8.8 0.6
1.6
9.8 0.5
1.5 14.3 0.3
0.9 13.1 0.1
1.2 11.9 0.7
1.7
7.9 0.6
1.6
9.1 0.5
1.4
0.3 0.6
1.5 11.2 0.7

全硫黄
0.9
0.4
0.6
0.4
0.4
0.7
0.8
0.6
0.3
0.8
0.8
0.6
0.7
0.9

＊1：到着ベース＊2：気乾ベース＊3：無水ベース

電中研レビュー No.46 ● 13

第

章

2

石炭利用方式の概要

第２章
横須賀研究所

石炭利用方式の概要 ● 目

エネルギー化学部

上席研究員

白井

次
裕三

２−１

石炭を利用した各種発電方式 …………………………………………………………………………………………… 17

２−２

微粉炭火力発電方式の特徴 ……………………………………………………………………………………………… 19

白井 裕三（1983年入所）
これまで、石炭ガス化乾式ガス精製における乾式脱硫に携わってきました。現在は、乾式ガス精製技術の実用化を目指すと共に、石炭の高度燃焼技術、高品位化技術に関する研究に力を入れて実施しています。特に、亜瀝青炭の高度燃焼技術、各種石炭の実機への適用性を事前に評価できる技術および、石炭脱灰・脱水技術の開発に力を入れて研究を進めたいと考えています。

16

２−１

石炭を利用した各種発電方式

石炭を利用した発電方式としては、石炭を燃焼した際式としては、塊状の石炭をコンベア型の燃焼器に載せて、に発生する熱を蒸気に伝えて発電する汽力発電方式と燃移動させながら燃焼させるストーカー燃焼方式が最もよ

焼ガスを直接、ガスタービンに導入して発電した後、そく用いられる方式として挙げられる。ストーカー燃焼方の排熱を蒸気に伝えて発電する複合発電方式とがある。

式では、塊状の石炭をそのまま利用できる利点を有する

また、これを用いる石炭の反応方式として、固定床、流が、過剰空気を多く必要とし、ボイラ効率も低い。また、

動床、噴流床の三方式がある。

大型化が難しく、装置規模に限界がある。
流動床燃焼方式では、粒状の石炭を、気流により浮遊・流動化している石灰石や珪砂等の層に投入して燃焼

2.1.1 石炭の反応方式

させる。この方式は、流動床内の伝熱が良いため、ボイ
図 2-1-1 に示すように、石炭の燃焼あるいはガス化反ラを小さくできる。また、800 〜 900 ℃程度の低温燃焼

応方式として、固定床方式、流動床方式および噴流床方であるため、NOx の発生も少なく、さらに、炉内に石式があり、この順に、利用する石炭の粒径が小さくなる

灰石を投入することにより、炉内脱硫が可能である。一と共に装置内のガス流速も速くなる。固定床方式では、方、流動化状態の粒子による、伝熱管や炉壁の磨耗に注投入された塊状の石炭は、静止した状態で空気と反応し、意する必要があること、大きな通風動力を必要とするこ

燃焼あるいはガス化を行う。流動床方式では、投入されと、炉内脱硫を行うため石炭灰に石膏等が混入するので、た粒状の石炭が、空気により液体のような流動状態の層

その有効利用法を考慮する必要があることなどが、課題を形成し、この層内で燃焼・ガス化が行われる。噴流床として挙げられる。
噴流床燃焼方式としては、バーナにより微粉炭を空気方式においては、投入された微粉の石炭は空気と同伴しと共に噴出して燃焼させる微粉炭燃焼方式があげられる。

つつ、燃焼あるいはガス化反応が進行する。

この方式においては、中位径数十μ m の微粉炭を使用燃焼方式を例に具体的な内容を示すと、固定床燃焼方

基

噴

流

層

本

原

大
き 小
い

理

ボ

イ

粒子
空気
石炭

↑↑

流

動

層

空
気
流
速

石
炭
粒
径

↓↓

固

定

層

小
さ 大
い

空気

粒子
空気
空気

ラ

概

略

構

造

石炭粒径
200メッシュ通過70％
炉内流速10〜15m/s
炉内温度
1,400〜1,500℃

微粉炭焚
ボイラ

石炭粒径
10mm以下
炉内流速
1.4〜10m/s
炉内温度
800〜900℃

流動床
ボイラ

石炭粒径
30mm以下
炉内流速0.8〜1.5m/s

ストーカ
焚ボイラ

石炭

粒子

石炭

空気

空気
（出典：火力原子力技術協会編、火力原子力便覧）

図2-1-1

各反応方式の概略と特徴

電中研レビュー No.46 ● 17

するため、燃焼性が良く、過剰空気が少なくてすむ。さ排熱を蒸気タービンで利用して高い発電効率を得る石炭らに大型化も可能であるため、現在、電気事業においてガス化複合発電（IGCC）が代表的な発電方式である。

は、この微粉炭燃焼方式が主に用いられている。

また、石炭ガスを溶融炭酸塩形燃料電池（MCFC）や固ガス化方式としては、原理的には、燃焼方式と同様の体酸化物形燃料電池（SOFC）の燃料に用いて発電し、ものが用いられている。空気または酸素などをガス化剤

その排熱を蒸気タービンで利用して発電する石炭ガス化にして、可燃性成分である一酸化炭素（CO）、水素（Ｈ 2）

燃料電池複合発電（IGFC）も検討されている。

を多く含む可燃性ガスを製造する。現在、主に開発され一方、流動床燃焼発電方式を複合発電に発展させた発ているガス化炉方式は、燃焼方式と同様に、大型化が可

電システムとして、加圧流動床燃焼複合発電方式

能な噴流床方式となっている。

（PFBC）がある。このシステムでは、加圧下で燃焼させ、800 ℃以上の高温排ガスをガスタービンに送って発電し、さらにガスタービン出口の排熱および流動床内で2-1-2 発 電 方 式の燃焼熱を蒸気として回収し、蒸気タービンで発電する。
⑴

汽力発電方式

また、このシステムに加圧流動床ガス化炉を組み合わせ

図 2-1-2 に微粉炭燃焼方式を用いた、汽力発電システ

た高度加圧流動床燃焼複合発電方式（A-PFBC）も考案されている。

ムを代表例として示す。この方式では、燃焼時に発生した熱を蒸気に変えて、蒸気タービンを用いて発電する。
微粉炭の燃焼に伴い発生する NOx、ばいじんおよび電気事業においては、主に微粉炭燃焼発電方式が採用

SOx は、後流の脱硝装置、電気集じん機および脱硫装されており、他には、流動床燃焼発電方式が１機、加圧置により除去され、クリーンになった排ガスが煙突から流動床燃焼方式が３機稼動している程度である。

排出される。流動床燃焼方式を用いた場合も、同様に蒸一方、石炭ガス化複合発電方式は、現在、実用化に向気タービンで発電するが、石灰石を用いて流動床炉内でけて鋭意開発中の方式であり、国内においては、2007

脱硫を行うため、脱硫装置が不要となるなど、燃焼器、

年には実証機（250MW）が運転を開始する計画となっ排煙処理システム等が、微粉炭燃焼方式とは異なる。

ている。石炭ガス化燃料電池発電、高度加圧流動床燃焼
発電は、開発途上の技術である。

⑵

複合発電方式

このような状況では、微粉炭火力発電方式は今後も重発電効率の向上を目指して開発が進められている技術

要な電源としての役割を担っていくと考えられ、さらなであり、図 2-1-3 に示すようにガス化炉で発生した可燃る低コスト化などを目指した技術の高度化が重要な課題

性のガスをクリーンにした後に燃焼させ、発生した高となっている。

温・高圧のガスによりガスタービンを駆動するとともに、
蒸気タービン
石炭

ガス・ガス熱交換器

発電機

微粉炭ボイラ

空気

粉砕機

脱硝

図2-1-2

18

空気
予熱器

電気
集じん機
ESP

微粉炭火力発電システム

脱硫

チャー回収装置

集じん装置
脱硫装置

熱交換器
ガス化炉
コールバンカ

貯炭機

精製ガス
貯炭場
煙突
ばいじん

空気
ガスタービン

チャー
石炭船

粉砕機

スラグホッパ
発電機

ガス化剤
（空気）
排水処理装置スラグ

排熱回収ボイラ排水
蒸気タービン
発電機

スラグ
冷却水
復水器

図2-1-3２−２石炭ガス化複合発電システム

微粉炭火力発電方式の特徴

微粉炭火力発電方式は、石炭を燃料とする発電におい

定期間内に使い切るように運用している。また、サイロて最も良く利用されている発電方式である。石炭は、天内の温度が上昇する傾向がある場合には、サイロ下部よ然ガス、重油等に比べ、発熱量が低く、それに加えて、り切り出し、再びサイロ上部に充填する循環操作を行う

灰分や硫黄分、窒素分を多く含むため、ガス焚きおよびことにより放熱させる方法が用いられている。

油焚き火力発電に比べ、微粉炭火力の機器構成は、複雑となる。図 2-2-1 に微粉炭火力発電所の発電システムの

2-2-2

粉砕設備

詳細を示す。微粉炭火力発電所は、貯炭設備、粉砕設備、ボイラ、排煙処理設備、灰処理設備等の設備を有する。
設備毎にその特徴を以下に述べる。

微粉炭火力では、石炭は貯炭設備より微粉炭機（粉砕機ミル）に送られ、微粉炭とした後、バーナに直接送られ、燃焼される。粉砕機としては、近年、図 2-2-2 に示

2-2-1 貯 炭 設 備

すように石炭を乾燥させながら微粉砕する竪型ローラミ
ルが主に使用されている。

海上輸送された石炭は、貯炭場あるいはサイロに貯蔵

この方式は鉢型の皿と複数のローラからなり、ローラ

される。石炭の貯蔵においては、自然発火および炭じん

で鉢形の皿を一定圧力で押さえ、皿を回転させることに飛散等の防止のため、貯炭場で、石炭に定期的に散水をより、その間で粉砕する方式である。石炭は上部より供する等の対策を講じている。また、サイロによる貯炭で給し、約 200 ℃の空気で乾燥・粉砕され、70 〜 80 ℃のは、自然発火防止が重要である。自然発火は、揮発分の空気と共にバーナに送られる。粉砕粒径は、皿の回転数、多い石炭に生じ易く、危険性のある石炭については、設ローラ圧力およびミル出口部に設置されたプロペラ状の

電中研レビュー No.46 ● 19

煙突

安全弁消音器

家庭
工場へ

空気
送電線

発電機
開閉所

蒸気
タービン

石炭
バンカ
バーナ

変圧器
復水器

給水
ポンプ

構内緑化

工業用水
排煙脱硫
装置などへ

温
排
水

冷
却
水

石
炭
灰

脱硫剤
（石灰水）
電気式
排煙脱硫
集じん装置
装置

空気

ボイラー予熱器
石炭灰 押込（クリンカ）ファン

微粉
灰機

工業用水 純水 純水
タンク 装置 タンク

排
煙
脱
硝
装
置

石
炭

石炭灰
石こう
（フライアッシュ）

油 循環水
ポンプ

取水口

構内緑化

誘引
ファン

除じん装置

取水口

油タンク
重油タンカー

灰処理場
総合排水 排発処理装置 水電
所

払出
コンベア

屋内貯炭場

受入
コンベア

冷却水

揚炭機
石炭
運搬船

（出典：沖縄電力 具志川火力発電所パンフレット）

図2-2-1

微粉炭火力発電システム

回転数やローラ圧力を高くする。

石炭

2-2-3

ボ イ ラ

石炭を燃焼し、熱を蒸気にして回収する装置であり、ボイラは、同じ発電量の重油焚きボイラより 1.5 〜２倍ほど大きい。これは、石炭は燃焼速度が遅いこと、燃焼後の灰が炉壁や蒸気過熱器に付着するのを防ぐため、容積あたりの発熱量を低減する必要があること、による。
粉砕された微粉炭は、搬送用一次空気と共にバーナ中央部より炉内に噴出し、その周りに二次・三次空気を噴出させ混合させることにより燃焼する。また、NOx 低
減のため、バーナへの供給空気を減らし、バーナ位置よ（出典：東北電力 原町火力発電所パンフレット）

り後流に空気挿入口を設置した二段燃焼法が用いられている。

図2-2-2堅型ローラミル

これらのバーナは、ボイラ容量により複数本設置されるが、その配置方法により、回転分級器の回転数で調整され、200 メッシュ（75 μｍ）①

以下 75 〜 90 ％となる。この粉砕機の運転条件は、石炭の粉砕性から設定され、一般的には、硬い石炭ほど皿の20

ボイラ前面と後面にバーナを配置する方法（対向燃焼）②

ボイラの四隅にバーナを配置する方法（コーナーフ

れる。脱硫装置は、一般的に、石灰石スラリーを用いてァイアリング）SOx を吸収し、石膏として回収する石灰石-石膏法が用がある。

いられている。

ボイラにおいては、燃焼により溶融した灰が炉壁や伝熱管に付着して収熱の低下、および炉内圧力損失を大きくする現象が生じることがあり、これをスラッギングと

2-2-5

排水処理設備呼ぶ。また、灰中のナトリウム分等の揮発成分が蒸気過熱器などに、凝縮して付着することにより、伝熱の阻害

発電所の排水には、生活排水、含油排水、一般排水おや圧力損失の増大を引き起こすこともあり、この現象をよび脱硫排水がある。これらの排水は、石膏、フライア

ファウリングと呼ぶ。スラッギング、ファウリングは、

ッシュ等の浮遊物質（SS ： Suspended Solid）や油、重灰の性状に密接に関連するため、その防止策はボイラ毎

金属などそれぞれ含む物質が異なっているため、図 2-に指針が定められている。

2-3 に示すように排水毎に個別に処理された後、濾過器
および吸着器を経て放水するという複雑な排水処理シス

2-2-4

テムで処理される。

排煙処理設備排水処理規模の大きい一般排水および脱硫排水処理シ
ボイラ出口ガスには、ばいじん、NOx および SOx がステムにおいては、先ず懸濁固体や重金属が、凝集沈殿

含まれているため、これらを除去するための排煙処理設

槽で沈降分離される。分離後、濾過器で微細な粒子が除備が設けられている。NOx を除去する脱硝装置には、去され、さらに活性炭などを用いた吸着器で化学的酸素

350 ℃程度で触媒上で吹き込まれたアンモニアと反応さ要求量（COD ： Chemical Oxygen Demand) に関わる

せ、窒素と水蒸気に分解する接触還元法（SCR 法）が物質を取り除き、排出されている。また、フッ素を多く主に用いられる。脱硝後、電気集じん機によりフライア含む排水では、その除去のためカルシウム塩やアルミニッシュが除去され、冷却後、脱硫装置で SOx が除去さウム塩が凝集沈殿槽に添加されている。

生活排水

浄化槽
（BOD除去）

含油排水

油水分離
ろ過

（油分除去）

活性炭CR
合成吸着剤
吸

一般排水

放

流

着

（COD除去）
排水貯槽

脱硫排水

凝集沈澱
（貴金属除去）凝集沈澱
排水貯槽（フッ素除去）火力原子力発電技術協会編、「火力原子力発電50年のあゆみ」、火力原子力発電、Vol.51,No.10 (2000)

図2-2-3

排水処理フロー

電中研レビュー No.46 ● 21

第

章

3

微粉炭火力発電技術の
変遷と課題

第３章

横須賀研究所

微粉炭火力発電技術の変遷と課題 ● 目

研究コーディネーター
CS推進部

上席研究員

受託推進グループ

部長

次

佐藤

幹夫

牧野

尚夫

３−１

微粉炭火力の発電技術の変遷 …………………………………………………………………………………………… 25

３−２

微粉炭火力の高度化に向けた課題 ……………………………………………………………………………………… 26

佐藤 幹夫（1975年入所）
これまで、重・原油等の噴霧燃焼、微粉炭
燃焼技術および石炭ガス化燃料のガスタ−ビン燃焼技術に関する研究に携わり、各種海外
炭の燃焼特性評価や石炭ガス化複合発電用ガ
スタ−ビン燃焼器の開発等を行なってきました。今後とも石炭及び重質油等を用いる複合
発電やガスタ−ビン技術など、火力発電技術の高効率化に貢献していきたいと思います。
（3-1執筆）24

牧野尚夫（10ページに掲載。）（3-2執筆）３−１

微粉炭火力発電技術の変遷

わが国の火力発電は、戦後、国内炭焚きボイラから再電総出力が水力を上回り、火主水従の電力構成となった。

出発し、1950 年代後半から石油焚き火力の大容量化が石油専焼火力が導入される一方で、国内炭産地振興のた進められ、1973 年の石油危機以降は、LNG および海外

めの低品位炭焚き火力も建設された。一例として挙げる

炭焚きの大容量火力が主流となった。表 3-1-1 に、戦後と、1963 年に電源開発㈱若松１、２号（各 75MW）はのわが国微粉炭火力の変遷と外部情勢を示す。

筑豊規格外低品位炭の消費を目的として建設された。

戦後の石炭火力の復興を振り返ってみると、1953 年、電気事業の創業期には主力の発電形態であった石炭火

中国電力㈱小野田５号（160t/h、6.7MPa、490 ℃）にお力発電は、経済的に競争力が弱かったことから、石油火

いて初めて１機１缶ユニットシステムが採用された。小力の登場により、その主役の座を石油火力発電に譲るこ

野田５、６号ボイラでは、国内炭の混炭が行われ、国内とになった。しかも、石炭火力ではばいじん、SOx、

産低品位炭焚き新鋭火力のモデルとなった。1960 年代

NOx 等の環境汚染物質の排出が多いことから、電源立

後半には、新設火力発電燃料の主力は石炭から経済性に地が困難になった。
これらの環境汚染物質に対する技術の変遷として、ま優れる石油へと移行した。この間、1962 年には火力発
表3-1-1

微粉炭火力の変遷と外部情勢
外部情勢

年度

微粉炭火力の変遷

1953

中国電力 小野田５号機で初めて１機１缶
ユニットシステムを採用
火力発電総出力が水力を上回り、
火主水従の電力構成に

1962
1963

電源開発 若松１、２号機が筑豊規格外低品位炭の消費を目的に建設される「ばい煙排出規制に関する法律」
が制定
電気集じん機の導入

1966「大気汚染防止法」の制定

1968

石油危機
湿式石炭・石膏法による排煙脱硫
装置の導入

1973

「NOx排出規制法」の制定
1977

触媒を用いた選択式接触還元法による脱硝装置の導入

1979

IEAの石油火力新設禁止決議

1981

電源開発 松島１、２号機（538/538℃）、
わが国初の海外炭焚き臨界海圧火力

1985

北海動電力 苫東厚真２号機（538/566℃）、
海外炭焚き超臨界圧変圧運転を初めて採用

1990

電源開発 松浦１号機（538/566℃）、石炭
焚きとして初めての 1,000MW 機を採用

1991

北陸電力
を採用

敦賀１号機で主蒸気温度 566℃
国連環境開発会議（リオ・サミッ
ト）開催

1992
1993

中部電力 碧南３号機、国内で初めて最熱
蒸気温度 593℃を採用
第１回国連気候変動枠組条約締約国会議（COP1）がボンにて開催

1995

COP3が京都にて開催

1997
1998

中国電力 三隅１号機、東北電力
号機において 600/600℃を採用

2000

電源開発
用

2002

電源開発 磯子新１号機、純変圧方式で600/610℃を採用

原町２

橘湾１、２号機 600/610℃を採

電中研レビュー No.46 ● 25

ず、ばいじんに関して、1963 年に制定された「ばい煙1981 年には、わが国初の海外炭焚き超臨界圧力を採排出規制に関する法律」に基づき、1966 年に非常に高用した電源開発㈱松島１、２号（各 500MW）が運開し、い集じん効率を有する電気集じん機が導入されている。

以降、大容量海外炭焚き火力の時代となり、北海道電力

1968 年には「大気汚染防止法」が制定され、SOx 対策㈱苫東厚真２号 600MW（1985 年、538/566 ℃）においとして、低硫黄燃料の使用、高煙突や集合煙突の採用にて初めて変圧運転方式が採用された。それ以後、北陸電より環境影響抑制が図られるとともに、1973 年には湿力㈱敦賀１号 500MW（1991 年、566/566 ℃）から蒸気式の石灰・石膏法を用いた高性能な排煙脱硫装置が導入条件の高温・高圧化が始まり、中部電力㈱ 碧南３号

されるようになった。NOx 対策については、1973 年に700MW（1993 年、538/593 ℃）において再熱蒸気温度

排出規制が制定され、低 NOx 燃焼法の改良や低 NOx

は 593 ℃となった。さらに、中国電力㈱三隅１号

バ−ナの採用が進む一方、1977 年には触媒を用いた選1000MW（1998 年、600/600 ℃）、東北電力㈱原町２号

択式接触還元法による脱硝装置の導入が開始された。

1000MW（1998 年、600/600 ℃）において主蒸気温度、

このように環境対策技術が進展する一方で、1973 年

再熱蒸気温度ともに 600 ℃の時代を迎えることになった。

の石油危機と引き続き原油価格の高騰、さらには 1979

引き続き、2000 年には電源開発㈱橘湾１、２号

年の IEA の石油火力新設禁止決議により、新設が原則

1050MW において 600/610 ℃が採用され、2002 年に運的になくなったこともあり、燃料多様化の方針が打ち出開された電源開発㈱磯子新１号では純変圧方式が用いらされ、LNG、LPG などの使用が増加する一方、オース

れており、主蒸気温度 600 ℃、再熱蒸気温度 610 ℃が採トラリア炭、中国炭、南アフリカ炭等の海外炭を対象と用されている。

した大容量火力の建設が計画された。また、環境汚染物

以上述べたように、わが国の微粉炭火力は、戦後の復質の抑制技術開発が進み、NOx、SOx 等の発生が抑え

興期、火主水従への移行、石油危機および「大気汚染防られるようになり、発電所建設技術の改良によって経済止法」の制定などを経て、蒸気条件の高温・高圧化によ性が向上したことから、脱石油の流れに後押しされる形

る高効率化が図られるとともに、ばいじん、SOx、NOx

で再び石炭火力発電が脚光をあびることとなった。

に対する環境対策技術など世界最高水準に達している。

３−２

微粉炭火力の高度化に向けた課題

既に述べたように微粉炭火力技術は、極めて信頼性の高い確立された技術であるが、その一層の高度化に向け炭など、より幅広い性状の石炭を利用できるようにする必要がある。

た課題としては、「使用石炭種の多様化」、｢発電効率の

発電効率の向上に対しては、これまで同様、蒸気条件向上｣、「環境性の向上」、「負荷運用性の向上」などに加の改善（高温・高圧化）が最も大きな課題となる。既にえ、「新たな高度計測技術」や「燃焼器内数値解析技術」

我が国では世界的に見ても最も高い蒸気条件で発電してなどが必要となる。

おり、今後の一層の向上には高温用材料の進歩が重要な

使用石炭種の多様化に関しては、我が国は石炭の供給課題の１つである。また、ファンやミルなど種々の補機を、海外の様々な国からの輸入に頼っているため、大き類の動力低減も、発電効率向上の点から有効である。

く性状の異なる石炭を利用していかなければならない。

環境性の向上に関しては、従来より注目されていた窒そのような観点から、種々の石炭について既設発電所へ

素酸化物（NOx）、硫黄酸化物（SOx）、粒子状物質（石の適性を、事前に的確に評価できる手法の確立が重要で炭灰）などの低減は、今後も益々重要となる。既に我がある。特に、一層のエネルギー源の強化、燃料コスト低国では 1960 年代からの公害問題への対処により、図 3-減のためには、これまで利用されることが少なかった、

2-1 に示すように、世界で最も環境汚染質の排出レベル

水分が多く発熱量の低い低品位炭や、難燃性の高燃料比の低い環境対策技術を確立しているが、環境保全に対す

26

焼安定性が悪くなるため、それを改善するための技術開NOx、SOx排出量（g/kWh）

10
SOx
NOx

8

発も重要となっている。本技術に加え、上述の環境性向上の観点から、低 NOx 燃焼法との両立も重要となって

6

いる。
4

一方、石炭の燃焼場は、極めて高温の乱流場になるた
2
0

め、制御や厳密な評価が難しく、これまで経験工学的手
アメリカ カナダ イギリス フランス ドイツ イタリア 日本

図3-2-1

各国のNOx、SOx排出量法に頼って設計・運転されることが多かった。しかし、
低 NOx 燃焼や低負荷対応燃焼の高度化、非常に多様な石炭種の利用など、様々な高度技術の開発が必要になる

る要求はますます厳しくなっている。このような状況かに応じて、従来の手法では開発に大幅な期間を要するよ

ら、脱硫・脱硝・集じんなどのこれまで用いられていたうになり、新たに効率的な手法の適用が望まれるように

環境対策技術の高度化は、今後も重要となる。特にコスなってきた。その手法の１つとして、燃焼場を定量的にト低減との両立のための、低 NOx 燃焼技術の開発・高解明し、より高度な燃焼技術開発に反映することが可能

度化はますます重要な開発項目となると思われる。またな、レーザ光等を利用した高度計測技術や数値シミュレ

最近では、石炭灰の処分も重要な課題であり、コスト低ーションによる燃焼場の解析技術などが注目されている。

減にも有益な、有効利用しやすい石炭灰に性状調整する

今後は、これらの技術を実際の燃焼場に適用可能にするための灰中未燃分の低減技術なども鋭意開発が進められと共に精度を向上し、燃焼技術の改良・改善へとつなげている。

る手法も重要になってくると思われる。

近年では、微粉炭火力においても電力需給調整のため

このように、今後の微粉炭火力の高度化に向けた課題の負荷変化を担う必要が高くなっており、負荷運用性のとして、非常に幅広い観点から数多くの技術開発テーマ

向上が注目されている。微粉炭バーナは、低負荷時に燃が挙げられている。

電中研レビュー No.46 ● 27

第

章

4

微粉炭火力用燃料の
適性評価

第４章

微粉炭火力用燃料の適性評価 ● 目次

CS推進室 受託推進グループ 部長 牧野 尚夫
横須賀研究所 エネルギー化学部 主任研究員 松田 裕光
４−１

研究の背景 ………………………………………………………………………………………………………………… 31

４−２

発電用炭適性評価手法 …………………………………………………………………………………………………… 31

４−３

適合炭種拡大化技術 ……………………………………………………………………………………………………… 37

４−４

今後の展開 ………………………………………………………………………………………………………………… 43

牧野30

尚夫（10ページに掲載）（4-1、4-2、4-4執筆）

松田 裕光（1983年入所）
これまで石炭火力発電における微量物質の挙動および微粉炭燃焼や石炭ガス化における石炭中窒素化合物の反応特性について研究を行なってきました。現在、微粉炭火力における新規導入炭種の発電所への適性が精度良く評価できる手法の確立を図っています。今後
は、未利用の石炭種やバイオマス燃料等の反応性評価に関する研究を行い、火力発電の燃料拡大、コスト低減に貢献していきたいと考えています。
（4-3執筆）

４−１

研究の背景

現在、我が国の微粉炭火力においては様々な国から輸簡易かつ的確に判定する手法を開発するため、石炭性状の入した石炭が利用されており、その内訳はオーストラリ

分析値および発電所の運転操作条件に関する情報のみから、

ア炭が 50 ％以上、中国、アメリカ、インドネシアなど

利用時の諸特性を推定する手法の開発に着手した。

の石炭が各 10 ％程度を占めている。これらの国には数本技術開発にあたっては、まず、１時間に約 100kg の石

多くの炭田があり、石炭の性状もそれぞれ大きく異なる。

炭を燃焼できる当研究所の石炭燃焼炉を用いて、石炭性

また、新しい炭田も年々開発されているため、多様な石状および燃焼条件から本試験炉での NOx･灰中未燃分の排炭種を的確に導入していくことはエネルギー源強化、燃出特性を推定する「発電用炭適性評価手法」を確立した。
本手法における石炭性状の影響評価は、燃焼条件一定

料コストの削減の観点から重要である。
新規石炭の導入にあたっては、その性状が各発電所の運の下で多様な石炭種を燃焼させ、その NOx･灰中未燃分

転操作条件の調節範囲で問題なく運用できるものである必

排出特性と石炭性状との関係を明らかにすることで行っ要がある。従来は微粉炭火力発電所の設計時に、適用可能

た。一方、燃焼条件の影響については、数炭種について範囲となる石炭性状を設定（設計炭と呼ぶ）し、基本的に燃焼条件を変化させて NOx･灰中未燃分排出特性を把握

はその性状範囲内の石炭を利用してきた。設計炭の性状範し、影響評価を行った。

囲から外れる石炭種を利用する場合には、実機に近い規模

次に、「発電用炭適性評価手法」で得られた石炭性状の火炉を用いての燃焼試験等で、その特性を事前確認したや燃焼条件の影響評価式を基に、様々な実火力発電所か後に導入するなどの方法を採用していたため、事前評価にら収集されたデータを評価し、各発電所に対して利用石も多くのコストと時間を必要としていた。

炭性状と燃焼条件から、NOx･灰中未燃分などの排出量

当研究所では、様々な新規炭種の実機への導入可能性を４−２を推定する「適合炭種拡大化技術」として拡張した。

発電用炭適性評価手法

各種石炭の実機への導入の可否を判断する上で、燃焼分の排出特性である。当研究所では、様々な石炭種を燃焼した場合における NOx と灰中未燃分排出特性を推定するための発電用炭適性評価手法を、石炭燃焼試験炉を用いて開発した⑴⑵。

4-2-1

石炭性状の影響評価

λ＝1.24NOx濃度（O2：６％換算）（ppm）

技術の観点から最も大事な評価因子は NOx、灰中未燃

750

A Burner
500

250

0

⑴

NOx 排出特性

0

0.005

0.01

0.015

0.02

燃料中N分含有率（−）

燃焼条件一定の下での各炭種の発生 NOx 濃度は、それぞれの供試炭中の窒素分含有率（N 分含有率）に対し

図4-2-1

燃料中N分含有率とNOx濃度の関係て図 4-2-1 のような傾向を持つ。燃料中 N 分含有率の増加に伴い NOx 濃度が上昇するが、明確な相関関係を示転換する割合（NOx 転換率）が石炭種によって大きくすまでには至っていない。これは燃料中 N 分の NOx に異なることに起因している。そこで、次式に定義する

電中研レビュー No.46 ● 31

NOx 転換率（CR）を用いることにより、各種石炭につ
0.25

13

いて、NOx の生成しやすさを明らかにできる。

15

空気比＝1.24
5（4-1）

ここで NOx（実測値）：実測 NOx 濃度（ppm）
NOx（計算値）：石炭中の N 分が 100% NOxになった場合の NOx 濃度（ppm）

NOx転換率（−）

CR ＝ NOx（実測値）/NOx（計算値）

6
17
14
19

0.15

18
10

22

27

25

23
24

0.05

0

3
7

21
11

1

0.1

燃料比（FR）が低いほど転換率が低くなる傾向を持つ。

12

20

4

16
2

図 4-2-2 は、転換率と石炭性状の関係を示したもので、

8

9

0.2

26

Aバーナ（No.1〜No.22）
Bバーナ（No.23〜No.27）
0

50

100
FR/FN（−）

150

燃料比が低い石炭種は、燃焼性の良い揮発分の含有率が高くなるため、バーナ近傍で急激な燃焼が起こり、速や

図4-2-3

燃料比、燃料中N分含有率とNOx転換率の関係

かに還元雰囲気が形成される。この還元炎により NOx
が分解されるので、NOx 濃度が低くなると考えられて

CR ＝ a1 ・ FR/FN ＋ a2

（4-2）

いる。また、同一燃料比であった場合には、燃料中窒素分含有率（FN）が低いほど転換率は大きくなる傾向を

a1 ＝ 1.09 × 10 − 3、a2 ＝ 6.77 × 10 − 3（A バーナ）有している。これは、FN が大きいほど NOx 濃度が高く

a1 ＝ 4.89 × 10 − 4、a2 ＝ 4.57 × 10 − 2（B バーナ）

なるため、それに応じて NOx への転換が抑制されるこ

上式を利用すると、燃焼ガス中の NOx 濃度を次式からとが原因とされている。

容易に推定することが可能となる。

これらの関係を考慮すると、燃料比と燃料中窒素分含有率の比に対して NOx 転換率は、極めて良好な直線関

NOx＝

1.60×10−4（a1 ・ FR＋a2 ・ FN）
Vdry

（4-3）

係を持ち、図 4-2-3 のような傾向となる。図 4-2-3 の関係を表す実験式を、最小二乗法を用いて求めると、それ

ここで、Vdry ：空気過剰率に対応した燃焼ガス（m3N//kg）

ぞれのバーナについて次式のような NOx 転換率推定式

図 4-2-4 は、（4-3）式を用いて求めた NOx 濃度の推定が決定される。

値と、実測濃度を比較したものであるが、かなり良い一
0.25
1000
空気比＝1.240.20

NOx濃度（実測値）（ppm）

空気比＝1.24

NOx転換率（−）

A バーナ
0.15

0.1
FN≦0.014
0.014≦FN≦0.017

0.05

500

200

0.017≦FN
100

0
0

0.5

図4-2-2321.01.5
燃料比（−）

2.0

燃料比とNOx転換率の関係

2.5

100

200

500

NOx濃度（計算値）(ppm)

図4-2-4NOx濃度の計算値と実測値の比較

1000

Uc ＊＝ b1 ・ FR ＋ b2

致を示しており、NOx 発生量が、燃焼条件一定の下で（4-5）

は石炭性状から精度良く推定できることが明らかとなっ
ここで、b1 ＝ 2.50 × 10 − 3、b2 ＝ 2.20 × 10 − 4（A バーナ）ている。

b1 ＝ 2.95 × 10 − 2、b2 ＝ 2.29 × 10 − 2（B バーナ）⑵

灰中未燃分排出特性

上記、（4-5）式の関係より、石炭性状が判明すれば未石炭燃焼時に発生した石炭灰中に残存する可燃分の重燃焼率が推定でき、さらに灰分含有率と（4-4）式、（4-5）

量割合である灰中未燃分濃度（Uc）は、石炭の燃焼性式を利用することにより、灰中未燃分濃度を求めることだけでなく石炭中の灰分含有率にも影響されるため、こが可能となる。こうして計算した灰中未燃分濃度と実測の値からでは、石炭の燃焼性を直接的には評価すること

値の関係を示したものが図 4-2-6 である。NOx 濃度の場が難しい。そこで、まず灰中未燃分値から、次式により合に比べて、若干ばらつきが大きいが、これは粒径や石＊

石炭中可燃分の未燃焼率（Uc ）を計算し、この値を石炭の微細構造など、当研究所が検討に用いている性状以炭の燃焼性の評価因子として用いることが多い。

外の影響因子が存在するためと考えられている、今後はこれらの影響をも詳細に検討し、一層精度を上げていく

A・ Uc
Uc＊＝
（１−A）・（１−Uc）

ここで A

（4-4）

⑶

：石炭中の灰分含有率（−）

Uc

ことが重要となる。

混炭燃焼時の排出特性
性状の異なる石炭種を混合して利用することで、それ：灰中未燃分（−）

Uc ＊ ：未燃焼率（−）

ぞれの石炭種の持つ問題点を改善できる可能性がある。

図 4-2-5 は、石炭の燃焼性を示す指標である燃料比と

例えば、NOx 濃度の異なる２種類の石炭を各混合比で未燃焼率の関係を示したものである。炭種によって若干燃焼させた場合について、その混合比率から求めた石炭の差異があるが、A、B、いずれのタイプのバーナにお中の窒素分含有率と、NOx への転換率との関係は、図いても、未燃焼率は燃料比との間に比例関係が成立して4-2-7 のように示される。混炭燃焼することにより連続いる。図 4-2-5 における燃料比と未燃焼率の関係を最小

的に窒素分含有率が変化するため、その NOx 転換率へ二乗法で求めると次の（4-5）式が得られる。

の影響が、数多くの石炭をそれぞれ燃焼させた場合以上に明確に現れている。例えばイップスウィッチ炭とブル

0.03

25

0.2

空気比＝1.2427空気比＝1.24

26

0.02
Aバーナ
(No.1〜No.22)

23

0.015

Bバーナ
(No.23〜No.27)

0.01

24
13

10
11

0.005
19
1

0

0

0.5

16

1.0

2

6

5

18

0.1

0.05

0.02

15

7 20

9
21 14 173

灰中未燃分（実測値）（−）

未燃焼率Uc*（−）

0.025

4
22

8

0.01
1.5

2.0

2.5

0.01

燃料比と未燃焼率の関係

0.05

0.1

0.2

灰中未燃分（計算値）（−）

燃料比、FR（−）

図4-2-50.02

図4-2-6

灰中未燃分濃度の実測値と計算値の比較

電中研レビュー No.46 ● 33

おいても石炭性状から NOx 濃度を推定できることが明

0.20
Key

石

イップスウィッチ

らかになっている。

炭

一方、混炭燃焼時の灰中未燃分濃度を検討するにあた

三菱＋ブルームフィールド
三菱＋大同

0.15

っては、次のように考えて行ってきた。火炉熱負荷、空NOx転換率（−）

イップスウィッチ＋ブルームフィールド

気過剰率などの燃焼条件が同一であるため、混炭したそ
れぞれの石炭種の燃焼過程も単一種の石炭燃焼時と同一
0.10であると仮定することにより、混炭燃焼時に排出される大同

石炭灰は、単一種の石炭を燃焼した時に生成する石炭灰三菱
ブルームフィールド

が混炭率に対応して混合したものから成り立つと考える

0.05

ことができる。この際、例えば n 種の石炭を混炭率 Xi（重量分率）で混炭燃焼した時の灰中未燃分は、次式で空気比＝1.24
0.00
0.010

0.012

0.014
0.016
0.018
燃料中N分含有率（−）

0.020

示される。

Uc =
図4-2-7

n



Uc

i =1

混炭燃焼時のNOx転換率に及ぼす燃料中N分
含有率の影響 Xi ⋅ Ai n∑  Xi ⋅ Ai 1 − Uci i  / ∑  1 − Uci 
i =1

（4-6）

ここで、Uc ：混炭燃焼時の灰中未燃分（−）
ームフィールド炭に注目すると、各々の燃料比は 1.7 とXi：石炭（ｉ）の混炭率（重量分率）（−）

1.6 でほぼ同等であり、転換率への影響は単に N 分含有

Uci ：石炭（ｉ）専焼時の灰中未燃分（−）

率のみによるものと考えられる。本条件においても、単Ai：石炭（ｉ）の灰分含有率（−）一石炭を燃焼させた場合の傾向と同様、窒素分含有率の

図 4-2-9 は、三菱炭と大同炭を混炭燃焼した場合の灰増加に応じて NOx 転換率が減少するという傾向が明確

中未燃分濃度と未燃焼率を、（4-6）式を用いて単一石炭に示されている。

種燃焼時におけるそれぞれの炭種の灰中未燃分濃度か

そこで、混炭燃焼時に対しても図 4-2-3 と同様に、混ら求めた推定線と比較して示したものである。推定線

合した石炭の性状に対して、燃料比と燃料中窒素分含有は若干の差異はあるものの、実測値の傾向を良く表し率の比率と転換率との関係を把握すると図 4-2-8 のようている。

になる。石炭を混炭燃焼した場合においても単一種の石炭燃焼時と同様に、燃料比と燃料中窒素分含有率の比は
0.08

0.20

NOx 転換率と良い直線関係を有し、このような条件に

λ＝1.24
Key Item

0.07

Uc
Uc＊

0.25
0.20
0.15

石

炭

○1

三

菱

○2

大

同

○3

ブルームフィールド

○4

イップスウィッチ

△

三菱＋大同

□

イップスウィッチ＋ブルームフィールド

42

0.05
0.10

0.04

計算値

0.03
0.05

3 1

0.10

0.06
未燃焼率（−）

0.15
Key

灰中未燃分濃度（％）

NOx転換率（−）

0.30

0.02
計算値
0.01

0.05
空気比＝1.24

Aバーナ

0.00
0

50

100
FR/FN（−）

0.00
三菱

34

NOx転換率に及ぼす石炭性状の影響

0.00
大同

混炭率（−）

150

図4-2-9
図4-2-80.5

混炭燃焼時の灰中未燃分濃度、未燃焼率に及ぼす混炭率の影響

これらの結果から、本発電用炭適性評価法は混炭時のり、当研究所の石炭燃焼炉において燃焼条件同一の下では、各種石炭を利用した場合の NOx･灰中未燃分排出特性の推定が可能になっている。

4-2-2

燃焼条件の影響評価

NOx転換率（二段燃焼時）（％）

灰中未燃分濃度の推定にも利用できることが明らかにな

8

実際の火炉においては、空気比（火炉に投入する石炭を

765
二段燃焼用空気注入位置：2.99m

4

注入率 30 20

石炭ブレアソール3

サクソンベール

2

Key

クズネツク
ニューランズ
大平洋

1

エルメロ

燃焼させるのに理論的に必要な空気量に対する、実際に投0入した空気量の割合）や、二段燃焼率（バーナ部に全部の

0

5
10NOx転換率（基準燃焼条件時）（％）

15

燃焼用空気を投入させず、火炉の中間に分割投入することにより NOx の急激な生成を抑制する二段燃焼法において、

図4-2-11基準燃焼時と二段燃焼時のNOx転換率の比較

その分割した空気量の全投入空気量の割合）などを調整し
4て、NOx･灰中未燃分を調整する。発電用炭適性評価にあ

図 4-2-10 には、二段燃焼率を変化させた場合の NOx 濃
度と灰中未燃分濃度を示す。二段燃焼率の増加に伴い
NOx 濃度は低減できるが、灰中未燃分濃度は逆に増加している。これらの検討を様々な石炭について行い、二段燃焼条件を一定（注入位置：バーナより 2.99m、注入率：20 ％と 30 ％）とした場合の、各炭種毎の NOx 転換率を
基準燃焼時（4-2-1 項の石炭種の影響を検討した場合の条件）の NOx 転換率との関係として表すことにより、図 4-

Key

未燃焼率（二段燃焼時）（wt％）

たっては、これらの燃焼条件の影響評価も重要となる。

石炭
ブレアソール3

二段燃焼用空気注入位置：2.99m
二段燃焼率：30％

サクソンベール
クズネツク
ニューランズ
エルメロ

2

1

0
0

0.5
未燃焼率（基準燃焼条件時）（wt％）

1.0

2-11 のような良い直線関係が得られる。また、同様に未燃焼率についても、基準燃焼時と二段燃焼時（注入位

図4-2-12基準燃焼時と二段燃焼時の未燃焼率の関係

置： 2.99m、注入率： 30 ％）との関係は図 4-2-12 に示されるように、NOx 転換率の場合と同様に、直線関係を有60024している。これは、すなわち基準燃焼時において NOx 転

おいても相対的にそれらが高くなることを意味している。
16

400

300

8

200

灰中未燃分濃度（%）

NOx濃度（O2：6％換算）（ppm）

換率、あるいは未燃焼率の高い供試炭は、二段燃焼時に500

これより、NOx と灰中未燃分は図 4-2-10 のように二段燃焼条件によって大きく変化するが、二段燃焼条件を一定にした場合の NOx 転換率の基準燃焼時からの低減割合や、未燃焼率の基準燃焼時からの増加比率は炭種によらず、ほぼ同一となることが明らかである。これらの関係を利用することにより、各種の二段燃焼条

100

件における NOx 転換率低減率と未燃焼率増加比の逆数00

図4-2-1015
二段燃焼率（％）

30

二段燃焼率とNOx・灰中未燃分濃度の関係との関係を、図 4-2-13 に示すように炭種、燃焼条件によらず一本の直線で表すことができるようになる。また、空気比を増加させ、過剰酸素濃度を 3 ％から 6 ％ま電中研レビュー No.46 ● 35

600

条件 非二段
二段燃焼
注入位置 ─ 2.99m 3.79 4.59
供試炭種
注入率 ─ 2030
─ ─ ブレアソール
─── ─ サクソンベール
Ke─ ─
ニューキャッスルy─ ─ クズネツク── ─ ニューランズ

1.0

NOx濃度（ppm）

NOx転換率低減率（−）

500

0.5
注入位置
2.99 3.79 4.59
石炭30
二段燃焼率 20─
─ ─ ブレアソール
── ─ サクソンベール
K─ ─
ニューキャッスルey─ ─ クズネツク── ─ ニューランズ
0

0

0.5

1.0

400

300

計算値

200

100

0

0

10

20

30

灰中未燃分濃度（wt％）

図4-2-14燃焼条件変化時のNOx・灰中未燃分排出特性

未燃焼率増加比の逆数（−）

図4-2-13

NOx転換率低減率と未燃焼率増加比の関係

図 4-2-14 の関係を求めることが可能となる。
ここまでは、１種類のバーナについて燃焼条件の影響で変化させた場合についても、NOx 転換率低減率と未を述べてきたが、微粉炭燃焼用のバーナには数多くのタ

燃焼率増加比の逆数は、二段燃焼条件変化時と同一のイプがあり、それにより NOx と灰中未燃分の排出特性

直線上を変化することが明らかになっている。以上のも異なる。図 4-2-15 には、NOx 転換率の低減率と未燃

結果より、燃焼条件を変化させた場合の NOx 転換率の焼率の増加比との関係を、３種類のバーナについて把握低減率と、それに応じた未燃焼率の増加比は、供試炭した結果を示す。図示されるようにいずれのバーナにつ性状によらず一定の関係を有することが明らかになっいても、図 4-2-13 と同様の直線関係が得られているが、た。図 4-2-13 を基にして、この関係を数式化すると、次バーナによって若干傾きが異なっている。図 4-2-15 で求式のようになる。

められた関係と、実測した基準燃焼条件時の NOx 転換
率と未燃焼率を用いることにより、図 4-2-14 と同様に他
Uco＊（基準燃焼時）

CR（条件変化時）＝0.77×Uc＊（条件変化時）
CRo（各基準燃焼時）＋ 0.23（4-7）のバーナについても燃焼条件変化時の NOx と灰中未燃

1
C.R.
＝a×
＋b
C.Ro
Uc＊/Uco＊1.5

上式に、各供試炭について基準燃焼時の NOx 転換率

NOx 転換率と未燃焼率の関係を関数として得ることができる。この関係を用いれば、燃料中 N 分含有率、灰分含有率などの石炭性状が分かれば、図 4-2-14 のように石炭燃焼試験炉における各炭種毎の燃焼条件変化時のNOx と灰中未燃分の排出特性を推定することが可能と

NOx転換率低減比（−）と未燃焼率の値を与えることにより、燃焼条件変化時の

1.0
供試炭種

Aバーナ

ブレアソール

Bバーナ

クズネツク

なる。

ニューランズCバーナ

図中には、比較のために実測値をも示しているが、推れば、燃焼実験を行わなくても、石炭の分析値のみから

36

C

─
─
─
─
─
─

エルメロ
マッセルブルック

0

0

5

10

─
15

未燃焼率増加比逆数（−）

たが、4.2.1 項で明らかにしている、石炭性状を基にした
基準燃焼時の NOx･灰中未燃分排出特性推定手法を用い

B

─
─
─
─
─

モーラ

定した結果と非常に良く一致する。ここでの検討では基準燃焼時の NOx 転換率と未燃焼率として実測値を用いサクソンベール
ニューキャッスル

0.5

バーナ種
A

図4-2-15バーナ形状変更時のNOx転換率低減率と未燃焼率増加比の関係

分の排出特性を求めることが可能となる。図 4-2-16 に

700
バーナ種
A B C
マッセルブルック──
モーラ
ブレアソール─ ─

は、こうして求めた NOx･灰中未燃分排出特性を、燃焼

供試炭種

600

条件変化時の実測値と比較して示しているが、３種類のバーナについて、いずれの炭種を使用した場合において本節で述べた手法により、当研究所石炭燃焼試験炉で各種石炭を燃焼した場合の NOx･灰中未燃分排出特性は、各バーナ毎に固有の、石炭性状と NOx 転換率および未500
NOx濃度（ppm）

も、推定値と実測値は良く一致していることが分かる。

Cバーナ
400

Bバーナ

300
Aバーナ
200

燃焼率の関係、ならびに NOx 転換率低減率と未燃焼率増加比の関係とを把握すれば、精度良く推定することが100可能となっている。
0

0

5

10

15

灰中未燃分（％）

図4-2-16４−３

バーナ形状変更時のNOx・灰中未燃分排出特性

適合炭種拡大化技術

これまでに利用経験のない幅広い性状の石炭も利用して石炭性状（銘柄）

いくため、当研究所は、前節で述べた発電用炭適性評価法
をもとに、新規炭種について石炭性状と運転条件から各発

石炭性状DB
約170炭種電所への適合性が評価できる「炭種適合性評価システム」⑶

を開発した 。また、その開発にあたって、各発電所から発電所ユニットDB
37ユニット

収集した様々な石炭の性状や発電所での利用時の特性を
デ−タベ−ス化することにより、「石炭利用事例検索シス

機器仕様
80項目

テム」を作成した。各発電所での石炭運用は、混炭や部分

石炭使用実績DB
約800事例

負荷への対応等複雑であり、本システムの開発は、まず、経験情報による
適合性評価

定格負荷の単味燃焼について行ない、順次、混炭燃焼や部

工業分析
元素分析
灰組成
各種指標
・
・
・
貯炭管理
粉砕状況
排煙性状
灰性状
・
・
・

分負荷燃焼へとシステムの拡張を図っている⑷。
図4-3-14-3-1⑴

石炭利用事例検索システム

実機使用炭のデ−タベ−ス化

デ−タベ−スの概要①

発電所ユニットデ−タベ−ス
国内の石炭火力発電所 37 ユニットについて、貯炭設

当研究所が開発した「石炭利用事例検索システム」は、各発電所における石炭利用の実績をデ−タベ−ス（DB）

備、微粉炭機、ボイラ、脱硝装置、脱硫装置、集塵装置、化することにより、他の発電所での炭種毎の運転データ

排水処理設備およびフライアッシュ処理設備等の機器仕を参考にして、利用経験のない石炭の利用時の特性を推様約 220 項目について DB 化したものである。

定し、受け入れの可能性の判断に資するものである。図②4-3-1 に示すように、「発電所ユニット」、「石炭性状」、「石炭使用実績」の３つの DB から構成される。

石炭性状デ−タベ−ス
本 DB は、主に 1995 年以降に各発電所で使用した石炭および新設発電所の設計炭について、工業分析、元素

電中研レビュー No.46 ● 37

分析等の一般分析を主体に約 50 項目についてまとめた

例えば石炭性状 DB と石炭使用実績 DB とをリンクさせものである。また、性状分析値から算出される灰アルカ

ることにより、石炭性状の情報と共に、単味および混炭

リ率、ファウリング指数、スラッギング指数、着火性指燃焼を含めて、その石炭を使用した場合の特性が分かる数についても表示されるシステムである。さらに、貯炭ようになっている。

中の温度上昇や生成粒子の付着性等石炭使用時の留意事

さらに、本システムは、2000 年に電力各社に CD-

項も DB 化した。石炭性状は同一銘柄であっても採掘位

ROM で配布し、試用が開始されているが、ユーザーが置等によって異なるため、できるだけロット（船）毎に利用する場合の利便性を考慮し、各発電所で継続的に取デ−タを収集している。現在、本 DB は、約 170 炭種、得されるデータをユーザーが自ら追加し、既存の DB と

約 2000 ロットから構成されている。

一体化して解析できると共に、「炭種適合性評価システ③ム」において評価対象となる石炭種が、「石炭利用事例

石炭使用実績デ−タベ−ス

検索システム」に含まれている場合、その性状の入力は、

本 DB は、1995 年以降の各発電所における石炭燃焼時

DB より直接行える機能が付加されている。

のボイラ運転条件や排ガス性状等の状態量を収録したものである。定格運転時の単味燃焼について約 800 事例、
混炭燃焼について約 450 事例の石炭使用実績がデ−タと4-3-2

炭種適合性評価技術

して収納されている。
「炭種適合性評価システム」は、上記３ DB を基に、⑵

計算機利用システム

発電所で一般的に分析している石炭性状値や通常計測し石炭利用事例検索システムの主要画面を図 4-3-2 に示ている運転条件値から、各ボイラでの運転時の特性を推した。本システムは、データの検索、絞り込み、並べ替定することにより、各種石炭の各発電所ユニットへの適え、および表作成ファイルへの変換が容易に行える特徴

合性が判断できるシステムである。また、適合性の判断を持つ。また、３つの DB はリンク構造となっており、基準は、電力各社へのアンケ−ト調査により、多くの発選択レコードの絞り込み
ユーザ登録データのみ表示
レコード選択解除

アンドゥ

CSVファイル出力

リンクロック

詳細データ表示ボタン群
ワークブックを開き
デーベース形式以外のデータを表示します。

リンクロック解除
データベース切替タブ
ラジオボタンでリンクロックできますレコード選択域

ヒントを表示

データ表示ツリー

図4-3-238

データ検索設定域
右クリックによりポップアップメニュ
ーを表示。並べ替え、検索、レコード追加、削除、更新等

データ表示域
ユニットデータベース表示時はダブルクリックで詳細デー
タ表示評価システムとリンク（連携）時は反転表示されたレコードのデータを自動送信

石炭利用事例検索システムメインフォーム

電所で石炭の運用条件として重要視している、「NOx とかになるよう、石炭性状や燃焼条件等を調整した試験を

灰中未燃分の排出特性」、「石炭灰性状」、「粉砕性」およ行ない、各々の相関関係から基本となる関数形を求めた。

び「自然発火性」の４項目とした。本システムは、定格

実際の発電所においては、これらの条件が同時に変化す

負荷の単味および混炭燃焼時の収集デ−タに基づいて作るため、各因子は、NOx 転換率に対して複合した影響成されている。

として現れる。それらを体系的に整理して、それぞれのユニット毎の予測式を作成した。二段燃焼率が得られな⑴ NOx と灰中未燃分の排出特性

い場合は、ダンパ開度を関数形に加えた。評価式の作成

本評価項目については、NOx および灰中未燃分の排フロ−を図 4-3-3 に示す。

出量を石炭性状と燃焼条件から予測できる手法を確立し、こうして得られた評価式により、定格負荷の単味燃焼

これにより石炭の適合性を評価すると共に、それらの排時および混炭燃焼時における NOx 転換率を評価した場出量を抑制できる最適燃焼条件を石炭種毎に推定する手合の予測値と実測値の関係を図 4-3-4 に示した。本図に法を開発した。そのため、実機デ−タおよび石炭燃焼炉

おいて、⑴は単味燃焼時のデ−タのみから導出した評価

での実験デ−タを基に、ボイラ・バ−ナ形式、燃焼条件、式により単味燃焼時ならびに混炭燃焼時の NOx 転換率

石炭性状等の影響因子と NOx 排出量および灰中未燃分を予測した場合であり、⑵は混炭燃焼時のデ−タも含め濃度との相関性を明らかにし、予測式の作成を行った。

て評価式を再導出し、より高精度な評価式を用いて単味

NOx 排出特性評価における予測式は、まず、実機収ならびに混炭燃焼時の NOx 排出特性を予測した場合で集デ−タおよび前節で述べた当研究所の微粉炭燃焼炉をある。混炭燃焼時のデ−タを加え、より多くの石炭性状用いた実験により得られたデ−タ⑸⑹から、石炭中Ｎ分と燃焼条件を基に評価式を導出することにより、評価精の NOx への転換率（NOx 転換率(CR)）と相関のある因度を一層向上させることが可能になった。
灰中未燃分排出特性については、前節の式（4-4）に子（影響因子）を抽出すると共に、各因子の影響が明ら

石炭性状からの影響因子の抽出ボイラ運転条件からの影響因子の抽出

当所試験路
運転実績
関数形の設定影響因子の例
燃料比（FR）
N分含有率（FN）
・・
二段燃焼率（OFA）
排ガス循環率（FGR）
ボイラ容量（BC）
・
・
関数形の例
（…）
CR＝（aFR/FN+b）（cOFA2+dOFA+e）（oOFA+p）（…）
UC＊＝（mFR+n）

実機データ
関数形中のパラメータを最小自乗により決定
影響因子の
再抽出

相関式の決定パラメータa, b, c, d,…
関数形の再設定

実機データ
相関式から計算される予測値と実測値から相関係数の計算

相関式の評価CR, UC＊の予測
ボイラ運転管理

図4-3-3NOx転換率（CR）・未燃焼率（Uc＊）相関式作成フロー

電中研レビュー No.46 ● 39

これに対し、混炭燃焼時の場合は、図 4-3-6 ⑴に示し
15.0
予測値（％）

12.0

NOx転換率たように、実測値が予測値に比べ大きくなっており、予6.0

測精度が低下することが明らかとなった。この原因としては、亜瀝青炭など比較的水分濃度の高い石炭が、混炭9.0で運用される場合が多く、燃焼性に及ぼす水分の影響が強く現れるのに対して、本評価式ではその影響が考慮されていないことが考えられた。従って、混炭燃焼時の未

単味
混炭

3.0
0.0
0.0

3.0

6.0
NOx転換率

9.0

12.0

燃焼率増大に及ぼす水分濃度の影響を加味するため、未15.0

実測値（％）

阻害する因子として水分濃度を加え、新たに予測式を作

単味燃焼時のデータに基づく予測式により評価

予測値（％）
NOx転換率

15.0
12.0

6.0

燃焼率予測式の石炭性状の影響を評価する項に燃焼性を成した。その結果、図 4-3-6 ⑵に示すように、混炭燃焼時の灰中未燃分濃度が、さらに精度良く評価できることが明らかになった。

9.0

⑵

粉

砕

性

微粉炭火力発電においては、石炭を粉砕し微粉にして用いる。各種石炭の粉砕性は、石炭性状によって大きな

単味
混炭

3.0
0.0
0.0

3.0

6.0
NOx転換率9.0

12.0

影響を受ける、ミルの運転条件やミル動力も石炭銘柄に
15.0

実測値（％）

よって大きく異なってくる。このため、石炭の粉砕性指標からミルの動力等が推定できれば、運転実績のない銘

混炭燃焼時のデータを加えた予測式により評価

NOx排出特性の実測値と予測値の比較

示した、石炭中可燃分の未燃焼率（Uc*）を評価因子として検討を行った。評価式は、NOx 排出特性と同様に未燃焼率

図4-3-4

予測値（％）

1.00
0.80
0.60
0.40
0.20

石炭性状と燃焼条件を影響因子として作成した。
0.00
0.00

単味燃焼時における未燃焼率の予測値と実測値との関

0.20

0.40
未燃焼率

係を図 4-3-5 に示す。ボイラタイプにより未燃焼率に差が

0.60

0.80

1.00

実測値（％）

単味燃焼時の評価システムによる予測精度あるものの、精度良く予測できることが明らかになった。
予測値（％）

1.00

ボイラタイプ A
B
C
D

1

未燃焼率

未燃焼率予測値（％）

1.5

0.5

0.60
0.40
0.20
0.00
0.00

0

0

0.5

1

図4-3-5

単味燃焼時における灰中未燃分排出特性の
評価精度

0.20

0.40
未燃焼率

1.5

未燃焼率実測値（％）

40

0.80

0.60

0.80

1.00

実測値（％）

水分影響を考慮した評価システムによる予測精度

図4-3-6

混炭燃焼時における灰中未燃分排出特性の評価精度

柄におけるミルの運転条件の設定やミル動力の推定なら

ト混和剤（AE 剤）の使用量と相関性の高い、メチレン

びにミル動力の少ない石炭の選定等が事前に可能となる。

ブルー（MB）吸着量注２）が広く用いられている。従っさらに、粉砕性指標を石炭性状から推定できれば、石炭て、当研究所では、生成灰性状の評価因子として MB 吸の粉砕性を調べなくても速やかにミル動力を推定するこ着量を選定し、実機データを基に石炭性状や燃焼条件ととが可能になる。

MB 吸着量との関連性を明らかにし、石炭灰の有効利用

当研究所では、一般に粉砕性の指標として用いられているハ−ドグロ−ブ指数（HGI）

注１）に着目し、単味の可能性を判別できる評価システムの構築を行なった。
MB は、灰中の未燃炭素に吸着することが推定されるた

石炭の HGI とミル動力との相関を明らかにし（図 4-3-7）、

め、実機における灰中未燃分濃度と MB 吸着量との相関

これによりミル動力を予測するシステムを構築した。ま関係から評価式を求め、これにより、単味および混炭燃

た、石炭性状（燃料比）と HGI およびミル動力との関焼時の MB 吸着量が精度良く推定できることを明らかに係も明らかにし、HGI を測定しなくても燃料比から直接した。さらに、灰中未燃分濃度については、既述したよミル動力を推定することも可能にした。さらに、混炭時

うに石炭の燃料比と二段燃焼率等の燃焼条件から予測可の HGI の測定値は、各炭種の HGI と混炭率を基に計算能であるため、実機におけるこれらの影響因子と MB 吸した推定値とよく一致することを明らかにした。混炭利

着量との関係から評価式を求め、石炭性状と燃焼条件か用時のミル動力は、このように推定された混炭時の HGIら MB 吸着量を予測できるシステムを構築した。

を用いて、単味利用時に得られた HGI とミル動力との⑷相関式から予測できることを明らかにした。

自然発火性
石炭の自然発火は、長期に石炭を保存する場合に懸念⑶ 生成灰性状される現象である。また、自然発火性が評価できること

石炭灰については、各電力ともコスト低減の観点から、により、貯炭管理において貯炭期間や散水方式や散水量

有価灰としての有効利用率を増大させることが、重要なの適正化など効果的な自然発火対策が可能となる。当研課題となっている。現状の有価灰の利用先は、セメント究所では、現在実発電所で利用されている各種石炭に対混和剤が最も多くなっており、この場合に有効利用の可

して、石炭の自然発火性と石炭性状および物性との関連否を決める最も重要な石炭灰の品質として、コンクリー

性を明らかにし、自然発火性を推定する方法を検討した。
本方法では、石炭の酸化反応における見かけの活性化
エネルギ− E[kJ/mol]を、自然発火性の指標として、石16
動力（kWh/t-石炭）

炭の性状分析値（燃料比、O/C、揮発分、酸素濃度および水分）との相関性を把握した。これらの分析項目の中
12

では、O/C が最も相関性が高く、これを評価因子とし±15％て、自然発火性評価システムを構築した。
8

4
35

4-3-3
45

55

65

HGI

図4-3-7

発電用炭適性評価システム

75

ミル動力とHGIの関係

本システムが各発電所で利便性良く、機能的に活用できるよう、「石炭利用事例検索システム」と「炭種適合性評価システム」を組み合わせ、パソコン上で利用でき

注１）ハ−ドグロ−ブ試験機を用いて、規定条件のもとで求めた、石炭の粉砕性を示す数値
注２）JIS 規格には規定が無いものの、コンクリート混和剤（AE 剤 *）の使用量とほぼ直線的な関係があるため、コンクリ−
ト中の空気量を調節するに当たって品質管理上の重要な尺度となる。AE 剤は、コンクリ−ト等の中に多数の微小な空気泡を一様に分布させるために用いる混和剤

る「発電用炭適性評価システム」（図 4-3-8）を作成した。

⑴

NOx ・灰中未燃分排出特性
図 4-3-9 に評価フォ−ムを示したが、混炭燃焼時の評

価も行なえるよう、石炭性状（工業分析および元素分析）

電中研レビュー No.46 ● 41

価式に基づいて NOx 転換率、NOx 濃度、未燃焼率、灰
石炭銘柄

中未燃分濃度が計算、表示される。また、石炭性状と目
石炭性状

石炭性状DB
石炭利用
事例検索 発電所ユニットDB 機器諸元
システム
石炭使用実績DB 運転条件

燃焼試験炉データ
基礎実験データ
研究データ

炭種適合性評価システム

実機データ

標とする NOx 濃度ならびに灰中未燃分濃度を入力することにより、それぞれの目標濃度を達成できる二段燃焼率を提示すると共に、二段燃焼率に対する NOx ・灰中未燃
分濃度の変化特性をグラフ表示する機能を有している。
⑵

粉

砕

性

石炭性状として、燃料比または HGI を入力する。混炭
経験情報による
適合性評価

評価システムによる適合性評価■自然発火性■粉砕性■NOx・灰中未燃分排出特性■生成灰性状燃焼時の HGI は、各炭種の HGI と混炭率により算出し、混炭時の HGI からミル動力を求めるシステムとなっている。

⑶

生成灰性状
石炭灰性状として、灰中未燃分濃度を入力することに

図4-3-8発電用炭適性評価システム

より MB 吸着量が計算、表示される。灰中未燃分濃度の実測値が不明であっても、石炭性状と燃焼条件から直接の入力シ−トを複数対応とし、各炭種性状と混炭率からMB 吸着量を推定する手法も備えており、灰中未燃分排

混炭時の石炭性状値を計算機で算出できるようになって出特性と同様、水分濃度や揮発分含有率等の工業分析値

いる。各炭種に対してに燃焼条件（二段燃焼率、酸素濃が入力できる複数炭対応の石炭性状入力シ−トと二段燃度および排ガス再循環率等）を入力することにより、評焼率等の燃焼条件入力シ−トを用いて、評価される。

図4-3-942

発電用炭適性評価システム利用例（NOx・灰中未燃分評価フォーム）

⑷ 自然発火性
石炭性状として酸素含有率および炭素含有率を入力することにより自然発火性の起こりやすさを表示するシス

今後は、本システムを部分負荷時にも対応できるよう改良を行う予定であり、併せて一層の精度向上を図っていく方針である。

テムとした。

４−４

エネルギー源強化、燃料コストの低減のため、様々な今後の展開システムとして高度化していく予定である。

石炭種の導入拡大に対する要請は、近年益々強くなって一方、試験炉を用いた石炭性状の評価手法は、実際にいる。これらの石炭について、発電所への適用可能性を

燃焼試験を行って評価するため、幅広い利用条件に対す的確かつ簡便に判定する手法の開発ならびに、その高精る特性など極めて詳細な評価が可能であると共に、実際

度化への要求は、今後も一層強くなってくるものと思わの発電所では類似の石炭種の運転実績もないような極端れる。本章で述べた手法は、現在の微粉炭火力においてに性状の異なる石炭種についても、特性を評価できると最も重要と思われる NOx および灰中未燃分の排出特性いう利点がある。今後は、石炭燃焼試験炉において、よを中心に開発したものであるが、微粉炭火力発電所の一り極端な性状を有する石炭種の評価を行い、発電用炭適層の信頼性向上、技術の高度化の上では、今後さらなる性評価手法を拡張・高精度化すると共に、一層多くの評

評価精度向上、ならびに幅広い利用条件に対する適応性

価項目に対して、さらに精度良く判定できる手法を開発拡大が望まれると共に、スラッギング性、ファウリング

する予定である。

性など他の評価項目についても適性判定法を開発することが求められると考えられる。

本検討にあたっては、一層実機に近い場で詳細な評価を行うため、これまで主に用いていた石炭燃焼試験炉に

今後は、まず、現在の炭種適合性評価システムを部分加え、新たに実機と同様の複数バーナを有しかつ、実機負荷運転に対しても適用できるようにすると共に、よりと同じ方式の排煙処理装置を用いて環境対策技術の検討

幅広い石炭種についても適用できるように拡張する予定を行うことのできる「石炭燃焼特性実証試験装置」を設である。また、一層の判定精度向上のため、さらなる実置する。本装置を、石炭燃焼試験炉や他の基礎的な研究

機データの収集ならびに、それを基にした評価式の改良設備を組み合わせ、新規石炭種の事前評価法の開発・高を行う。評価項目の拡張については、各発電所における度化について、一層多角的な検討を効率的に行っていく

炭種評価の際に必要となる新たな判定項目の再抽出なら予定である。

びに、それに対する判定手法の開発を行い、一層有益な

電中研レビュー No.46 ● 43

章

5

第

微粉炭火力の高効率化

第５章
横須賀研究所
石川島播磨重工業株式会社

微粉炭火力の高効率化 ● 目

研究コーディネーター

電力プロジェクト部

上席研究員

佐藤

幹夫

課長

岩崎

哲也

上席研究員

新田

明人

主機グループ

狛江研究所

次

５−１

研究の背景 ………………………………………………………………………………………………………………… 47５−２

蒸気条件の高温・高圧化の歩み ………………………………………………………………………………………… 47

５−３

高温用材料の進歩 ………………………………………………………………………………………………………… 50

５−４

所内率低減による高効率化 ……………………………………………………………………………………………… 55

５−５

今後の展開 ………………………………………………………………………………………………………………… 56

佐藤幹夫（24ページに掲載）（5-1、5-5執筆）

新田 明人 （1974年入所）
これまで主に火力発電プラントの高温機器
材料の評価研究に行ってきました。そのなかで、超々臨界圧化のフェーズ１の材料評価研究にも従事しました。材料はあらゆる技術の基盤を為すものですので、これからも材料研究を通して電気事業、社会に貢献する所存です。
（5-3執筆）46

岩崎 哲也（1984年入社）
入社以来、事業用および産業用・輸出ボイ
ラの基本計画に従事。近年は高蒸気条件を適用した高効率ボイラの計画及び試運転における性能確認に注力。環境負荷を低減させた今後の発電設備計画が課題。
（5-2、5-4執筆）

５−１

研究の背景

戦後のわが国電気事業の復興とともに、火力発電プラ

しかしながら、石油危機を契機として、エネルギー資

ントの蒸気条件は向上の一途をたどり、1967 年には、源の有効利用、省エネ対策等への観点から火力発電の高東京電力㈱姉崎１号 600MW（538/566 ℃）ボイラが運効率化への要求が高まり、USC 蒸気条件に適用可能な転に入り、超臨界圧 24.1MPa、538/566 ℃の時代を迎え

材料特性は無論、経済性にも優れた新材料の開発が材料た。

メーカによって行われ、再び熱効率向上に向けた高蒸気

微粉炭火力については、既に述べたように、1981 年

条件化が図られることになった。

に電源開発㈱松島１、２号（各 500MW）がわが国初のわが国における USC 技術開発は、1980 年度から電源

超臨界圧を採用して以来、北海道電力㈱苫東厚真２号

開発㈱を中心にプラントメーカとともに実施され、1982

600MW（1985 年、538/566 ℃）、北陸電力㈱敦賀１号

年度から 2000 年度までは経済産業省（旧通商産業省）

500MW（1991 年、566/566 ℃）と蒸気条件の高温・高による国家プロジェクトとして進められた。Phase-1

圧化が始まり、中部電力㈱碧南３号 700MW（1993 年、（1980 年度〜 1993 年度）では、蒸気条件と主な使用材料

538/593 ℃）において、再熱蒸気温度が 593 ℃になった。

により、STEP-1（31.4MPa、593/593/593 ℃、フェライ

その後、1998 年には中国電力㈱三隅１号 1000MW、東ト系材料）と STEP-2（34.3MPa、649/593/593 ℃、オー

北電力㈱原町２号 1000MW と主蒸気温度、再熱蒸気温

ステナイト系材料）に分けて実施された。また、Phase-

度ともに 600 ℃の時代を迎えた。さらに、2000 年の電源

2（1994 年度〜 2000 年度）では運用性や経済性に優れた開発㈱橘湾１、２号 1050MW、2002 年の電源開発㈱磯フェライト系材料を採用して USC プラントの早期導入

子新１号 600MW では主蒸気温度 600 ℃、再熱蒸気温度を目的とする研究開発が行われた。
また、独立行政法人物質・材料研究機構では、超鉄鋼

610 ℃が採用されている。
一方、世界では米国で最初の超臨界圧（USC）プラン

材料研究プロジェクトの一環として、1997 年より

トとして、1957 年に Philo ６号機 125MW で 31MPa、36MPa、650 ℃の USC ボイラ厚肉耐圧部に用いるフェ621/566/538 ℃の蒸気条件が採用され、USC 時代を迎え

ライト系耐熱鋼の開発を進めている。

ている。その後世界最高蒸気条件の Eddystone １号機

以上述べたように、微粉炭火力の高効率化は、主にプなどが建設され、高温高圧化による熱効率の改善が図ら

ラントの大容量化と蒸気条件の高温・高圧化により図られてきた。1950 年代には、米国、ドイツ、英国で多くれてきたが、微粉炭火力では石油火力などと比較して、の USC プラントが建設されたものの、蒸気条件の向上

ミルなどの構成機器が多いことから所内率が高いため、はその後近年に至るまで見られなかった。これは、初期

その所用動力低減もプラントの効率向上に重要である。

の USC プラントで多用されたオーステナイト系材料は、

そのため、近年では所用動力の少ない竪型ミルや、軸流厚肉部に生じる熱応力によるクラックや経済性の問題な通風機の採用などにより、所内率の一層の低減に向けた

どから、USC 化の利点が見出されなかったことによる。

検討が行われている。

５−２

蒸気条件の高温・高圧化の歩み

１）（戦後）〜 1960 年

蒸気条件は、タービン入口条件を示す。）第ニ次世界大

火力プラントの効率向上の歴史は、蒸気条件の高温・戦以降、1950 年までに 13 基の石炭焚火力設備が建設さ

高圧化の歴史と言っても過言ではない。図 5-2-1 に、日れたが、これらはいずれも戦前・戦中の技術に基づき設

本国内火力プラントの蒸気条件の変遷を示す。（以下、計・製造された。この時代の蒸気条件は最高で 4.4MPa

電中研レビュー No.46 ● 47

タービン入口蒸気圧力（MPa）

40

蒸気温度

566

31

20

482

16.6

三隅1号、
原町2号
24.5MPa,
600/600℃
550

川越1号
31MPa, 566/566/566℃

蒸気圧力

24.1
485

610
600

593

538

30

600

650

500

18.6

450

タービン入口蒸気温度（℃）

碧南3号
24.1MPa,
538/593℃

50

橘湾1号
25MPa, 600/610℃

450

10
4.1
0
1945

1950

1955

1960

1965

1970
1975
1980
運開年度（年）

図5-2-1

1985

1990

1995

2000

400
2005

蒸気条件の変遷（ 4 5 k g / c m 2g ） − 主 蒸 気 温 度 4 5 0 ℃ で あ り 、 蒸 発 量方針が採用され、再び石炭火力の計画が開始された。但200t/h、タービン１基に対し、ボイラ複数基を組み合わし､それまでの国内炭から世界各国の石炭を輸入・適用せる方式が採用された。1951 年に電力再編成が行なわする海外炭焚きに移行した。1981 年に、我が国初の海れ、新しい計画が発表されたが、これに対応し国内ボイ

外炭焚き超臨界圧発電設備として電源開発㈱松島１，２

ラメーカは欧米メーカと技術提携を行い、蒸気条件の高号 500MW 機（主蒸気温度 538 ℃−再熱蒸気温度 538 ℃）

温・高圧化に対応する体制を整えた。この結果、火力発が運転を開始した。

電プラントの蒸気条件は、産業の拡充発展に伴って蒸気1985 年には、ユニット形式として現在においても主

温度・圧力とも上昇の一途をたどり、1960 年までに主流である海外炭焚き超臨界圧変圧運転設備の初号機とな

2

蒸気圧力は 16.6MPa（169kg/cm g）−主蒸気温度

る北海道電力㈱苫東厚真２号 600 ＭＷ機（主蒸気圧力

566 ℃が採用された。この頃までは、国内炭焚き設備が24.1MPa（246kg/cm2g）−主蒸気温度 538 ℃−再熱蒸気

火力発電の主流として建設されたが、この頃から石油火

温度 566 ℃）が運転を開始した。それからしばらくの間、力が出現した。

蒸気条件は変わらなかったが、これは、蒸気条件の高温・高圧化による熱効率の向上よりもプラントの大容量

２）〜 1970 年

化によるプラント効率向上および建設費低減の方が経済

この年代は、石炭を中心とする炭主油従の時代から石性に優れているとの考えが支配的であったことによる。

油主力となる油主炭従の時代に移行した時代であった。

1990 年には、石炭焚き設備として初の 1,000MW 機とし石炭火力の建設は減少したが、この時の主な石炭焚きボて電源開発㈱松浦１号機（主蒸気圧力 24.1MPa

イラとしては、1967 年に石炭焚き最大出力の電源開発（246kg/cm 2 g）−主蒸気温度 538 ℃−再熱蒸気温度㈱磯子１号 265MW 機が自然循環ボイラとして建設され566 ℃）が運転を開始した。

た。また、中国電力㈱下関１号 156MW 機は強制循環ボ

この時期においては省資源の観点から微粉炭火力の蒸イラ、九州電力㈱唐津１号 156MW 機はスルザ型貫流ボ

気条件を向上させ、熱効率を改善するという要求が強くイラが採用された。

なってきた。そうした動きを受けて 1980 年代半ばより
従来の蒸気条件を一層高温・高圧化することで飛躍的に

３）〜 1990 年

効率の改善を目指した超々臨界圧（USC）蒸気条件によ1973 年の石油ショック、及びその後の石油価格の高る発電プラントの技術開発が行なわれてきた。電源開発

騰、また第２次石油ショック後には IEA による石油火㈱では、表 5-2-1 に示す目標を掲げて、通産省（現経済力新設禁止等の取り決めがなされた結果､燃料多様化の産業省）資源エネルギー庁の支援を得て、1982 年より48

表5-2-1

USC開発目標（1,000MWベース）
Phase-1

従来

STEP-1

次世代（参考）Phase-2

STEP-2フェライト系 フェライト系 オーステナイト系 フェライト系 Ni基ベース

主な使用材料

24.1

31.4

34.3

30

約30

538/566

593/593/593

650/593/593

630/630

700（MST）

設計発電端効率（％）

42.1

44.2

44.9

44.1

46

効率向上（％）

Base

5.0

6.5

4.8

9.3

年間石炭節約量（ton）

Base

96,000125,000

95,000170,000

年間CO2低減量（10＾6Nm3）

Base

117

152

112

218

蒸気 圧力（MPa）
条件 温度（℃）

各ステップに区分し、本技術開発に取り組んできた。ここの蒸気条件を達成したことから更なる高温化に拍車がのうち STEP-1 の成果の一部は既に実プラントにおいてかかり、1998 年には中国電力㈱三隅１号 1,000MW 機、採用されている。

及び東北電力㈱原町２号 1,000MW 機において、主蒸気
圧力 24.5MPa −主蒸気温度 600 ℃−再熱蒸気温度 600 ℃

４）〜現在に到達した。さらに、2000 年には、電源開発

橘湾１，

この蒸気条件の高温・高圧化に対応した材料研究を中２号 1,050MW 機において、主蒸気圧力 25MPa −主蒸気心とした技術を適用し、蒸気条件向上を果たしたプラン

温度 600 ℃−再熱蒸気温度 610 ℃が採用された。これら

トが、1990 年頃から運転を開始している。図 5-2-2 に高の蒸気条件とプラント効率の向上（相対値）の関係につ蒸気条件に対応できる高温強度を改善した代表的な材料

いて図 5-2-3 に示す。

の特徴を示す。1991 年に運開した北陸電力㈱敦賀１号

なお、2002 年に運開した電源開発㈱磯子新１号

500MW 機では、主蒸気温度を 566 ℃に向上させている。

600MW 機においては、純変圧方式を採用しており、最1993 年に運開した中部電力㈱碧南３号 700 ＭＷ機におい大蒸発量時の主蒸気圧力として 26.6MPa（主蒸気温度ては、国内で初めて 593 ℃が再熱蒸気温度に採用された。

600 ℃−再熱蒸気温度 610 ℃）が採用されている。

140［フェライト系］［オーステナイト系］
火SUS310J2TB
火SUS304J1HTB

2

許容応力（at 625℃）（N/mm ）

120

100

+Cu, N, -Ti 火SUS347J1TB+W, V, N
NF 12
火SUS321J1HTB+W, Co, -Cu
火SUSTP347HTB

火SUS410J3TB

80

火STBA29
60+W, -Mc

40

火STBA28+Cr, W, Cu
火STBA24J1+W, V, Nb

火SUS310J3TB+Cr, Ni, W, Cu
火SUS310J1TB+Cr, Ni, Mo, N

F-12M
SUS321HTBなど+Cr, Ni, Mo,
Nb, Ti, N+Cr, V, Nb

20
STBA24など
0

0

5

10

図5-2-21520Cr濃度（高耐食性）（％）

2530

代表的材料の高温強度特性

電中研レビュー No.46 ● 49

プラント効率向上値（相対値）（％）

6

5

4

610/610℃
25MPa, 600/610℃（橘湾1号）

600/600℃
593/593℃

32
600/600℃（三隅1、原町2号）
10
22538/593℃（碧南3号）
538/566℃（従来蒸気条件）
24

図5-2-3

26

28
30
32
主蒸気圧力（MPa）

3436

蒸気条件とプラント効率向上

５−３

高温用材料の進歩れることから、クリープ破断強度を向上させた高温材料

5-3-1 技術的背景の開発が鋭意進められてきた。とりわけ蒸気条件の超々臨界圧化（USC ： Ultra Super Critical）の動向と相俟

20 世紀初頭の米国ではボイラの爆発事故が頻発したって、高強度材料の開発が急速に進展してきた。

ことから、米国内で統一的な設計方法の策定の気運が高まった。そのため、1914 年に米国機械学会（ASME）

5-3-2 材料開発の推移と動向にボイラ・圧力容器委員会が設置され、 ASME Boiler& Pressure Vessel Code ： Section Ⅰ, Power Boilers

表 5-3-1 は発電用火力設備の技術基準において許容引が制定されるに至った。同コードはわが国の発電用火力

張応力が規定されている従来型ボイラ用の代表材料を該設備の技術基準にも取り込まれており、同コードによっ

当する JIS 規格とともに示したものである。また、図 5-て「公式による設計」の概念が構築された。この設計法

3-1 ⑶⑷には、これらの材料も含め、1900 年以降に開発さでは、材料毎に各温度の許容引張応力を定め、その値をれたボイラ用材料の変遷を示している（図中の材料符号満足する肉厚が計算式（容器、管等の径、使用圧力およは表 5-3-2 を参照されたい）。同図の縦軸には、上述した

び許容引張応力から必要最小肉厚を計算する式）を介しように許容引張応力のベースとなる 600 ℃での 10 万時て算出される。許容引張応力は各温度における降伏強さ、間クリープ破断強度を示しており、年代とともにクリー

引張強さとクリープ強さにそれぞれ所定の安全係数を掛

プ破断強度の向上が図られていることがわかる。また、

けたなかの最小値が採用される。特にクリープ（定荷重

同図の下方にある材料グループはフェライト系耐熱鋼で下で時間とともに徐々に変形が進行し破壊に至る現象）

あり、上方のグループはオーステナイト系耐熱鋼である。

が問題となる高温域（ほぼ 400 〜 500 ℃以上）では、ほ

ここで、フェライトとは結晶構造が体心立方晶となる金

とんどの材料の許容引張応力は 10 万時間のクリープ破属組織であり、オーステナイトの結晶構造は面心立方晶

断強度をベースに決められている。したがって、クリーとなる。一般に、フェライト系鋼は線膨張係数が小さく

プ破断強度を高めた高温材料が実用化できれば、高温機

熱伝導率が大きいため、オーステナイト系鋼に比し、発器の設計上薄肉化や高温化が可能となり高効率化が図ら生する熱応力が小さくなるという特長を有している。一50

表5-3-1用

従来型ボイラの主要な使用材料
途⑴

フェライト系耐熱鋼
図 5-3-1 からわかるように、フェライト系では低合金鋼

主要な使用材料

節炭器管

炭素鋼（STB42、STB52）（STBA24, STPA24 等）や９〜 12Cr 系鋼（STBA26,等）

蒸発管

炭素鋼（STB42）
低合金鋼（STBA20、STBA23）が長期間使用されてきた代表的な材料である。しかし、

過熱器、
再熱器

低合金鋼（STAB24、STBA26）
ステンレス鋼（SUS304HTB、
SUS321HTB、SUS316HTB、
SUS347HTB）

加熱器/再熱器
管寄せ

低合金鋼（STPA24）

らに高強度の材料が必要とされたが、σ r が 100MPa ク

主要配管類

低合金鋼（STPA24）

ラスの 18Cr-8Ni 系オーステナイトステンレス鋼

給水器

炭素鋼（STPT49）（SUS304HTB, SUS321HTB, SUS316HTB, SUS347H TB

ドラム、
気水分離器

炭素鋼（SB49）
低合金鋼（SCMV3）

これらの 600 ℃での 10 万時間クリープ破断強度σ r は約40MPa であり、過熱器や再熱器の高温化への対応にはさ等）では高コストとなるため、９〜 12Cr 系鋼の高強度化（備考）
STB：ボイラ・熱交換器用炭素鋼鋼管（JIS G3461）
STPT：高温配管用炭素鋼鋼管（JIS G3456）
SB：ボイラおよび圧力容器用炭素鋼およびモリブデン鋼鋼板（JIS G3103）
STBA：ボイラ・熱交換器用合金鋼鋼管（JIS G3462）
STPA：配管用合金鋼鋼管（JIS G3458）
SCMV：ボイラおよび圧力容器用クロムモリブデン
鋼鋼板（JIS G4109）
SUS-TB：ボイラ・熱交換器用ステンレス鋼鋼管（JIS G3463）が進められた。その結果、1960 年から 1970 年にかけてσr が 60MPa クラスの第１世代材料、次いで 1980 年代にσr が 100MPa クラスの第２世代材料、さらに 1990 年代にはσ r が 140MPa クラスの第３世代材料が開発された。
その後の次世代材料として実験室的な段階ではあるが、
σ r が 180MPa クラスの材料も開発されている。
特に、18Cr-8Ni 系ステンレス鋼に匹敵するσ r が600℃における10万時間クリープ破断強度σr（MPa）

200
709
R3C

［次世代］
12Cr-WCoVNb

Spr304H

寄せ、蒸気配管等に幅広く使用されている。因みに、

A-3

150

17-17CuMo［第3世代］

A-1 TP347HFG（安定オーステナイト系） 800H

12A

TP347H
M12

TP316H
TP321H

50

0
1900

いる⑸。

F-9
EM12 M9M
HT9

このようなボイラ用フェライト系耐熱鋼の発展経緯を
図 5-3-2 ⑶に示す。また、これらフェライト系耐熱鋼の代表的な材料と該当規格ならびに公称化学成分を、次項

HT91

T22
Cr-Mo

過熱器出口管寄せ等には改良 9Cr-1Mo 鋼が採用されて

M2S

（2Cr）

Ni-Cr

［第2世代］

T91

TP304H（準安定オーステナイト系）

1989 年に運開した、わが国初の USC プラントである川
越 1 号機（31.0MPa, 566/566/566 ℃）の主蒸気管、最終

616

100

100MPa クラスの改良 9Cr 系鋼は世界中で過熱器管、管で述べるオーステナイト系耐熱鋼とともに、表 5-3-2

410 T9（9-12Cr）（文献⑶⑷中の表を合成して作り変えたもの）に一覧す
1920

1940

1960

1980

2000

る。

年

図5-3-1

ボイラ用耐熱鋼の高強度化の推移⑵

オーステナイト系耐熱鋼
フェライト系と同様にオーステナイト系耐熱鋼の発展

方、フェライト系の自己拡散係数はオーステナイト系よ

経緯を図 5-3-3 ⑶⑷に示す。なお、代表的な材料と該当規りも大きいため、高温での拡散現象に支配されるクリー格ならびに公称化学成分は表 5-3-2 を参照されたい。

プに対しては強度上不利となる。しかし、図 5-3-1 からオーステナイト系耐熱鋼で代表的な 18Cr-8Ni 系ステ

わかるように、最近ではフェライト系の高温強化が急速

ンレス鋼は 1940 年代後半からボイラ材料として世界中に進展し、耐熱鋼としては強度面でオーステナイト系にで使用されるようになり、1960 年に米国で運開した世匹敵するようになった。以下では、フェライト系耐熱鋼

界最高の蒸気条件の USC プラントである Eddystone1 号とオーステナイト系耐熱鋼それぞれの開発の推移と動向

機（325MW, 34MPa, 649/565/565 ℃）では管寄せや蒸について述べる。

気配管の厚肉耐圧部に TP316H が採用された。また、過熱器、再熱器には 17-14CuMo や TP321H が使用された。

電中研レビュー No.46 ● 51

600℃における105hクリープ破断強度
35 MPa60 MPa+V

2.25Cr-1Mo
ASME T22
STBA249Cr-1Mo
ASME T9
STBA26

2.25Cr-1MoV

+Mo
+Mo
+V
-C +Nb12Cr
AISI 410

+V
+Nb

+Mo

100 MPa-C +W-Mo+Nb

9Cr-2Mo
M9M（火STBA 27）

9Cr-1MoVNb
F-9

（

）

-Mo
+W

V, Nb Optimized

9Cr-1MoVNb（

18Cr-8Ni
AISI 302

+Nb
+Mo
+Cr
+Ni

）

9Cr-0.5Mo-1.8WVNb
616
ASME T92
火STBA 29

（

） +W

+Co

12Cr-0.5Mo-1.8WVNb
12Cr-WCoNiVNb-Mo
B12 +W
F12
+W
+Co
+Cu

-C
+W
+Nb

+W

12Cr-1MoV
12Cr-1MoWV
HT91
HT9（DIN X20CrMoV121）（DIN X20CrMoWV121）+TI

ASME T92
火STBA 28

12Cr-0.5Mo

図5-3-2180 MPa

2.25Cr-1.6WVNb
M2S
ASME T23
火STBA 24J1

9Cr-2MoVNb
EM12（NFA 49213）

+Mo
+V

-C

140 MPa

12Cr-1Mo-1WVNo
M12（火SUS410J2TB）

12Cr-0.4Mo-2WCuVNb
12A
ASME T122
火SUS410J3TB（

12Cr-WCoVNb
E12）

ボイラ用フェライト系耐熱鋼の発展経緯

18Cr-8Ni,C＜0.08
AISI 304

18Cr-8NiMo
AISI 316（100-120）
H Grade0.04〜0.10C
AISI 304HAISI 321HAISI 347HAISI 316H（145）
17Cr-14NiCuMoNbTi
17-14CuMo

22Cr-12Ni
AISI 309（80）
25Cr-20Ni
AISI31018Cr-8NiTi
AISI 321
18Cr-8NiNb
AISI 347（140）
21Cr-32NiTiAl
NCF800H

高Cr-高Ni

加工熱処理（147）
18Cr-8NiNb
ASME TP347HFG
成分適性化（136）
18Cr-8NiNbTi
A-1（火SUS321J1HTB）
Cu添加
（168）
18Cr-8NiCuNbN
Spr304H（火SUS304J1HTB）（181）
25Cr-20NiNbN
R3C（火SUS310J1TB）（186）
20Cr-25NiMoNbTi
709（火SUS310J2TB）（155）
22Cr-15NiNbN
A-3（火SUS309J4HTB）（187）
23Cr-43NiWNbTi
R6W
（157）
30Cr-50NiMoTiZr
30A

（203）
22.5Cr-18.5NiWCuNbN
E25（火SUS310J3TB）（ ）は600℃における105hクリープ破断強度（MPa）に示す

図5-3-3

ボイラ用オーステナイト系耐熱鋼の発展経緯

なお、同機はベースロード運用を想定し建設されたが、えば、ASME 規格材の TP347H の結晶粒を細粒化して耐実際には起動停止が多く、厚肉耐圧部におけるクリープ

水蒸気酸化性を向上させるとともに、さらに高強度化を

損傷の発生等により、現在では主蒸気圧力・温度を図った ASME 規格材 TP347HFG が開発された。この材

29.3MPa,588 ℃に下げて運用されている。

料は川越１・２号機の最終過熱器等に採用されている⑸。

その後の高強度材料の開発は図 5-3-1 や図 5-3-3 に示すよ
うに推移してきたが、ボイラへの適用上強度に加えて要

5-3-3

超々臨界圧化（高効率化）と高温材料

求される水蒸気酸化、高温腐食等に対する耐環境性や経済性も考慮に入れた新しい材料が開発されている。たと52

前項でも述べたが、火力発電の高効率化に繋がる蒸気条件の高温高圧化において高温材料が果たしてきた貢献ことによるものである。しかし、最近の火力発電には負は大きい。1950 年代後半に欧米で建設された初期の荷調整機能が要求されており、厚肉部に生じる熱応力を

超々臨界圧（USC）プラントには高級なオーステナイト

無視することはできない。そのため、オーステナイト系系鋼が多用された。これはベースロード運用を前提としに比し発生する熱応力が小さくなるフェライト系で、オていたため厚肉部での熱応力を重視する必要がなかった

ーステナイト系に匹敵する高強度を有する高温材料が必

電中研レビュー No.46 ● 53

オ
ー
ス
テ
ナ
イ
ト
系

フ
ェ
ラ
イ
ト
系

種

T22（2.25Cr-1Mo）
M2S（2.25Cr-1.6WVNb）
T9（9Cr-1Mo）
M9M（9Cr-2Mo）
T91（9Cr-1MoVNb）
616（9Cr-0.5Mo-2WVNb）
F-9（9Cr-1MoVNb）
EM12（9Cr-2MoVNb）
HT91（12Cr-1MoV）
HT9（12Cr-MoWV）
M12（12Cr-1Mo-1WVNb）
12A（12Cr-0.4Mo-2WCuVNb）
F12（11Cr-2.6W-2.5CoVNbB）
E12（11Cr-3W-3CoVNbTaNdN）

材料符号（公称組成）

18Cr8Ni

TP304H
TP304CuCbN
TP321H
TP316H
TP347H
TP347HFG
TP310
TP310CbN
Alloy 800H
-

規
格
ASME
JIS
T22
STBA24
T23
火 STBA24J1
T9
STBA26
火 STBA27
T91
火 STBA28
T92
火 STBA29（NFA49213）（DINX20CrMoV121）（DINX20CrMoWV121）
火 SUS410J2TB
T122
火 SUS410J3TB
Cr
2.25
2.25
9.0
9.0
9.0
9.0
9.0
9.0
12.0
12.0
12.0
12.0
11.0
11.0
18.0
18.0
18.0
18.0
16.0
18.0
18.0
18.0
16.0
15.0
25.0
25.0
21.0
22.0
20.0
23.0
30.0
23.0

Ni
0.5
0.5
8.0
9.0
10.0
10.0
12.0
10.0
10.0
10.0
14.0
10.0
20.0
20.0
32.0
15.0
25.0
18.0
50.0
43.0

Mn
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.60
0.10
0.60
0.60
0.55
0.60
0.50
0.20
1.6
0.8
1.6
1.6
1.6
1.6
1.6
1.6
0.7
6.0
1.6
1.2
1.2
1.5
1.0
1.0
0.2
1.2

Si
0.3
0.2
0.6
0.3
0.4
0.06
0.5
0.4
0.4
0.4
0.3
0.1
0.2
0.3
0.6
0.2
0.6
0.6
0.6
0.6
0.6
0.6
0.5
0.5
0.6
0.4
0.5
0.4
0.5
0.1
0.3
0.4

C
0.12
0.06
0.12
0.07
0.10
0.07
0.06
0.10
0.20
0.20
0.10
0.11
0.08
0.10
0.08
0.10
0.08
0.12
0.08
0.08
0.08
0.08
0.12
0.12
0.08
0.06
0.08
0.05
0.05
0.10
0.06
0.08

2.5
2.0
1.0
1.5
2.0
-

1.5
6.0

-

0.2
-

Ti
-

B
0.003
0.004
0.005
0.003
0.004
-

N
0.05
0.06
0.03
0.06
0.05
0.04

その他
-

1.0Cu
0.07Ta,0.04Nd0.10 3.0Cu
0.40 0.5
0.10 0.08 0.8
0.8
0.8
3.0Cu
0.006 0.3
0.4
0.06 1.0
0.2
0.45 4.0AI
0.5
0.002 0.15 0.7
0.1
0.2
3.0Cu
0.2
0.45 0.03Zr
0.2
0.18 0.08 0.003 -化学成分（mass％）Nb
Mo W Co V
1.0 0.25 0.05
0.1 1.6 1.0 2.0 0.20 0.08
1.0 0.20 0.05
0.5 1.8 0.25 0.40
1.0 0.30 0.40
2.0 0.25 1.0 0.25 1.0 0.5 0.25 0.05
1.0 1.0 0.20 0.05
0.4 2.0 0.2 2.6 2.5 0.20 0.07
3.0 3.0 0.20 0.07-

代表的なボイラ用耐熱鋼と該当規格ならびに公称化学成分

SUS304HTB
SUS304HTB（18Cr8Ni）
火 SUS304J1HTB
Spr304（18Cr9NiCuNbN）
SUS321HTB
SUS321HTB（18Cr10NiTi）
火 SUS321J1HTB
A-1（18Cr10NiNbTi）
SUS316HTB
SUS316HTB（16Cr12NiMo）
SUS347HTB
SUS347HTB（18Cr10NiNb）
火 SUSTP347HTB
TP347H（18Cr10NiNb）
TP347HFG（18Cr10NiNb）
15Cr- 17-14CuMo（17Cr14NiCuMoNbTi） Esshete1250（15Cr10Ni6MnVNbTi） 15Ni
SUS310TB
20-25 SUS310TB（25Cr20Ni）
火 SUS310J1TB
R3C（25Cr20NiNbN）
Cr
NCF800HTB
Alloy 800H（21Cr32NiTiAi）
火 SUS309J4HTB
A-3（22Cr15NiNbN）
火 SUS310J2TB
709（20Cr25NiMoNbTi）
火 SUS310J3TB
E25（22.5Cr18.5NiWCuNbN）
高Cr- R30A（30Cr50NiMoTiZr）
R6W（23Cr43NiWNbTi）
高Ni

12Cr

9Cr

2Cr

別

表5-3-2

要になっている。このような状況のもと、独立行政法人

表5-3-3

物質・材料研究機構は、超鉄鋼材料研究プロジェクトの一環として、1997 年より 36MPa、650 ℃の USC ボイラ
材料名

厚肉耐圧部に用いるフェライト系耐熱鋼の開発を進めて現用材とフェライト系新材料による最終加熱器出口管寄せモデルの寸法比較
火STPA28（現用材）

616, 12A

F12

100

50

35

いる⑹。
さて、わが国では、微粉炭火力の USC 化のための研究開発が 1980 年度から開始され、段階的に高温高圧化

形状が進められてきた ⑺⑻。この高温高圧化は、基本的な設
100mm計は踏襲しながら、高強度高温材料の開発でもって実現が図られてきた。

重量比（1,000MW級モデル）

先ず、Phase-Ⅰ（1980 〜 1993 年度）の STEP-１（31.4MPa, 593/593/593 ℃）では、ボイラには改良 9Cr
系鋼、タービンには改良 12Cr 鋼（12CrMoWVNb）なット製造が困難なこと等々の問題があるため、Phase-Ⅱ

ど、その当時の最新フェライト系鋼が採用されたが、基のタービンロータ材には、593 ℃用 12Cr 鋼を 630 〜

本的には従来の超臨界圧プラント用材料の延長上に位置

650 ℃で使用できるように改良が進められている

付けられる材料である。次の STEP-２（34.3MPa,

12CrWMoCoVNbB 鋼が候補になっている。図 5-3-4 ⑿に649/593/593 ℃）では、世界最高の蒸気条件を達成させこれまでのロータ材の耐用温度の変遷を示す。

るため、オーステナイト系が中心となり、たとえばター

一方、わが国と同様、欧米でも USC プラントの開発

ビンロータには鉄基超合金 A286 が候補材になった。当研究が進められてきた ⑻⑽。特に、欧州では、最近にな研究所においても、これらの候補材料の評価研究を分担ってさらに高い蒸気条件を目標としたプロジェクトが開し、ボイラ最終過熱器管用の 17-14CuMo 鋼クロマイズ

始されている。その一つは 1998 年から 17 年計画で開始

ド管や 17-14CuMo/SUS310 二重管の内圧クリープ破断されたデンマークの THERMIE プログラムであり、Ni

特性、タービンロータ用の改良 12Cr 鋼や A286 合金の基合金を用いる 700 ℃級のプラント（目標： 37.5MPa,

クリープ、熱疲労等の高温強度特性などを明らかにし700/720/720 ℃）開発を目指している。また、ドイツはた⑼⑽⑾。

独自に 1999 年から 4 年計画で 700 ℃級 USC の開発

次の Phase-Ⅱ（1994 〜 2000 年度）では、高効率化と（MARCKO DE2）を進めている。また、650 ℃級のフ

ともに経済性や運用性にも優れた USC プラントの早期

ェライト系鋼の材料開発に特化した COST522（1998 〜

実現のため、蒸気条件として圧力 30MPa、温度

2003 年、目標： 30MPa, 620/650 ℃）プロジェクトも開630/630 ℃を設定し、フェライト系新材料の積極的な採始されている。

用が図られている。たとえば、ボイラ最終過熱器出口管
寄せや主蒸気管には 9Cr 系の 616（9Cr-0.5Mo-2WVNb）、700

12Cr 系の 12A（12Cr-0.4Mo-2WcuVNb）や F12（11Cr-

は現用材（火 STPA28）とこれらの候補材による最終過熱器出口管寄せモデルの寸法を比較したものであり、候補材の採用により重量比が現用材の約 35 〜 50 ％となる。

耐用温度（℃）

2.6W-2.5CoVMbB）などが候補材となった。表 5-3-3 ⑻Fe基合金（A286）
650
12CrMoWVNb

550

応力が大きいこと、熱疲労特性に劣ること、大型インゴ

54

650
630
12CrWMoCoVNbB

538

CrMoV
（ASTM規格材）

500
1950

1960

図5-3-4蒸気タービンロータ材の耐用温度の変遷

る。また、Phase-Ⅰの STEP-2 でタービンロータの候補材となった A286 合金は高強度ではあるが、発生する熱600
12CrMoVNb
593（従来材） 566600

したがって、候補材を採用すれば、大幅な薄肉化が可能となり、熱応力の低減とともに経済性の面でも有利とな

650

1970
1980
西暦年

1990

2000

の開発・評価・実証・実用化には少なくとも 10 年程度の長期間を要することから、わが国としてもこれまでの

5-3-4 ま と め

研究開発の努力を途切れさせることなく、技術革新をも上述したように、わが国の USC プラントの開発研究
はこれまで欧米より先行する状況にあったが、最近になたらし得る新材料の研究開発がさらに展開されることを期待したい。

って欧米の開発に凌駕されるようになった。新しい材料

５−４

所内率低減による高効率化

微粉炭火力プラントは、他の燃料を用いるプラントと比較して、構成機器が多いことから所内率が高いので、

３）軸流式一次通風機の採用
一次通風機は、その必要とされる風量・揚程特性が、その低減はプラント効率向上に対し重要である。所内率

ボイラ低負荷でも高い揚程であることから、遠心式通風低減のために近年のプラントが配慮している項目として、機が一般に採用された。しかし、遠心ファンのファン効

以下のものがある。

率が 60 〜 70 ％であることに対し、軸流ファンは 80 ％以１）空気過剰率の低減上であることから、所内動力低減の観点からは軸流ファ

２）竪型ミルの採用

ンを採用することが好ましい。但し、軸流ファンを選定

３）軸流式一次通風機の採用する場合には、ボイラ低負荷時においても、安定した運

４）排ガス混合ファン不設置

用を可能とするように、経時変化によるファン性能劣化

５）超微粉ミルの採用に対する配慮を行なう必要がある。

６）低々温 EP システムの採用
７）通風系統１系列化

４）排ガス混合ファン不設置
微粉炭焚きボイラにおいても、従来は NOx 低減対策

１）空気過剰率の低減として排ガス混合ファン（GMF）が設置されてきた。

従来、微粉炭焚きボイラの空気過剰率は 20 ％が標準

しかし、近年の拡大還元燃焼法等による NOx 低減技術であったが、近年の高性能バーナ開発に代表される、燃の画期的な進歩により、微粉炭焚きボイラの NOx 低減

焼技術の発展により、空気過剰率を 15 ％に低減するこ燃焼法が見直され、排ガス混合による効果は少ないこととが可能となってきた。この５％の低減は、押込通風機が確認されてきた。このため、近年のボイラでは、（FDF）と誘引通風機（IDF）の風量低減に直接繋がる

GMF を設置する必要がなくなったことから、それが所ことから、この動力を５％程度低減できることになる。

内動力の低減に寄与している。

２）竪型ミルの採用

５）超微粉ミルの採用

ミル（微粉炭機）の形式には、大きく分けて横型ボー

竪型ミルの進化形として、粉砕能力を高めた超微粉ミ

ルミルと竪型ローラミルの２種類がある。横型ボールミルが実用化されている。従来型に対し、粉砕部を拡大す

ルは、ミル内に保有する石炭量が多く、急な負荷変化時るとともに、分級性能を高めた回転分級機を採用していにおける応答性に優れる利点があるが、近年は粉砕動力る。このミルの採用により、粉砕に必要な動力が数％低の低い竪型ローラミルが一般的に採用されている。

減できるとともに、空気過剰率の低減が可能であれば、一般に、竪型ローラミルを採用した場合、横型に比べ約

灰中未燃分の低減とファン動力の低減も期待できる。

60 〜 70 ％のミル動力低減ができる。

６）低々温 EP システムの採用
近年の国内大型石炭焚きユニット用の排煙処理システ

電中研レビュー No.46 ● 55

ムとしては、より高効率な低々温 EP システムの採用を採用することが多い。このシステムを採用することは、所内動力の低減にも有効である。
従来の低温 EP システムでは、IDF 入口ガス温度は130 〜 140 ℃程度で計画していたが、低々温 EP システ

７）通風系統１系列化
通風系統を１系列化することで、通風系統を単純化し、通風ロスを削減することができる。近年では、大型事業用ボイラにおいても、１系列化する事例が増えており、
600MW ユニットでも実績が出ている。

ムでは、約 90 ℃としている。このガス温度の降下分に相当する IDF 動力が低減できる。

５−５
天然ガスや石油と比較して、単位発熱量当たりの CO ２

今後の展開材料開発）のみであった。

発生量が多い石炭を利用する発電プラントでは、地球環

しかし最近になって、火力発電プラントの蒸気温度の境問題への対応の観点からも一層の高効率化が望まれて主流が 566 ℃の欧州において、650 〜 700 ℃級 USC プラ

いる。わが国においても石炭利用高効率発電として、加ント開発を目指したプロジェクトが 1998 年頃から開始

圧流動床燃焼（PFBC）発電プラントが商用機の段階にされた。欧州では英国を中心に実施してきた COST501

入り、また、石炭ガス化複合発電（IGCC）も 250MW 級の終了に伴い、欧州 16 ヶ国の参加で新たに COST522の実証機計画が現在進められている。汽力発電としての（650 ℃級 USC 材料開発）が 1998 年にスタートした。ま微粉炭火力の高効率化では、蒸気条件の高温・高圧化がた、デンマークは USC を強く指向している国であり、不可欠であり、2002 年に運開した電源開発 磯子新１号

地域暖房を発電プラントに依存する場合が多く、コンバ

600MW 機においては、主蒸気圧力 26.6MPa、主蒸気温

インドサイクルプラントにはあまり興味を持っていない

度 600 ℃/再燃蒸気温度 610 ℃が採用されている。

代わりに USC 技術への関心度は非常に高い。1998 年にこれは既に述べたように、1982 年度から 2000 年度にデンマークの ELSAMPROJEKT（現 WISE-TECH）をわたり、経済産業省（旧通商産業省）の支援のもと、電中心とした欧州 40 社によって 17 年間計画で 700 ℃級

源開発 を中心としたプラントメーカによる国家プロジ

USC 開発を目指した「THERMIE PROGRAM」がスタ

ェクトの成果である。しかしながら、2000 年度に USC

ートしている。また、ドイツでは 1999 年からの４年間

技術開発は Phase-２が終了したが、電力需要の低迷もで独自に 700 ℃級 USC 開発（MARCKO DE ２）を開始

あり、Phase-２条件の微粉炭火力プラント計画は現在のしており、現在では石炭焚き USC プラント（350MW、ところない。また、2000 年３月からは 20,000V、

29MPa、600/625 ℃）の建設が予定されている。

2,000kW 以上の大口需要家に対する電力の小売り自由化

微粉炭火力の今後の高効率化に向けては、電力需要、がスタートし、現在、自由化範囲の拡大に向けた検討がプラント経済性および運用性を踏まえた検討が必要であ進められている。このような状況のもと、電力各社はコ

り、効率向上の余地が残されていると考えられる中小型スト低減に向けた経営努力を一層進めており、新技術の機を対象とした技術開発も重要であろう。また、構成機導入にも強いコスト意識を持たざるを得ない状況にある。

器の多い微粉炭火力では、所内率の一層の低減が重要で一方、世界の USC 開発プロジェクトは 1980 年代に日ある。

本、米国および欧州で行われてきた。米国 EPRI を中心

さらに、プラント経済性の上からは、蒸気条件の高に東芝、GE が参加した EPRI-ICPP プロジェクトは 1991

温・高圧化のための新材料の製造・加工コストの低減や、年に終了し、その後も継続していたプロジェクトは、わコンパクト化やケーシング構造等の設計手法の高度化なが国の USC Phase-２と欧州の COST501（600 ℃級 USC

どが重要な課題であろう。

56

第

章

6

微粉炭火力の環境性の向上

第６章

微粉炭火力の環境性の向上 ● 目

CS推進部

受託推進グループ

次

部長

牧野

尚夫

横須賀研究所

エネルギー化学部

上席研究員

白井

裕三

横須賀研究所

エネルギー化学部

主任研究員

野田

直希

６−１

研究の背景 ………………………………………………………………………………………………………………… 59

６−２

排煙処理システムの特徴 ………………………………………………………………………………………………… 60

６−３

低NOx燃焼技術 …………………………………………………………………………………………………………… 61

６−４

脱硝技術 …………………………………………………………………………………………………………………… 67

６−５

集じん技術 ………………………………………………………………………………………………………………… 69

６−６

脱硫技術 …………………………………………………………………………………………………………………… 71

６−７

今後の展開 ………………………………………………………………………………………………………………… 73

コラム１：排ガス中水銀の化学形態別連続分析手法 …………………………………………………………………………… 74

牧野尚夫（10ページに掲載）（6-1、6-3、6-5執筆）

野田 直希（1998年入所）入所以来、各種燃焼排ガスに含まれる水銀の分析手法の開発を実施してきました。現在
は、石炭火力発電プラント内微量物質の挙動解明と排出抑制技術に関する研究を進めています。今後は、微量物質と窒素酸化物や硫黄酸化物等の環境汚染物質を同時に低減する燃焼技術や排煙処理技術に関する研究に力を入れて行きたいと思っています。
（コラム１執筆）58

白井裕三（16ページに掲載）（6-2、6-4、6-6、6-7執筆）

６−１

研究の背景

環境保全に対する要求が次第に強まる中、微粉炭火力

石炭は、石油、天然ガスに比べ、窒素分、硫黄分、灰発電所においても、様々な環境対策技術の開発が進めら分などの含有率が高いため、これらから生成されるれてきた。特に我が国では、大気汚染による公害問題がNOx、SOx、ばいじんの濃度が高くなり、その排出抑制注目された 1960 年代後半以降、急速に環境対策が進み、技術が特に重要となっている。
図 6-1-1 には、微粉炭火力のフローを示すが、SOx に

環境汚染質の大幅な排出抑制が図られている。
環境汚染質の内、大気汚染物質としては、粒子状物質

ついては、湿式の排煙脱硫装置の利用により低減が図ら（ばいじん）、硫黄酸化物（SOx）、窒素酸化物（NOx）

れ、ばいじんについては高性能電気集じん機の開発と、が、主な対象となってきた。

湿式排煙脱硫装置の除じん効果の併用により低減されて1963 年に制定された「ばい煙排出規制に関する法律」、

おり、現在では世界的に見ても最も低いレベルにまで排1968 年の「大気汚染防止法」に基づき、まず、ばいじ

出濃度を抑制している。しかし、一層の環境性向上、低ん対策に関しては、1966 年に非常に高い集じん率を有コスト化のために、脱硫技術、集じん技術のさらなる改する電気集じん機が導入されている。硫黄酸化物（SOx）

善が鋭意進められている。

対策に関しては、低硫黄燃料の使用、高煙突や集合煙突

これに対して NOx の低減は、現状では触媒式の脱硝の採用により環境影響抑制が図られると共に、1973 年

装置と低 NOx 燃焼技術（バーナおよび燃焼方式）の組には湿式の石灰・石膏法を用いた高性能な排煙脱硫装置

み合わせで対処されている。脱硝装置については、既にが開発され、発電所への設置を開始した。また、1974

ほぼ確立した技術であり、低コスト化、触媒の長寿命化

年には一層の環境規制強化に向け、総量規制方式の導入のためのさらなる改善が進められている程度である。一が大気汚染防止法に盛り込まれている。

方、燃焼調整により NOx 生成量を抑制する低 NOx 燃焼

窒素酸化物（NOx）については、1973 年に排出規制

技術は、大きな設備改造を伴わず、かつ所要コストも低が制定され、燃焼条件の調整による NOx 低減法、いわくできるため、その一層の高性能化に向けた技術開発は、

ゆる低 NOx 燃焼法の改良、低 NOx バーナの採用が進む

微粉炭火力技術の高度化の中でも最重要課題の一つであ

一方、1977 年には触媒を用いた選択式接触還元法により、現在も精力的に研究開発が進められている。

る脱硝装置も導入が開始されている。

ボイラ

脱硝装置
エア・ヒータ
電気集塵
装
置

押込ファン

吸引ファン

図6-1-1

脱硫装置

煙突

微粉炭火力フロー概要

電中研レビュー No.46 ● 59

６−２

排煙処理システムの特徴

微粉炭火力の排煙処理装置は、ばいじんを除去する集じん装置、NOx を除去する脱硝装置、硫黄酸化物を除

6-2-1

低温電気集じん機を用いたシステム

去する脱硫装置からなる。現在、脱硝装置として、アンモニア（NH3）を排ガスに吹き込み、触媒により NH3 と既に稼動している微粉炭火力発電所において最も多く

NOx を選択的に反応させ、水（H 2O）と窒素（N 2）に用いられているシステムが図 6-2-1 の 130˜150 ℃で操作

分 解 す る 選 択 還 元 法 （ SCR 法 :Selective Catalytic

する低温電気集じん機（低温 ESP）を用いたシステム

Reduction）が使われている。集じん装置としては、ばである。

いじんを帯電させた電場内で分離・除去する電気集じん

ボイラからの排ガスは 300 〜 400 ℃で脱硝装置に入り、機が、脱硫装置としては,石灰と水のスラリーに SOx を

NOx が除去された後、空気予熱器で燃焼用空気と熱交反応させて除去する石灰石−石膏法が主に利用されてい換され、130 〜 150 ℃で低温電気集じん機に入り、ばいる。これらの装置の最適操作温度に合わせ、排煙処理シじんが取り除かれる。ばいじんが取り除かれた排ガスは、ステムの構成は決められる。

ガス−ガス熱交換器（GGH）において排煙処理後の排基本的には、脱硝装置の温度が 350 ℃であり、脱硫装

ガスと熱交換され、90 ℃程度まで冷却されて脱硫装置

置では、数十℃であるため、脱硝装置が前段に設置されに入り、SOx が除去される。この排煙処理後の排ガスるが、電気集じん機（ESP）には 350 ℃で運転する高温は GGH で 90 〜 100 ℃に加熱されて煙突から排出する。

形、150 ℃の低温形および 90 ℃の低低温形があり、それまた、GGH を設けず、脱硫後のガスをアフターバーナ

ぞれに対応した 3 種の排煙処理システムが、現在稼動しで過熱する方式もある。

ている。

低低温電気集じん機が開発されるまでは、このシステ
ムが主流となっていたが、集じん性能の高い低低温電気

高温
ESP
使用時

ボイラ
EP

脱硝

A/H

G
G
H

ボイラ
微
粉
炭
火
力
発
電
所

60

脱硝

A/H

ESP

脱硝

A/H

ESP

脱硫

G
G
H

脱硫

低温
ESP
使用時
ボイラ
乾式脱硫

低低温
ESP
使用時

ボイラ

図6-2-1

微粉炭焚き火力の排煙処理システム

脱硝

A/H

G
G
H

ESP

脱硫

集じん機の開発後は、ほとんどが次に示すシステムを採せたシステムもある。このシステムの、総合効率は、集用するようになっている。

じん効率 99.9%以上、脱硝効率 90%、脱硫効率 97 ％と高効率なものとなっている。

6-2-2 低低温電気集じん機を用いたシステム
6-2-3 高温電気集じん機を用いたシステム
90 ℃程度の低温で操作することにより、石炭灰の電気抵抗を下げ、集じん効率を向上させるものである。こ石炭灰の電気抵抗は、高温においても低下する。こののシステムにおいては、低温電気集じん機を用いたシス特性を利用したものが高温電気集じん機であり、脱硝装

テムと GGH の設置位置が異なり、電気集じん装置の前置の前に設置され、350 ℃程度の高温でばいじんを除去に設置されている。脱硫・集じん後の排ガスは、集じんする。ばいじん除去後のガスは、脱硝後、GGH で熱交前の排ガスと熱交換されるため、ガスリークのない

換され、脱硫される。この高温電気集じん機は、排ガス

GGH が用いられている。また、脱硫装置の後流に湿式

容積が大きくなるため、装置も大きくなる問題があり、電気集じん装置を設置して、さらに集じん性能を向上さ

近年では建設がなされていない。

６−３

低 NOx 燃焼技術

6-3-1 既存の低 NOx 燃焼技術
燃焼用
補助空気

燃料の燃焼により発生する NOx は、燃料中の窒素分の酸化による Fuel NOx と空気中の窒素の酸化による

SGR

Thermal NOx とに分類される。Thermal NOx は高温下で生成し、石炭では NOx 発生量の 20 ％程度が Thermal
微粉炭＋
一次空気

NOx であると言われている。
従来の低 NOx 燃焼の考えは、酸化雰囲気を抑制し、SGR初期から可能なかぎり NOx が生成し難い条件に調節しようというもので、初期生成 NOx を抑える低 NOx バー
燃焼用
補助空気

ナ、酸化雰囲気を弱めて NOx の生成を抑制する低空気
比燃焼法や二段燃焼法、さらに火炎温度を下げて NOxの生成を抑制する排ガス再循環法などが低 NOx 燃焼法の中心であった。

図6-3-1

微粉炭用バーナの構造例（SGRバーナ）⑴ 初期生成 NOx の抑制
火炉で生成する NOx を低減するため、初期生成 NOx

下の段から燃焼用の補助空気を段階的に注入することでを抑制する方法が従来型の低 NOx バーナである。この急激な酸化を抑制している、一次空気と補助空気の間に方 法 の 一 例 と し て 、 図 6-3-1 に SGR(Separate Gas

燃焼排ガスを導入する SGR は、補助空気の早期混合を

Recirculation)バーナの構造を示す。このバーナは、中抑制し、NOx の生成が盛んな揮発分燃焼域の酸化雰囲央から微粉炭とその搬送用の一次空気、その上下段から気の抑制、温度の低下を図るなどの工夫のために用いら

SGR と呼ばれる燃焼排ガス再循環ガス、さらにその上れている。

電中研レビュー No.46 ● 61

⑵空気比の低下
NOx濃度（O2：6％換算）（ppm）

供給空気量を低下する方法（低空気比燃焼）である。
本法は排ガス量も減少するため、排ガスによる熱損失を少なくでき、図 6-3-2 に示すように、空気比（過剰O2 濃度）の低下とともに NOx 濃度も確実に低下する。
しかし、同図中に示されるように、NOx の低減に応じて灰中未燃分（Uc ：燃焼時に生成される石炭灰中に残存する可燃分の割合）や CO の発生量が増加する欠点を炭

種

マッセルブルックブレアソール700

ブレアソール

火炉容量
0.1ton/hr
20
1.5ton/hr

600
15

500
400

10
300
200

灰中未燃分濃度（％）

NOx Uc

空気比を低下させる方法として、まず挙げられたのは5持ち、特に、CO の増加傾向は空気比の低い条件で顕著100になるため、空気比には低減できる限界が存在する。現0

在では、これらを考慮した限界の低空気比での運転が既

0

10

20

30

0
40

二段燃焼率（％）に実施されている。
次に、全体の空気比は極端に下げずに、NOx の生成

図6-3-3

二段燃焼率のNOx・灰中未燃分濃度への影響に影響が大きいバーナ回りの空気比のみを下げる方法として実施されている方法が二段燃焼法である。本方法は、バーナから供給する空気の一部を分割し、火炎の後流か⑶

燃焼温度の低下ら注入する方法で、バーナ周りの空気比が低くなるため燃焼温度を低下することにより、NOx の生成反応を

NOx の生成は抑制され、残った未燃分は後流から注入抑制する方法であり、燃焼用空気に燃焼排ガスを混合すした空気により再燃焼させることで低減できる。二段燃

る排ガス再循環法が最も良く用いられる。但し、本法は焼法による NOx 低減効果は、図 6-3-3 に示される。二Thermal NOx の抑制には有効であるが、若干の温度低段燃焼率（Rs）は、二段燃焼用空気量（As）の全燃焼

下程度では Fuel NOx は低減しないため、Fuel NOx の用空気量（AT）に対する割合であり、Rs ＝ As ／ AT

多い微粉炭火力にはあまり効果が無いと考えられている。

で定義される。

以上のように、NOx の生成を抑制することによる低いずれの石炭種、火炉においても二段燃焼率が増加す

NOx 燃焼技術は、これまでに数多く検討・実施されてるとともに NOx は低減されるが、NOx 低減に応じて灰きたが、本法だけでは十分な NOx 低減が図れず、また、

中未燃分が増加する傾向は避けられない。

NOx の低減に伴い灰中未燃分濃度が増加する傾向を示すため、最近では、Fuel NOx の多い微粉炭燃焼に特にKey Item
NOx
CO
Uc

400

促進することにより低 NOx 化を図る燃焼法が検討され、
4

3

300

2

200

灰中未燃分濃度（％）

NOx、CO濃度（O2：6％換算）（ppm）

適した方法として、一度発生した NOx の還元・分解を

5

500

1

100

主流になりつつある。

6-3-2

新しい低 NOx 燃焼技術の概要

新しい低 NOx 燃焼法としては、バーナ近傍で速やかな NOx 還元炎が形成できる新型の低 NOx バーナの開発と、火炉全体を利用した NOx 還元炎の強化などが検討

0

0

2

4
6
O2濃度（％）

80
10

されている。
微粉炭燃焼に伴う NOx を灰中未燃分の増加を抑制しつつ低減するために当研究所が開発した超低 NOx 燃焼

図6-3-262O2濃度とNOx、CO、灰中未燃分濃度の関係

技術の概念を、従来技術と比較して図 6-3-4 に示す。本二段燃焼用空気注入［従来技術］
燃焼用空気
微粉炭
+
１次空気

燃焼促進

燃焼用空気
［新技術］

NOx濃度・灰中未燃分濃度

空気多段注入燃焼促進
領域

灰中未燃分低減領域

NOx還元領域
NOx
（新）
NOx
（従来）

灰中未燃分濃度（従来）

灰中未燃分濃度（新）火炉流れ方向

図6-3-4超低NOx燃焼技術の概要

燃焼法においては、まずバーナ近傍の燃焼初期において循環流を利用して微粉炭の着火を促進し、そこに形成さ低空気比の高温場を作り、石炭の熱分解を促進することれる高温反応場での微粉炭の滞留時間を長くできるバー

で、窒素分の放出と残留する固体状の未燃炭素の低減をナの開発に着手し、以下の手順で実用化を行った。

図る。燃焼初期に生成した NOx は、後流部に形成したａ）コールドフロー試験によるバーナ形状の検討

還元雰囲気の火炎により分解・低減される。燃え残った

バーナ形状が再循環流形成に及ぼす影響を解明するた

未燃分は火炉の後流に二段燃焼用空気を注入することでめ、まず非燃焼場で流れの特性を把握した。実際のバー

再燃焼し低減する。この際、NOx 濃度の大幅低減を図

ナにおいて微粉炭が搬送される一次空気管に、トレーサ

る上では、二段燃焼率を極端に増加させる必要があるが、ガスとして NO を注入し、噴出後の NO の等濃度線の形

二段燃焼用空気注入位置での再燃焼による NOx の再発状により示される二次・三次空気との混合状況から、バ生量が増加するため、二段燃焼用空気を複数個所から分ーナ噴出後の流れが再循環流を形成するように拡がるか、割注入する空気多段注入法を採用し、激しい再燃焼が一直進流として流れるかを把握した。バーナ噴出口の形状

度に起こらないようにすることで、効果的な NOx と灰としては、一次・二次・三次空気管それぞれを、絞り形

中未燃分の低減が可能となる。

状、ストレート形状、広がり形状の３種類作成して評価した。

6-3-3 超低 NOx 燃焼技術の開発

図 6-3-6 は、二次・三次空気の噴出口形状は同一で、一次空気の噴出口形状だけが異なる場合についての流れ⑴ 新型低 NOx バーナの開発場の様子を示している。一次空気管の形状が直管の場合

上述のような低 NOx 燃焼法に適したバーナの機能とには、トレーサが炉内に噴出した直後から半径方向に拡しては、バーナ近傍で従来以上に石炭の熱分解促進と速がる形状を示し、トレーサ濃度の低い空気がバーナの中

やかな酸素の消費が図れる高温反応場を形成でき、さら心軸部に流入する再循環流が形成されていることがわかに高温反応場において、微粉炭粒子の滞留時間が十分確る。これに対し、一次空気管が絞り管の場合には、直進保できることが必要である。当研究所は、石川島播磨重流が強くトレーサが流れ方向に伸びる傾向を示しており、工業㈱（以下 IHI）と共同で、図 6-3-5 に示すような再一次空気管形状により大きくフローパターンが変化する

電中研レビュー No.46 ● 63

微粉炭をバーナ近傍で滞留させる再循環流
微粉炭
＋
１次空気

N Ox還元・分解領域
燃焼促進領域

燃焼用２次・３次空気

図6-3-5

微粉炭用超低NOx（CIーαバーナ）の概念

2830

図中数値はトレーサ希釈率［％］
火炉半径方向火炉半径方向

図中数値はトレーサ希釈率［％］

28

30
35

35
65

40

40
55 50

バーナ部

再循環流
の形成

65 5550
バーナ部

火炉流れ方向火炉流れ方向

図6-3-6 バーナ噴出出口部形状が及ぼすバーナ付近の流れへの影響

ことが明らかになっている。これらの検討を基にして、空気管と三次空気管、各々の影響を個別に評価するため、再循環流を形成する広がり形状の火炎ができるのは、一タイプⅠとⅡの一次空気管を交換した２種のバーナにつ次空気管が直管の場合に限られること、特に二次空気管

いても特性を把握している。バーナから噴出される燃焼が絞り形状で、かつ三次空気管が広がり形状の場合に最用空気流量、旋回条件の NOx･灰中未燃分排出特性に及も良好な再循環流が形成されることを明らかにした。

ぼす影響を検討すると共に、４種のバーナの性能比較試

ｂ）燃焼試験によるバーナ操作条件の検討

験を行うことにより、実際の燃焼場で NOx 低減に最もコールドフロー試験で最適と評価されたバーナの、燃焼場における性能把握は、石炭燃焼量 100kg/h の当研究所石炭燃焼試験炉を用いて行った。

有効なバーナを選定した。
図 6-3-8 は、燃焼用空気の注入条件のうち二次空気分
配率（二次空気量の、二次空気量と三次空気量の和に対

図 6-3-7 は、燃焼試験に用いた４種類のバーナを示しする比率）の NOx 濃度への影響を示したものである。

ている。これらのうち、タイプⅡがコールドフロー試験

タイプⅠからⅣのいずれのバーナにおいても 20 ％程度で最適とされた形状のバーナであり、タイプⅠは共同研の二次空気分配率で NOx 濃度は極小値を持っている。

究を行った IHI の既存低 NOx バーナ（DF バーナ）の形

この比率において、石炭搬送用の一次空気と、そのすぐ状である。タイプⅠとⅡでは、一次空気管と三次空気管

外周から注入される二次空気とを会わせたバーナ近傍のの噴出口形状が異なっているのみである。そこで、一次一次燃焼域の空気比は 0.4 程度となる。この空気比より

64

微粉炭流

火炎

Type

（DFバーナタイプ）

３次空気
２次空気

微粉炭管 ：直管形状
３次空気
フロート：広がり形状300

NOx濃度（O2６％換算）
（ppm）

３次空気
２次空気

微粉炭管 ：絞り形状
３次空気
フロート：絞り形状

250

200

150

100

二段燃焼率

２次空気
旋回角度：81deg
３次空気
旋回角度：72deg

50

0

Key

30％

0

10

20

30

40

50

60

バーナタイプ
Type
Type
Type
Type

70

80

90

100

２次空気分配率（％）

微粉炭流

火炎

Type

（コールドフローで選定）

３次空気
２次空気

微粉炭管 ：直管形状
３次空気
フロート：絞り形状

図6-3-8２次空気分配率とNOx濃度

条件で NOx 濃度が最も低くなっていることが分かる。
タイプⅢバーナの NOx 濃度が、その次に低くなり、タ
イプⅠバーナとタイプⅣバーナは、あまり大きな差異はなかった。これより、三次空気管形状よりも、微粉炭を噴出させる一次空気管形状の方が NOx 濃度に大きい影

微粉炭流

火炎

響を持つこともわかる。
これらの特性評価を、さらに一次・二次・三次空気の

Type

３次空気
２次空気

旋回角度を変化させた場合についても行い、実際の燃焼
微粉炭管 ：絞り形状
３次空気
フロート：広がり形状場においてもタイプⅡバーナの形状が最適であることを明らかにすると共に、最適な空気注入条件（注入量、旋回角）も明確にした。これらの成果を受け、本タイプのバーナを新型低 NOx バーナ（CI-αバーナ： CRIEPI-IHI

微粉炭流

火炎

Advanced Low Pollution High Ability バーナ）として採用することにした。

Type

図6-3-7

バーナ形状ｃ）CI-αバーナのスケールアップ検討
前項に述べたように、まず石炭燃焼量 100kg/h の単一バーナを用いて、速やかな石炭の熱分解と還元炎の形成大きい条件では、NOx の還元が不十分となるため NOxが図れる CI-αバーナを開発したが、実機においては、濃度が高くなる。一方、この空気比より小さい場合は、

石炭燃焼量が数 t/h 以上の大容量バーナが複数本使用さ一次燃焼域での NOx 生成量は少なくなるが、NHi やれる。その際、バーナの再循環流も規模が大きくなり、

HCN 等の他の窒素化合物の生成量が増加し、これらが火炎の相互干渉も生じるので、これらの影響を把握し、外周から投入された三次空気あるいは二段燃焼用空気と大容量バーナや複数バーナ使用時にも十分な低 NOx 効

反応して容易に NOx に転換するため、結果的に NOx 濃果が発揮できるようにする必要がある。当研究所では、度が増加することになると考えられている。図中の、二CI-αバーナの実機への適用性を明らかにするため、IHI

次空気分配率の高い条件でプロット点の無い領域では、の大型試験炉を用いて、中規模複数バーナ（石炭燃焼量

火炎は吹き消えてしまう。タイプⅡバーナは、最も幅広

375kg/h ×４本）、大容量単一バーナ（1.5t/h ×１本）

い条件で安定に火炎が存在でき、しかも、すべての実験にスケールアップした場合の燃焼特性を評価した。

電中研レビュー No.46 ● 65

に図 6-3-9 に示す。従来型バーナ使用時に比べ、NOx･
灰中未燃分濃度ともに大きく低減されることが明らかになった。特に、その効果は NOx 濃度の低い条件ほど大きくなり、CI-αバーナは、低 NOx 燃焼時ほど高い性能を持つことが明らかになった。また、大容量バーナ使用時においても、ほぼ同様の傾向が現れ、CI-αバーナは、
スケールアップした場合にも十分な NOx･灰中未燃分低減効果が得られることが明確になっている。
これらの結果を受け、本バーナは、1999 年 4 月より出力 149MW 相当の自家発用ボイラに採用され、既にその高い性能が実証されている。

⑵

空気多段注入法の開発

600

30
ブレアソール炭過剰O2=４％
二段燃焼率=30％

非二段燃焼時のNOx濃度

500
Uc

400

20

300
10

200
NOx

100

灰中未燃分濃度、Uc（％）

分濃度の関係を、従来型の低 NOx バーナの結果ととも（ppm）
火炉出口NOx濃度（O2：６%換算）

CI-αバーナの中規模複数化時の NOx 濃度と灰中未燃

非二段燃焼時の灰中未燃分濃度

0

0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

バーナからの軸方向距離――――――――――――、L/D（−）
石炭燃焼炉直径

図6-3-10

二段燃焼用空気注入位置とNOx・灰中未燃分濃度の関係

り、NOx と灰中未燃分両方の効果的低減を考慮した場

ａ）二段燃焼法の最適化

合、二段燃焼用空気の注入位置には最適位置が存在する

これまでに、低 NOx 燃焼法として良く利用されてきた二段燃焼法では、注入位置によって NOx 低減効果がと言え、それは石炭燃焼試験炉においては、バーナから約３ m 離れた位置になっている。

大きく異なる。図 6-3-10 は、当研究所の石炭燃焼試験

しかし、二段燃焼用空気注入位置を最適位置に設置し炉における二段燃焼用空気注入位置と NOx 濃度、灰中たとしても、二段燃焼率を変化した場合においては、二未燃分濃度の関係を示したものである。注入位置を後流

段燃焼率の低い条件では、その増加とともに NOx 濃度にするほど還元雰囲気の領域が拡がるため、NOx 濃度が低減する傾向を持つが、二段燃焼率 30 ％付近で低減は低下し、特にバーナより２〜３ m の位置で急激に低効果が弱まり、30 ％以上では逆に NOx 濃度が上昇する

下する傾向を示す。これに対して灰中未燃分は、注入位特性を持った。二段燃焼率を極端に高くした場合は、二置が後流になるほど増加し、その傾向はバーナから３ m

段燃焼用空気注入位置までに NOx の還元が十分に行わ以上離れた位置で強くなる。この位置は NOx 濃度が急れるが、未燃分も大量に残存するため、二段燃焼用空気

激に低下する注入位置に比べ若干後流である。これらよ注入位置での再燃焼が激しくなり NOx の再発生が生じ、火炉出口の NOx 濃度は逆に上昇する傾向となっている。
ｂ）空気多段注入法による検討

15

灰中未燃分濃度（％）

CI-αバーナ
従来型バーナ

0.375ton/hr×4▲△

二段燃焼用空気注入位置での NOx の再発生を抑制す
るため、分割注入する空気多段注入法を考案した。二段

10燃焼率を 40 ％とし、バーナから 2.99m と 4.99m の位置に分割注入した場合のバーナ中心軸上の NOx 濃度分布は
図 6-3-11 のようになる。バーナ近傍で生成された NOx

5

は二段燃焼用空気注入位置までに十分還元され、100ppm 程度に減少する。しかし、第１段目の注入位置
で全量の 40 ％を注入した場合、再発生により 250ppm

0

0

200

400

600

800

NOx濃度（O2６％換算）（ppm）

図6-3-966

CI-αバーナと従来型バーナのNOx・灰中未燃分排出特性

1000程度まで上昇する。注入量の一部を２段目の注入位置に配分することにより NOx の再発生量は低減するが、極端に第１段目の二段燃焼用空気量を減少した場合は第２段目での空気注入量が増加し、そこでの NOx の再発生300

NOx濃度（026％換算）（ppm）

火炉中心軸上NOx濃度（ppm）

二段燃焼用空気量比2.99m（ 5％）、4.99m（35％）
2.99m（10％）
、4.99m（30％）
2.99m（20％）
、4.99m（20％）
2.99m（30％）
、4.99m（10％）
2.99m（40％）
、

記号

400

200

250
200
150
100
50
0

100
二段燃焼用
空気注入位置
（前段）

0
2.0

既存バーナ
+
二段燃焼法

二段燃焼用
空気注入位置
（後段）

3.0

4.0

5.0

8.0

図6-3-12

バーナからの距離（m）

図6-3-11

多段燃焼用空気配分時の火炉中心軸上
NOx濃度分布への影響

新型バーナ
+
二段燃焼法

新型バーナ
+
空気多段注入法

超低NOx燃焼技術のNOx低減効果（灰中未撚分：3％の際の比較）

濃度を、従来燃焼（既存バーナと二段燃焼の組み合わせ）、
CI-αバーナと二段燃焼法の組み合わせ、CI-αバーナと量が増加することになる。これより、二段燃焼用空気を

空気多段注入法の組み合わせの３条件について示す。空多段に分割注入し NOx の再発生を抑制できる適性配分

気多段注入法は NOx 濃度を約 30 ％低減でき、CI-αバーにすることにより、NOx 濃度は効果的に低減できるこ

ナと組み合わせることにより 50 ％もの NOx 低減を可能とが分かる。

にすることが明らかになっている。

図 6-3-12 には、灰中未燃分を 3 ％にした場合の NOx

６−４

脱 硝 技 術6-4-1 選択還元式触媒脱硝装置概要
微粉炭焚き火力においては、アンモニア（NH3）を排ガスに吹き込み、触媒により NH3 と NOx を選択的に反応させ、水（H2O）と窒素（N2）に分解する選択還元法（SCR 法:Selective Catalytic Reduction）が使われている。
脱硝装置では、排ガス中にばいじんが同伴するため、図6-4-1 に示す格子状および板状の触媒が主に利用されている。触媒は、図 6-4-2 に示すように反応器に充填され、触媒層入口部に吹き込んだ NH3 により、6-4-1 式および
6-4-2 式に示す反応で NOx（NO、NO2）は水蒸気（H2O）

図6-4-1

脱硝触媒と窒素（N2）に分解する。
操作温度域は触媒が性能を発揮する 300 〜 400 ℃であり、4NO ＋ 4NH3 ＋ O2 → 4N2 ＋ 6H2O

6-4-1

また、脱硝装置からリークする NH3 は 5ppm 以下になる

NO ＋ NO2 ＋ 2NH3 → 2N2 ＋ 3H2O

6-4-2

よう設計され、リークする NH3 が多いと排ガス中の SO3

電中研レビュー No.46 ● 67

NH3/NOx が高くなれば脱硝率も向上するが、後流に排出される未反応の NH 3、いわゆるリーク NH 3 が増加す
NH3

煙突

触媒層
N2,H2Oる。この場合、触媒充填量を増やし、SV を下げれば、脱硝率は向上し、リーク NH 3 を減らせる。また、脱硝率は 6-4-3 式または 6-4-4 式の近似式で表され、リーク
NH3 濃度は 6-4-5 式で求められる。

排ガス

反応器

NOx

η =100 ×［1 − exp（− k/SV）］

6-4-3

η =100 × RNH3/NOx ×［1 − exp（− k/SV）
］

6-4-4

Cout, NH3=Cin, NOx ×（RNH3/NOx −η/100）

6-4-5と反応して、NH4HSO4 が生成し、空気予熱器で析出す

η：脱硝率

[%]

ることにより、配管の詰まりが生じる。

RNH3/NOx ： NH3 と NOx のモル比[−]

ｋ：反応速度定数[1/h]る。一方、ボイラの大型化に対応して、NH3 の排ガス中

SV ：空間速度[1/h]への均一な分散・混合および排ガス流れの均一化を図る

Cout, NH3 ：リーク NH3 濃度[ppm]

ため、ガス入口部におけるガイドベーンと呼ばれる整流

Cin, NOx ：入口 NOx 濃度[ppm]

図6-4-2脱硝装置の概要

脱硝率は、微粉炭火力発電所で 80 〜 90%、程度であ板の設置やガス入口部を格子状に分割して、それぞれに
NH3 注入ノズルを配置するなどの工夫がされている。

6-4-2

6-4-3

操作温度と脱硝性能

低温では、排ガス中の SO3 が NH3 と反応し、NH4HSO4

脱 硝 性 能を生成して触媒表面を覆い、脱硝性能を低下させる。
脱硝性能は、NH3 と NOx のモル比（NH3/NO ｘ）と350 ℃以上になると、この NH4HSO4 は分解するため SO3

触媒充填体積に対するガス流量の割合を示す空間速度

濃度に関係なく、高い脱硝性能が得られる。しかし、[1/h]（SV: Space velocity）および触媒活性により決ま

400 ℃以上の高温になると NH3 が酸化され、それに伴いる 。 図 6 - 4 - 3 に 脱 硝 率 と N H 3/ N O x の 関 係 を 示 す 。

NH3 が減少し、脱硝性能は低下する。

6-4-4

100

500
=1,
0
SV
3,00

脱硝率（％）

90

脱硝触媒の劣化

実際の運転おいては、触媒の経時的な性能低下は避け

0
6,00

られないため、性能管理が行われ、性能低下によりリーク NH 3 が増大した場合には、脱硝触媒の増設、取り替

80

え、あるいは触媒の再生が必要となる。触媒の劣化の原
3,000

70

20

被毒による化学的劣化および、ばいじんが触媒表面を覆

00

6,0

=
SV

60

10

00

1,5

50

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

ってしまう物理的劣化が上げられる。
微粉炭火力では、石炭灰に含まれる CaO が SO3 と反応

1.1

NH3/NOxモル比

図6-4-3

因としては、シンタリングなどの熱的劣化、触媒成分の脱硝率とNH3/NOxモル比の関係0

して生成した CaSO4 の付着や、石炭灰を主成分とする微細なばいじんの付着が主な劣化要因として挙げられる。これについては、触媒表面を研磨して新しい表面を露出させて再生する方法などが対策として用いられている。

68

６−５

微粉炭燃焼で発生するフライアッシュ（石炭灰）を捕

集じん技術

集じん極下部のホッパーに集められる。

集する技術として集じん装置が用いられ、我が国では圧力損失が低く、メンテナンスが容易な電気集じん機が主に使用されている。

⑵

電気集じん装置の基本性能
電気集じんでは単極（通常はマイナス）イオンで充満した空間に粒子を通過させ、荷電して集じんするため、⑴ 電気集じん装置の原理

集じん性能は、粒子の荷電量、電界の強さなどによって

図 6-5-1 に示す平板型電気集じん機を例に原理を説明

大きく影響を受ける。

する。電極は、針状の放電極（負極）と板状の集じん極図 6-5-2 には電界の強さ（電界強度）と集じん効率の（接地極）からなり、放電極は２枚の集じん極間の中央関係を示す。電界強度が強くなるほど集じん効率は増加に設置される。この放電極に直流高電圧（通常は負電圧）

するが、ある程度の大きさからは上昇傾向が弱まることを印加するとコロナ放電が生じる。発生した負イオンとが明らかである。一方荷電量は、粒子の粒径、誘電率、

自由電子は集じん極に向かって流れ、気流中の粒子にそ滞留時間および電界強度、電流密度などにより左右されのイオンが付着し、粒子も集じん極に向かって移動・捕る。

集される。集じん極に堆積した粒子は、槌打ちにより集じん極に振動を与え、分離される。分離された粒子は、一般に粒子の荷電には、イオンの熱運動を利用する拡散荷電と衝突を利用する電界（衝突）荷電がある。
拡散荷電は電界強度にほとんど影響されず、粒径にほぼ比例して増加する。これに対し、電界荷電では電界が電場

強いほど荷電数が多くなり、また、粒径に対しては、ほフィン

ぼその二乗に比例して増加する。すなわち、拡散荷電は
直径１μ m 以下の小粒子で有効であり、電界荷電はそれ以上の粗大粒子に対して有効である。これは、粒径の大きな粒子ほど荷電しやすく、特にその傾向は大粒子ほ

放電極

ど顕著であること示している。一方、電界内での移動速
集
じ
ん
極
（＋）

イ
オ
ン
（−）

電
場
︵
ダ
ス
ト
が
電
気
を
帯
び
る
︶

（＋）
気
流

度は、粒径が小さくなるほど大きくなる。これより、大100
95
集じん率（％）

集
じ
ん
極

90
85
80

アース

150℃
250℃
350℃

75

高圧直流電源

図6-5-1

電気集じん法の原理

7020

図6-5-2253530
印加電圧（kV）

40

電気集じん装置印加電圧と集じん率

電中研レビュー No.46 ● 69

ρd が５× 10 10 Ω･cm 以上、特に 10 13 Ω･cm 以上では、

きな粒子は荷電しやすいが移動させ難く、小さい粒子は移動しやすいが荷電し難いため、電気集じん機では、ど粒子中の電荷が移動しにくいため、集じん極板に堆積しちらの作用もが弱くなる粒径 0.5 μ m 程度の中間領域のた粒子層の荷電の脱離が困難となり、層内に荷電の蓄積

粒子が集じんし難いことになる。

が生じる。この蓄積した荷電がある限界値を超えると、

図 6-5-3 には粒径毎の集じん率を示す。電気集じん機

逆に集じん極よりこれらを放出する逆電離現象が生じて、全体の集じん性能は 99 ％以上と高いが、粒径 0.1 〜１μ m

集じん性能を極端に低下させる。すなわち電気集じん機

で集じん率が極小となり、電気集じん機では、前に述べは、ρd が 104 〜５× 1010 Ω･cm の範囲の粒子に対し、高たような最も集じん効率が低くなる粒径領域が存在する

い集じん性能を有することとなる。石炭燃焼灰の電気抵ことが明示されている。

抗は石炭種によって異なるものの、ほとんどすべての石

電気集じん機の集じん効率が大きく影響を受ける粒子の物性としては、電気抵抗率ρd が挙げられる。図 6-5-4

炭種で 1011 Ω･cm 以上であり、これらを安定に集じんするため、様々な技術開発がなされている。

にその特性を示す。粒子のρd が 104 Ω･cm 以下では、容易に荷電されて、集じん極まで到達するが、電極板上での荷電の脱離も容易であるため、すぐに集じん極と同⑶高電気抵抗粒子の電気集じん
電気抵抗の高い石炭灰の捕集性能を向上させるため、じ極性に荷電され、電極上で反発すると共に、気流中に電気集じん機操作温度条件の調整がなされている。すな

瞬時に引き戻され、捕集効率が低下する。

わち、石炭灰の電気抵抗は温度によって図 6-5-5 のように変化する。これは高温になると粒子内部の電気抵抗が低くなり、一方、低温では粒子表面に液膜等ができるた

99.99

め、表面の電気抵抗が低下することによっている。1970
年代には、高温（350 ℃程度）にすることにより集じん

99.9
部分集じん率η（％）

機の性能を向上させる高温電気集じん機の開発がなされたが、ガス温度の上昇に伴い装置が大きくなること、高99

90

key ガス温度
150℃
250℃
350℃

0.001

0.01

1014

0.1

1

10

102

1013

図6-5-3

電気集じん装置の部分分離効率（模型ESP）

火花
頻発

正常領域

再飛散

逆電離

集じん率

電気抵抗ρd（Ω・cm）

粒径χ（μm）

1012

1011

1010
記号 水分率
0.0

印加電圧

0.02

109

0.05

放電電流

0.1
108
80
1

105

0.15
100

120

140 160 180 200 220

温度 t（℃）

1010

電気抵抗率（Ωcm）

図6-5-5
図6-5-470

集じん性能と電気抵抗率の関係

フライアッシュの見掛け電気抵抗率の温度、水分率による変化

温条件では放電量が多くなり印加電圧が十分とれないこ

99と等の問題が生じたため、近年では、逆に温度を下げて電気抵抗を下げる方式である低々温電気集じん機が注目

図 6-5-6 には温度低下による集じん性能の改善効果を示している。露点より温度が下がると大きく集じん性能が改善されることが明らかである。電気集じんの低温化

集じん率（％）

SO3 10ppm

されている。

90

は、装置のコンパクト化が図れ、かつ集じん性能の大幅な向上も望めるため、近年、新設される石炭火力では、
080

ほとんどがこの方式を採用するようになっている。

100

140

120

160

ガス温度（℃）

また、荷電方式の改善による対策も試みられ、パルス荷電方式と言われ、常時は放電をさせず、電界を形成す

図6-5-6

ガス温度低下による集塵性能の改善

るための低い電圧を印加しながら、放電極に短時間にパルス状の高電圧を印加することで荷電を効果的に行いつつ、逆電離を抑制する方式が実用化されている。

６−６

現在の代表的な脱硫装置は、湿式石灰石−石膏法であ

項目

脱 硫 技 術

酸化塔別置方式

吸収塔内酸化方式

る。本方式は高性能で信頼性の高い技術であり、ほとん
吸収塔

どの微粉炭火力で用いられているが、排水処理の低減を狙った乾式脱硫法や同時脱硫・脱硝法なども開発されて
いる。

6-6-1

基
本
フ
ロ
ー

吸収塔

硫酸
酸化塔
石膏
ガス

ガス

石灰石

空気
石灰石

石灰石-石膏法脱硫装置
吸収塔タンク 空気

国内で産出する安価でかつ取り扱いが容易な石灰石を用い、水と混ぜた石灰石スラリーと排ガス中の SOx を反応させ、硫黄分を石膏（CaSO4･2H2O）として回収する。総括反応は以下のようになる。

特徴

吸収塔タンク・酸化塔 有り（別置き）
・硫酸 要
・CaCO3 過剰率 大・吸収性能に対する酸化の影響 小

図6-6-1

石膏・酸化塔 無し・硫酸 不要・CaCO3 過剰率 小・吸収性能に対する酸化の影響 大石灰石-石膏法脱硫方式

CaCO3 ＋ SO2 ＋ 0.5O2 ＋ 2H2O → CaSO4･2H2O ＋ CO2（CaSO3･0.5H2O）に転化する。この液を別置きの酸化塔
本方式には、図 6-6-1 に示すように酸化塔を別置にした方式と、一体化した内部酸化方式がある。酸化塔別置方式では、排ガス中の SO2 は、塔頂から噴霧された吸収−に供給し、硫酸（H2SO4）により亜硫酸カルシウムを溶解させた後に、空気によって酸化して石膏を得る。
内部酸化方式は、石膏生成反応までも、一つの吸収塔液と反応して、亜硫酸水素イオン（HSO 3 ）となってで行う方式であり、SO2 は塔部で吸収液と接触し、亜硫吸収される。SO2 を吸収した液は、塔底に集められ、供酸イオン（HSO 3 −）として溶け込む。HSO 3 −は液溜部

給される石灰石スラリーにより、亜硫酸カルシウムにおいて空気で酸化されて、硫酸イオン（SO42 −）とな

電中研レビュー No.46 ● 71

り、さらに液溜部に供給される石灰石スラリーと反応し用いて排ガス中の SOx を除去する方式である。図 6-6-2て石膏（CaSO4･2H2O）となる。

にそのプロセスの概要を示す。このプロセスは吸収剤の生成した石膏スラリーは、脱水され、建築材料として製造工程も含んでいる。脱硫反応としては、Ca（OH）2販売される。脱水後の排水は、脱硫装置に戻されると共により SO2 が除去される。脱硫効率は排ガス温度 100 ℃に石灰石スラリーの製造に再利用されるが、循環利用す〜 200 ℃で 90 ％以上が得られる。

ると排ガス中の塩素分、フッ素分等の様々な成分が吸収⑵

液中に蓄積し、石膏の品質の低下や、脱硫性能の低下を

活性炭吸着法引き起こさせるため、一部抜き出して排水処理される。

活性炭吸着法は、脱硫と脱硝の両方で行える方式であ

また、石灰石-石膏法脱硫装置においては、前流にガり、まず脱硫塔では活性炭上で排ガス中の SOx と吹きスの集じんおよび冷却を行う除じん塔（冷却塔）を配し込んだ NH3 とを 140 〜 160 ℃で反応させ、SOx を硫酸水たスート分離方式と除じん塔（冷却塔）を持たないスー

素 ア ン モ ニ ウ ム （ N H 4H S O 4） や 硫 酸 ア ン モ ニ ウ ム

ト混合方式がある。スート分離方式は、ばいじんなどを（（NH4）2SO4）の形態に変換して吸着・除去し、次に脱含まない純度の高い石膏を要求する場合に採用される。

硝塔では NH3 を吹き込み、NOx を窒素と水に分解する

しかし、現在、低低温電気集じん装置のような高性能なものであり、脱硫効率 97 ％以上、脱硝効率 80 ％以上が集じん装置が開発され、ばいじん濃度が低くなっており、得られている。図 6-6-3 には本プロセスの概要を示す。

設備費の安いスート混合型の採用が多くなっている。

NH 4HSO 4 等を吸収した活性炭は脱離塔で 350 ℃以上に加熱することにより、NH4HSO4 等が NH3 と SO2 に分解6-6-2

され、脱離できるため、活性炭を再生利用できる。放出乾式脱硫法および同時脱硫脱硝法

した SO2 は硫酸や単体硫黄として回収される。
湿式脱硫法では、多くの工業用水および高度な排水処理を必要とする。このため、水および排水処理を必要と活性炭しない乾式法の開発が考案されている。特に、乾式法でしかも、同時に脱硝も行う乾式同時脱硫脱硝法が注目さ

NH3

SOx
NOx

のみである。

⑴

脱
硫
塔

排ガス

位性があまり見られず、一部の発電所で利用されている

熱
風

NH3

れている。しかし、湿式脱硫法に対するコスト面での優

NOx

脱
硝
塔
クリーン
ガス

脱
離 脱離ガス
塔
NH3
熱
SO2
風

石炭灰利用乾式脱硫法
図6-6-3

石炭灰、水酸化カルシウム（Ca（OH）2）および使用済

活性炭吸着法同時脱硫・脱硝プロセス

みの吸収剤から新規に吸収剤を製造して、この吸収剤を

脱硫剤製造
石 硝
炭 石
灰 灰

ボイラ 排ガス

使用済
脱硫剤
水

混合機

混練・
成形機

乾燥機

脱サ
硫イ
剤ロ

前
置
吸
収
塔

主
吸
収
塔

クリーンガス
脱硫ファン

計量器
使用済脱硫剤
破砕機

図6-6-272

石炭灰利用乾式脱硫法プロセス

６−７

今後の展開

NOx、SOx の総量規制の強化、フッ素、セレン、ホ

存在形態が異なるため、火力プラント内における挙動もウ素に関する排水規制の強化、PRTR 法の制定等、環境

未だ明確にされていないのが現状である。今後は、その規制が厳しくなってきており、今後、排煙処理技術の高

正確なプラント内挙動把握を行うと共に、規制動向に応度化が重要となってくると考えられる。

じて、除去技術の開発なども必要となると考えられる。

SOx、NOx およびばいじん等の、従来より対策が進

また、電気集じん機等で回収された石炭灰の処分法は、められていた物質については、既に高性能かつ信頼性の今後の大きな課題である。現在は 60 ％以上の石炭灰が高い処理技術が開発されており、今後は、一層の排出抑

セメントの粘土代替材料等に有効利用されているが、一制、処理コスト低減のための、さらなる改良が重要とな層の有効利用量の拡大、特に有価灰としての利用によるる。特に、低 NOx 燃焼については、使用石炭種が今後、コスト低減を考える必要がある。そのため、新たな有効ますます多様化していくため、幅広い石炭種に対応でき利用法の探索に加え、有価灰としての利用が可能な性状る技術としての高度化が不可欠である。

を持つ石炭灰を発生させる燃焼技術の開発が、今後の大一方、微量物質についても、注目が集まっているが、きな課題の１つになると考えられる。

非常に低濃度で、かつ温度、雰囲気条件によって大きく

電中研レビュー No.46 ● 73

コラム１：排ガス中水銀の化学形態別連続分析手法
なぜ、水銀化学形態別連続分析が必要か？
近年、大気環境中の重金属類、特に水銀の挙動が注目され始めており、その発生源の一つとして、の開発を行った（図 1）。ここで、水銀の化学形態
別分析には、Hg0 は水に不溶で、Hg2+ は水溶性である特性を利用した。

種々の燃焼施設が挙げられている。水銀は、水に不溶で大気に残留しやすい金属水銀（Hg0）と、可当研究所の分析手法の精度は？

溶で、雨等により水域に移行しやすい二価水銀

燃焼排ガス中の水銀濃度として報告されている 1（Hg 2+ ）の二つの化学形態で存在している。また、

μg/m3N 程度の濃度を分析できる機能が必要である。

排ガス中水銀は、排ガスの性状や温度によって、

そこで、それぞれの化学形態を持つ水銀の標準ガ

化学形態が容易に変化する。そのため、燃焼施設

スを発生させ、本手法の測定範囲と測定精度を明などの発生源や大気中での水銀挙動を把握するたらかにした。測定誤差は、低濃度の場合でも 5%程

めには、化学形態別の連続分析が不可欠である。

度であり、かつ、それぞれの化学形態で 0.3 μg/m3Nから数十μ g/m3N までの測定範囲を有しており、本開発のポイント

手法が、排ガス中水銀を化学形態ごとに精度良く水銀の化学形態別分析の公定法としては、現在、分析できることを明らかにした（図 2）。

米国で規定されている化学形態別分析が唯一ある

さらに、本手法を用い、実際の燃焼排ガス中にのみだが、本法は分析に時間を要し、短時間の化

含まれる水銀を化学形態別に連続分析し、JIS 等で学形態変化を把握することができない等の問題点規定されている方法など種々の化学分析法と比較がある。当研究所では、水銀の詳細な挙動把握をを行い、本分析手法が燃焼排ガス中の水銀の化学02+行うため、水銀を Hg と Hg に分別する化学形態

形態別分析に十分適用可能であることを明らかに

別分離部、および分離された水銀を連続分析するした。

測定部からなる on-line の水銀化学形態別分析手法
100

測定水銀濃度（μg/m3N）

金属水銀
二価水銀

10

1

0.1
0.1

1

10

供給水銀濃度（μg/m3N）

図１74

水銀化学形態別連続分析装置の外観

図２

測定精度と範囲

100

第

章

7

微粉炭火力の運用性の
向上

第７章

微粉炭火力の運用性の向上 ● 目

CS推進室

受託推進グループ

部長

次

牧野

尚夫

横須賀研究所

エネルギー機械部

主任研究員

沖

裕壮

横須賀研究所

エネルギー化学部

主任研究員

木本

政義

横須賀研究所

エネルギー化学部

主任研究員

小野

哲夫

７−１

研究の背景 ………………………………………………………………………………………………………………… 77

７−２

低負荷燃焼安定性の改善 ………………………………………………………………………………………………… 77

７−３

低NOx燃焼との併用 ……………………………………………………………………………………………………… 81

７−４

今後の展開 ………………………………………………………………………………………………………………… 85

コラム２：微粉炭濃度・粒度計測技術 …………………………………………………………………………………………… 86

牧野76

尚夫（10ページに掲載）（7-1、7-4執筆）

沖裕壮（1989年入所）
これまで、微粉炭火力や石炭ガス化に関する研究に携わり、低負荷対応微粉炭バーナの開発や、事業用ボイラの伝熱・燃焼特性評価、
ボイラおよびガス化炉で生成する灰の溶融特性評価などを行ってきました。現在は、石炭ガス化炉を対象に、炭種等による生成灰特性の違いを予測する技術の開発に従事しています。
（7-2執筆）木本 政義（1988年入所）
これまで、微粉炭燃焼時の N O x ・灰中未燃分の同時低減技術や低負荷時の安定燃焼技術の開発を行うと共に、電気事業では未利用の低品位炭や高燃料比炭など多様な炭種の燃焼特性評価に従事してきました。現在は、石炭灰の有効利用量増大を図るための燃焼技術
や灰物性評価に関連した研究に携わっています。今後も、微粉炭燃焼技術の高度化に取り組んでいきたいと考えています。
（7-3執筆）小野 哲夫（1962年入所）
海外炭利用の初期には、貯炭場における
石炭自然発火の発生機構の解明とその対策を検討しました。その後、微粉炭濃度・粒度の計測技術の開発、および CWM の製造技術の開発と、一貫して石炭ハンドリングの問題を扱って来ています。
（コラム２執筆）

７−１

研究の背景

微粉炭火力は 1980 年代に入ると新設、あるいは石油

燃料が希薄の状態になり、安定燃焼が難しくなるという火力からの燃料転換などにより再び増加し、その電源に問題点を引き起こす。勿論、石炭の供給量の低下に応じ占める割合は、現在では 10 ％を超えるようになってきて搬送用空気量を減少すれば、この問題は解決できるが、ている。一方、1980 年代以前に、火力のほとんどを占その場合には搬送用空気の流速が低下するため、微粉炭

めていた石油火力の割合は急激に減少してきている。こが配管内に沈降しやすくなり、バーナへの微粉炭の安定のような電源構成上の割合の変化は、微粉炭火力に要請

供給が難しくなる。このような状況から、微粉炭火力にされる機能にも大きな変化をもたらしてきている。すな

おいては、低負荷時に希薄となった微粉炭の燃焼を安定

わち、従来、ベース電源として位置付けられていた微粉させるため、微粉炭流の一部を適切な濃度に濃縮する技

炭火力が、近年、ミドル・ピーク対応火力としての運用術の開発が重要になっている。

も要求されるようになってきており、負荷調整機能の向電力需要に応じた負荷運用性の向上のためには、低負荷時に微粉炭を安定に燃焼させる技術だけでなく、負荷上が望まれている。
微粉炭火力で負荷調整を行う場合、従来は、各バーナの上昇あるいは低下を行う、負荷変化時の変化速度（負への微粉炭供給量を低下させて調整することに加え、大荷追従性）を速くすることも重要である。負荷変化時に幅に負荷を低下させる場合は、一部のバーナを消火し、は、微粉炭の濃度が変動しやすく安定燃焼が困難になる燃焼に用いるバーナ本数を減少させることで行ってきた。

ため、微粉炭火力においては、石油火力に比べてどうし

しかし、バーナの点消火操作に時間を要するため負荷変ても変化速度を低くせざるを得ず、負荷追従性が悪いと化が遅くなると共に、下げられる負荷範囲も狭いといういう欠点があった。すなわち、負荷変化時においても、問題点があった。これに対し、各バーナの点消火を伴わ変動する微粉炭濃度を適切な濃度にまで調整できる機能

ずに負荷調整を行う方法は高い負荷追従性を有するが、を加えることにより負荷追従性の改善が可能になる。

その場合の負荷調整においては、要求される発電電力量

これらの、低負荷時に微粉炭が希薄となって燃焼安定に応じて各バーナへの微粉炭供給量を減少させることに性が悪くなる点、負荷変化時に微粉炭濃度が変動するこなる。微粉炭は固体であるため搬送が困難であり、微粉とにより、負荷変化速度を大きくできない点を改善する

炭火力では気流中に微粉炭粒子を浮遊させ、空気輸送のため、当研究所では微粉炭の濃縮機能を持つワイドレン

形態で搬送する。搬送された微粉炭はバーナよりボイラ

ジバーナ ⑴〜⑸および、一層の低 NOx 燃焼を可能にした

内に吹き出し、燃焼させる。低負荷時において微粉炭供

超低 NOx ワイドレンジバーナの開発を行った。本章で給量を減少させることは、搬送用空気中の微粉炭濃度をは、これらの技術について紹介する。

下げることになり、特に大きく負荷を下げる場合には、

７−２

低負荷燃焼安定性の改善
図 7-2-1 に、ミル負荷と A/C との関係を示す。

7-2-1

低負荷対応用バーナの概念

低負荷条件では、微粉炭供給量を減らすことになるが、微粉炭の搬送性を維持するために、搬送用空気量の低減

微粉炭バーナから噴出する微粉炭濃度は、通常、には限界がある。従って、負荷があるところまで低下す

Air/Coal(微粉炭搬送用空気量と微粉炭供給量の重量比、

ると A/C は急激に増加する。微粉炭バーナが安定燃焼

以降 A/C と表記)と呼ばれる指標を基に調節されている。

を維持できる A/C は 2.5 〜 3.0 程度までとされ、これに電中研レビュー No.46 ● 77

10

付帯機器を必要とすることなどから、新設火力に採用さ9れることはあっても、既設火力の改造時に採用されるこ8とは少なかった。

バーナ入口のA/C

7

そこで、当研究所と石川島播磨重工業㈱は、共同で、

従来バーナ

6

石油火力並の 20%負荷までの安定燃焼を可能にするとと5もに、既設火力へのリプレースにも対応できるように、

4

濃縮機構を設置したコンパクトな形式で安価な低負荷対

2

安定燃焼

1
0

従来型バーナとほぼ同じ大きさのバーナの内部に微粉炭

安定燃焼範囲の目安

3

応バーナの開発に着手した。

ワイドレンジバーナ高濃度部
0

20

40

60

80

100

ミル負荷（％）

図7-2-1

ミル負荷とA/Cの関係

7-2-2

微粉炭濃縮機構の基本構造

微粉炭バーナ内部の限られた空間で希薄な微粉炭を濃縮するには、遠心力の利用が有効と考え、図 7-2-3 に示相当する負荷 35 〜 40%が安定燃焼可能な最低負荷であす内部セパレート型ワイドレンジバーナ（以降ワイドレった。

ンジバーナと表記）を考案した。

安定燃焼範囲を拡大し、微粉炭ボイラの運用性を向上させるためには、低負荷時の希薄微粉炭流を局所的に濃ワイドレンジバーナは、濃度調整リングと呼ばれる環状構造物を内蔵し、先端が三重管構造となっている。

縮し、バーナ出口近傍の微粉炭濃度を局所的に高くする

接線方向から流入した旋回微粉炭流は、濃度調整リンことが有効である。既に、図 7-2-2 に示すようなバーナ

グを乗り越える際に外筒内面に集中する。濃度調整リン

外部に微粉炭濃縮機構を有する低負荷対応用バーナが開グをノズル先端方向に押し込むと、外筒内面に濃縮され発・実用化されているが、構造が複雑で、外部に大きなた微粉炭が、そのまま外筒と中間筒の間から噴出され、濃度調整リングをノズル先端から離すと、いったん濃縮された微粉炭が再分散し、微粉炭は中間筒と内筒の間か

微粉炭入口（１次空気）らも噴出される。このように、負荷に応じて濃度調整リ
ングを移動することにより、低負荷時にもバーナ出口微

高負荷位置
低負荷位置
低負荷位置

高負荷位置

粉炭濃度が局所的に高くなり、着火性が向上する。
濃縮した微粉炭を三重管構造のノズルの一部から噴出する場合、高濃度の微粉炭を、外周部、中間部、中心部のどこから噴出するのが、最も安定な燃焼を確保できるのかを検討した事例はない。そこで、燃焼量 150kg/h の微粉炭
濃度調整リング

３次空気 ２次空気（注） ：スプリッタダンパ：横置サイクロン：サイクロン出口ダンパ：点火トーチ：スワラ

図7-2-278

微粉炭：バーナノズル：油バーナ：ターシャリダンパ：低負荷ノズル

従来の低負荷対応微粉炭バーナの一例

内筒 中間筒 外筒

微粉炭流入口

図7-2-3

内部セパレート型ワイドレンジバーナの概要

三重管バーナを製作し、高濃度微粉炭流を模擬した微粉ることは構造的にも容易であるため、この方式を採用す

炭流と、低濃度微粉炭流を模擬した空気の噴出位置の組ることとした。

み合わせを変えて試験を行った。各条件の燃焼状態を比較したところ図 7-2-4 に示すような結果が得られた。

7-2-3

バーナ各部の最適化

すなわち、微粉炭の噴出位置の差異は、火炎形状に大きく影響し、微粉炭を外周部から噴出させた場合には火

微粉炭濃縮機構のポイントは、バーナに内蔵する濃度

炎角度が大きく輝度の強い短炎が容易に形成され、良好調整リングである。その形状により濃縮特性が大きく変な燃焼状態となった。一方、中間部から噴出した場合はわるため、形状および設置位置が濃縮特性に及ぼす影響

火炎形状が安定せず、中心部から噴出した場合は細長いの確認を行う必要がある。

火炎形状で着火点が不安定であった。これらの結果から、

そこで、バーナのアクリルモデルを製作し、バーナ内

微粉炭の濃縮流を外周側から噴出した条件が最も安定な部の可視化試験とバーナ出口における濃度測定試験を行火炎を形成できることが明らかとなった。遠心力によりい、最適なリング形状として台形型のリングを選定する

微粉炭を濃縮する場合、外周部から濃縮微粉炭を噴出すと共に、負荷に応じたリング設置位置の推奨値を把握した。
こうしてコールドフロー試験で最適と判断された形状のバーナを、当研究所石炭燃焼試験炉（燃焼量 120kg/h）用に製作し、燃焼試験を実施した。
その結果、燃料比 1.6 の海外炭を用いた燃焼試験で25%負荷まで安定燃焼が確保できることを確認した。さらに、目標の 20%負荷まで安定燃焼を可能とするため、低負荷で燃焼が不安定に至る状況を詳細に観察したとこ
ろ、微粉炭流の偏り（濃縮微粉炭流が、１〜２本程度の外周部から微粉炭を噴出した場合

筋状の流れとなり、バーナ出口のごく一部のみから噴出される現象。円周方向の微粉炭濃度分布が著しく不均一となったもの。）による火炎形状の崩れが一因であることが明らかとなった。そこで、図 7-2-5 に示すバーナ内

中間部から微粉炭を噴出した場合

偏流の著しいバーナの例

均一な微粉炭流が得られたバーナの例

中心部から微粉炭を噴出した場合

図7-2-4三重管バーナの燃焼状況

図7-2-5

バーナ内部構造最適化のための可視化試験

電中研レビュー No.46 ● 79

部流動状況の可視化試験を行い、バーナ内部に設置されこの図は、横軸に負荷を、縦軸に二次空気の旋回力をたディフレクター・アングル（微粉炭流の円周方向濃度調整するレジスタ開度をとり、各負荷において最適な燃分布を均一化するためにバーナ外筒内面に取り付けられ焼状態を保持できる領域をハッチングで示したものであた微粉炭分散用仕切棒）の長さ、本数、形状を最適化しる。

た。

通常、負荷の低下に伴い微粉炭が希薄になると、着火可視化試験による改造と燃焼試験による検証を繰り返点が離れ、火炎の吹き飛びが発生する。一般にこうしたした結果、ベンチスケール燃焼試験において、定格の場合、レジスタ開度を減少させて二次空気の旋回力を強20%負荷まで安定な燃焼を維持することに成功した。

化し、着火点を保持する調整がなされる。この図からわかるように、従来型バーナでは、負荷 30%までにレジス

7-2-4

タを絞りきってしまうため、調整が不可能となっている。

バーナ容量のスケールアップ

しかし、ワイドレンジバーナは 20%以下の極低負荷条件
ベンチスケール試験では良好な結果を得たが、実機ににおいても、濃度調整リングの移動等により、安定な燃

適用するにはバーナのスケールアップが不可欠である。

焼が維持でき、負荷 16%程度までの安定燃焼が可能にな

そこで、バーナ容量 2.35t/h のパイロットスケールバーった。

ナを製作し、燃焼試験を実施した。試験にあたっては、同容量の従来型バーナをあわせて製作し、その性能を比

7-2-5

ワイドレンジバーナの実用化較した。図 7-2-6 が比較試験の結果である。
スケールアップ試験の結果を受け、バーナ容量 7.3t/hの実機用バーナを作成し、四国電力㈱西条発電所２号ボ60
燃焼用空気レジスタ開度（％）

イラ（出力 250MW）において、実証試験を行った。目50

的は、実機におけるバーナ最低負荷性能の確認とバーナ
耐久性の検証（濃度調整リング等、直接微粉炭流にさら4030され摩耗が懸念される部位を中心とした摩耗特性の把握
火炎の吹き飛び領域と、耐摩耗鋼使用部位の選定）である。

最適燃焼領域20

本ボイラは３段４列対向燃焼のボイラで、最低負荷運

着火保持領域

転時には図 7-2-7 に示すＢミル系統およびＤミル系統の

10
0
10

16 バーナのうち、＊印の８本のバーナが使用される。
20

30

40

50

60

70

負荷（％：定格2.35t/h）

ル系統の４本のバーナをワイドレンジバーナに改造した。

ワイドレンジバーナの燃焼調整範囲

なお、一部バーナでは微粉炭による摩耗を考慮し、バー

燃焼用空気レジスタ開度（％）

60

ナの一部に耐摩耗材を使用した。

50

試験中のバーナの燃焼状態は、常設の火炎検出器（μ4030FR）および燃焼診断装置（FISS）に加え、応答速度の火炎の吹き飛び領域

最適燃焼領域缶20
着火保持領域

Bミル
30

40

50

60

後

＊

＊
＊

＊

＊

＊

＊

70

負荷（％：定格2.35t/h）

図7-2-6

缶

Cミル
＊

20

前

Aミル

10
0
10

80

最低負荷時に使用されるこの８本のバーナのうち、B ミ

パイロットスケールでの燃焼安定性の比較：通常バーナ：ワイドレンジバーナ＊：最低負荷での燃焼バーナ

図7-2-7

供試ボイラのバーナ配置

Dミル減できることを確認した。

速い特殊な２色式温度計を仮設し、複数の光学的燃焼診

バーナの耐久性については、耐摩耗鋼を使用したバー断装置により連続的に評価した。
その結果、最低負荷試験においては、プラントの運用

ナとステンレス製のバーナを約１年間運用した後に、そ最低負荷である 50MW まで、負荷変化中を含め、一時れぞれの摩耗状況を比較することにより検討した。その的な燃焼状態の悪化もなく、安定した燃焼を維持できる

結果、ごく一部の摩耗が顕著な箇所に硬化肉盛および溶ことが確認された。このように従来型バーナでは重油を射加工を施せば、濃度調整リングを含むほとんど全てが燃焼していた最低負荷 50MW まで、石炭専焼が可能とステンレス製でよいことがわかり、コストダウンがはかなったため、図 7-2-8 に示すように、低負荷時の重油使れることを確認した。

用量が大幅に削減されるとともに、負荷変化に必要な時

実機実証試験の結果をうけ、ワイドレンジバーナは順調

間が負荷降下時に 100 分、負荷上昇時に 55 分短縮され、に導入が進められている。そのコンパクトな構造から、迅速な負荷変化が可能となった。

リプレース需要も多く、前述した西条発電所２号ボイラ
を含む国内外 10 基のボイラに合計 190 本が設置され、また、ボイラ起動時には、ワイドレンジバーナの導入

順調に運用されている。

により、燃料を重油から石炭に切り替える時期が早くで発電器出力（MW）

きるため、一回の起動あたり約５トンの起動用重油を削

300
200

従来バーナ

200分

石炭→重油切替
ミル２台起動石炭→重油切替

250MW

ミル２台停止
100

50MW
重油専焼

0
18

20

22

4

8

10

発電器出力（MW）

時刻（時）ワイドレンジバーナバーナ

100分短縮

100分

250MW

ミル２台
停止

300
200

燃料切替不要の
スムーズな
負荷変化

100
0
18

250MW

ミル２台
起動

55分短縮

50MW
石炭専焼
20

22

4

8

10

重油不要
時刻（時）

図7-2-8バーナ導入による運用性改善

７−３

低 NOx 燃焼との併用た超低 NOx バーナ（CI-αバーナ）に組み込むことによ

7-3-1

超低 NOx バーナ用の微粉炭濃縮法の概念

り、幅広い負荷条件に対応でき、かつ NOx ・灰中未燃
分の大幅低減も可能な技術となる。当研究所では、石川
島播磨重工業と共同で、これら二つの機能を一体化した

前項のワイドレンジバーナの機能を、6-3 節に示され超低 NOx ・ワイドレンジバーナの開発を行った。

電中研レビュー No.46 ● 81

超低 NOx バーナは、定格負荷時の NOx ・灰中未燃分示したワイドレンジバーナと同じであり、微粉炭流が接の排出量が既存低 NOx バーナに比べて低いだけでなく、線方向から流入し、旋回が与えられるようになっている。

バーナ近傍の微粉炭の滞留時間を長くでき、燃焼を促進

微粉炭濃度の調節は、微粉炭通路に設置した移動可能なする構造であるため、既存低 NOx バーナの安定燃焼限

台形状リングにより行い、管出口部には、濃縮後の微粉

界の 40%負荷よりも低い、30%負荷での安定燃焼が可能

炭濃度をバーナ出口まで維持するための中間筒が組み込である⑹。この負荷での微粉炭濃度が本バーナの安定燃

まれている。1 次空気管出口部の形状は、超低 NOx バ

焼限界として考えると、当研究所の低負荷燃焼の目標でーナと同一の直管形状とし、微粉炭流入部から直管部まある負荷 20%時には、管内平均濃度に対し、1.5 倍以上

ではテーパをつけた絞り形状となっている。濃縮後の微の濃縮効果が必要であると考えられる。しかし、本バー

粉炭流の旋回抑制は、1 次空気管の軸方向に沿って設置

ナは、火炉へ噴出する際に微粉炭流に旋回があると、した整流板により行う形式となっている。

NOx の低減に重要な還元炎が効果的に形成できないという問題点があるため、旋回を利用するワイドレンジバ⑵

流線形リング式濃縮法

ーナの微粉炭濃縮方式をそのまま適用することはできな

流線形リング式濃縮法を用いるバーナの 1 次空気管構

いと考えられる。超低 NOx ・ワイドレンジバーナの開造を図 7-3-2 に示す。この形式のバーナでは、超低 NOx

発にあたっては、この点を考慮に入れ、以下の二つの微

バーナの 1 次空気管に設置した流線形状のリングのみで

粉炭濃縮方式を考案した。

微粉炭の濃縮を行っている。リングが移動可能であるこ①

ワイドレンジバーナと同じく旋回流により微粉炭をと、および管出口部に濃縮後の濃度維持のための中間筒

濃縮した後に、管出口部に設置した整流板により旋回が設置されていることは、接線流入式バーナと同様であを抑制する方式（接線流入式濃縮法）

る。

②

超低 NOx バーナの 1 次空気管の微粉炭流路に流線リングの形状は、流れ場のシミュレーションにより、形状のリングを設置し、無旋回の流れ場で濃縮する方

微粉炭粒子の濃縮特性を評価し、濃縮効果の最も大きな式（流線形リング式濃縮法）

形状を選定した⑺。リングを図 7-3-2 のような流線形にす

これらの概念に基づき、小型バーナを用いたコールド

ると、リング後流の渦生成が抑制でき、リング通過後のフロー試験により、十分な濃縮特性を有することを明ら

気流は内周側に滑らかに広げることができる。一方、微かにした後に、バーナ容量をスケールアップした際の濃粉炭は慣性によりリング通過後もしばらくは外周側を流縮特性への影響を把握した。引き続き、微粉炭濃縮が燃れるため、リング後流の外周側微粉炭濃度を高くできる。

焼特性に及ぼす影響を小型バーナおよび実規模級の大容

また、リング上流側の傾斜角を緩やかにしているので、量バーナを用いて明らかにした。

慣性力の大きな粗粒子の極端な衝突・反発が抑えられ、
例えばリング表面に衝突した後に 1 次空気管外周部にも7-3-2

衝突し、再度反発して内周側に戻ってきて濃縮効果を阻

微粉炭濃縮装置の構造害するような粒子挙動を防ぐことができる。
⑴

接線流入式濃縮法
接線流入式濃縮法を用いるバーナの 1 次空気管構造を
流線形リングリング位置

図 7-3-1 に示す。微粉炭の濃縮方式そのものは、前節に
整流板

旋回流入部

台形リング

中間筒
リング位置

1次空気
＋
微粉炭

リング通過直後に気流は広がるが、微粉炭は慣性力により気流から分離され外周部を流れるため濃縮が可能になる

中間筒

リング位置：リング頂点と中間筒との距離

1次空気＋微粉炭

図7-3-2
図7-3-182

接線流入式のバーナ1次空気管

流線形リング式のバーナ1次空気管

旋回抑制後のスワール数（1−────────────）×100（％）
旋回抑制前のスワール数

7-3-3

微粉炭の濃縮特性

接線流入式の小型バーナ（バーナ容量 0.12t/h）を例に、微粉炭濃縮性能を示す⑻⑼。図 7-3-3 は、負荷 20%相
当の微粉炭をバーナに供給し、１次空気管出口における管内周側および管外周側の微粉炭濃度比（１次空気管内
平均微粉炭濃度との比）とリング位置の関係を示してい
る。

100

80

記号

60

バーナ容量
0.12t/h
1.5t/h4020

微粉炭濃縮効果は、リング位置をバーナ出口に近づけ

数値解析結果（バーナ容量0.12t/h）
数値解析結果（バーナ容量1.5t/h）

0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

整流板係数（−）

るほど大きくなり、目標とする 1.5 倍までの濃縮が可能
図7-3-4であることが明らかとなった。濃縮の必要がない場合に整流板係数と旋回抑制率の関係

は、リング位置をバーナ出口から離すことで微粉炭濃度
は管内平均濃度に近づけられる。すなわち、リング位置

衰する。旋回抑制に最適な整流板設置条件を明らかにすの調整により負荷に応じて最適濃度に設定できることがるため、これら整流板の条件を定量化して、旋回抑制効

明らかになっている。

果との比較を行った。整流板条件の定量化指標として、実機で使用される数 t/h 〜 10t/h の容量のバーナは、

１次空気通路断面積に対する整流板の面積の比で表され小型バーナに比べ、微粉炭通路が拡大され、気流や微粉る整流板係数を定義した。小型バーナを対象に、様々な炭粒子の挙動も小型バーナとは異なる。そこで、バーナ整流板条件および初期旋回強度の影響を評価し、いずれ

容量 1.5t/h の大容量バーナにおいて、本接線流入式濃縮の条件に対しても、整流板係数が 1.2 以上の条件で旋回法の性能を評価し、小型バーナ同様、1.5 倍以上の濃縮をほぼ抑制できることが示された⑻⑼。また、この傾向効果が得られること、ならびにリング位置により濃度調は、1.5t/h の大容量バーナにおいても同様であり、バー⑽⑾

整が可能になることを明らかにしたナ容量に関わらず、整流板係数を 1.2 以上にすれば旋回。

接線流入式濃縮法の場合、微粉炭の濃縮後に気流の旋が抑制できることが明らかになった⑽⑾。

回を抑制する必要がある。１次空気管出口に設置する整なお、流線形リング式においても、接線流入式とほぼ同

流板の長さおよび枚数を増加させると、旋回する気流に様の濃縮特性がバーナ容量に関わらず得られており⑹⑿〜⒃、

対して衝突する面積が増加するので、気流の旋回力は減二種類の濃縮方式の性能は、ほぼ同程度であると考えられ
る。

2.0

記号

微粉炭濃度比（−）

1.5

測定点
内周側
外周側

7-3-4
⑴

実燃焼場での特性評価

微粉炭濃度調整による燃焼特性への影響
石炭燃焼試験炉において接線流入式濃縮法を用いた場

1.0

合の、バーナ負荷と燃焼効率（石炭中可燃分の燃焼した
1次空気管内微粉炭平均濃度割合）の関係を、濃縮機能を持たない超低 NOx バーナの関係とともに図 7-3-5 に示す。微粉炭濃縮により低負0.5

荷時の燃焼安定性が改善され、目標とした石油火力並の0.0

最低負荷 20%での安定燃焼が達成できた。また、微粉炭
0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

リング位置（mm）

100の濃縮は、中間負荷領域における燃焼改善効果も有し、50%以下の負荷帯で濃縮機能を持つバーナの方が燃焼効

図7-3-3

リング位置と微粉炭濃度比の関係

率が高くなった。

電中研レビュー No.46 ● 83

⑵

100
99

接線流入式バーナにおいて、バーナ容量を 1.5t/h の大容

98

量バーナまでスケールアップしても、低負荷時の燃焼安97

燃焼効率（％）

スケールアップによる燃焼特性への影響

定性を、小型バーナの場合と同様、大きく改善できた⑽⑾。

96

図 7-3-7 には、小型バーナと大容量バーナの、負荷変化時

95

ニューランズ炭
バーナ容量：0.12t/h
二段燃焼率：30％

9493

安定燃焼限界

91
90

0

10

20

30

40

50

60

ずれにおいても目標とする 20%を達成できることがわかる。

濃縮機能
あり
なし

記号

92

の NOx ・灰中未燃分排出特性を示すが、最低負荷は、い7080

空気比が同じとなる 40%負荷以上で比較すると、バーナ容量をスケールアップした場合には、火炎が大きくなり、
90

100

還元炎も拡大されるので、全ての条件で小型バーナより

バーナ負荷（％）

も NOx 濃度は減少する。また、火炉容量の増大に伴い、
図7-3-5

濃縮機能の有無による燃焼効率の比較

火炉壁からの熱損失が減少するため、灰中未燃分濃度も同様に減少した。また、負荷に対する NOx ・灰中未燃分

各負荷に対してリング位置を変え、管出口の微粉炭濃度を変化させた際の燃焼効率および NOx 濃度を図 7-3-6の変化傾向は、小型バーナと大容量バーナで共通の特性を持った。

に示す。低負荷条件（50%および 25%負荷）では、リン

図 7-3-8 は、大容量バーナにおける負荷変化時のグ位置をバーナ出口に近づけ、外周部の微粉炭濃度を高NOx ・灰中未燃分排出特性を、接線流入式および流線

めるほど燃焼効率は増大し、その効果は負荷が低い条件

形リング式の濃縮装置を設置した超低 NOx バーナと、ほど顕著になる。この場合、NOx 濃度は、着火性の向濃縮機能を持たない超低 NOx バーナとで比較したもの

口に近づけ微粉炭を濃縮すると、微粉炭濃度が過濃になるため、燃焼効率は若干低下した。したがって、幅広い負荷帯で高い燃焼効率を維持するためには、負荷に応じてリング位置を調整することが望ましいと考えられる⑻⑼。
なお、この傾向は、濃縮法を流線形リング式とした場合

600

30

空気比1.24（0.12t/hバーナ）
500

バーナ容量 NOx 灰中未然分
0.12t/h
1.5t/h400

空気比1.24（1.5t/hバーナ） 15

200

10

100

5

0

0

10

20

30

接線流入式とほぼ同様であった⒁〜⒅。

95負荷［％］NOx 燃焼効率
ニューランズ炭83
バーナ容量：0.12t/h
5025
二段燃焼率：30％
20

90
85
80

70

100

10

20

30

40

50

60

70

80

90

65
100

リング位置（mm）

図7-3-6

84

70

80

0
90 100 110

バーナ容量の差異が燃焼特性に及ぼす影響

20
濃縮時の安定燃焼限界

リング位置とNOx濃度、燃焼効率の関係

接線
流線形 濃縮機能
測定項目 流入式
リング式 なし
灰中未然分
NOx

500
400
300

15

10

空気比1.24

200
5
100
0

0

60

600

75

200

0

50

濃縮しない場合の安定燃焼限界

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0
90 100 110

バーナ負荷（％）（注：リングは、各負荷毎に灰中未然分が最も低減される位置に設置）

図7-3-8大容量バーナにおける性能比較

灰中未然分濃度（％）

600

NOx濃度（O26%換算）（ppm）

100

燃焼効率（％）

NOx濃度（O26％換算）（ppm）

700

300

40

バーナ負荷（％）

図7-3-7

400

20

300

でも、最低負荷ならびに各負荷に対する燃焼効率ともに、

500

25

灰中未然分濃度（％）

一方、83%負荷の高負荷条件では、リングをバーナ出

NOx濃度（O26％換算）（ppm）

上に伴い、若干増加する。

である⒀⒃。

機能を持つ超低 NOx バーナは、ワイドレンジバーナと濃縮機能を持つ超低 NOx バーナは、いずれの濃縮形

超低 NOx バーナの両方の優れた機能を有すことに加え、式でも目標とした 20%負荷での安定燃焼が可能であり、中間負荷帯での灰中未燃分の低減にも大きな効果を有す

また、100%負荷では濃縮機能を持たない超低 NOx バー

ることが明らかになった。この特性は、濃縮方式によらナとほぼ同等の NOx 濃度、灰中未燃分濃度を維持してずほぼ同一であるため、実機への適用に際しては、バー

いる。負荷を減少させた中間負荷帯では、NOx 濃度はナの設置スペース、給炭管との接続、加工の容易さ等の濃縮機能の有無によらずほぼ同等になるが、灰中未燃分

要素も考慮して、設置しやすい方式を選定すれば良いと濃度は濃縮機能を持つ場合の方が大幅に低減でき、その思われる。

差は、低負荷になるほど大きくなった。これより、濃縮

７−４

今後の展開

今後も、微粉炭火力に対する負荷調整機能の要求は

灰中未燃分の低減を図ると共に、負荷変化時の濃度変動

益々強くなってくるものと思われる。発電所によっては、に対して、如何に速やかにその変動を検知し、バーナ操

毎日起動・停止操作を行う DSS 運転なども要求される

作条件を追従させるかなど、さらなる機能向上が重要にようになると考えられている。

なると思われる。また、近年微粉炭火力の利用石炭種がその場合に最も重要な機能としては、本章で述べた低多様化しているため、燃焼性の悪い石炭に対しても十分

負荷時の燃焼安定性の改善技術、NOx･灰中未燃分排出

な低負荷運転、負荷追従運転が可能になるように技術を量の抑制技術ならびに、負荷追従性の高い燃焼技術だと高度化する必要がある。

考えられる。これに対する方策としては、低負荷時ある

なお、低負荷時にはミルも低負荷運転を行わざるを得

いは負荷変化時において、微粉炭濃度を適性値に調整すなくなるため、その粉砕部の摩耗等、周辺技術も問題にる機能が最も重要である。最低負荷に関しては、ワイドなってくると考えられる。これらの課題は低負荷運転のレンジバーナ、超低 NOx･ワイドレンジバーナのいずれ比率が高くなり、運転時間が長くなるほど、一層重要にもが、20 ％という極めて低いバーナ負荷においても安なってくるものと思われるが、少なくとも運転の初期か定燃焼可能であり、十分な機能を有していると言える。

ら生じるほど極端な問題ではないと思われ、長期間に亘

特に、超低 NOx･ワイドレンジバーナは、40 ％負荷までっての全体コストを総合的に評価した時に、どういう対NOx と灰中未燃分の濃度を定格負荷時とほぼ同等で維策を施すのが最適であるか、あるいは摩耗部の交換頻度持できるなど、低負荷であっても一定負荷運転に対してを多くすることで対処できるのか、などの観点から判断は非常に高い性能を有している。今後は、一層の NOx･

すべき課題と考えられる。

電中研レビュー No.46 ● 85

コラム２：微粉炭濃度･粒度計測技術
微粉炭火力発電所の中間負荷運用に当たっては、

濃度検出器は、微粉炭濃度の制御用として応答

低負荷時にも安定燃焼できることが不可欠である。

性が速く、連続かつ簡易に信号検出できる差圧式

当研究所では、これに対応する技術として、低負粉体流量計を採用することとした。採用に当たっ

荷時に濃度が低くなる微粉炭流を濃縮して安定かては、ボイラ微粉炭用として低濃度領域まで測定

つ低 NOx 燃焼が可能なワイドレンジバーナの開発できるように改良した。一方、粒度検出器としてを行なって来た。このバーナは、噴出する微粉炭は、大きい粒子から小さい粒子をルーバ型分級器を燃焼に最適な濃度に制御するものであり、負荷２段とサイクロン型分級器２段とで粒子径別に捕の低下に伴って低濃度となる微粉炭流の濃縮条件

集して、その粒子径と捕集率とから粒度分布を求を把握することが必要となる。条件把握のためにめる方法を開発した。

は、バーナに送られる微粉炭の濃度と共に、そのこれら改良・開発した計測機器をシステムアッ

粒度も必要であることから、これらのオンライン

プして、当研究所の石炭燃焼試験炉で濃度検出器

計測システムをワイドレンジバーナと共に開発しおよび粒度検出器の基礎特性評価を行い、精度良た。

く測定できることを検証した。さらに、本計測シ

濃度･粒度オンライン計測システムは、図に示す

ステムを、微粉炭火力発電所のボイラの微粉炭計

ように燃料管から微粉炭を管内流速と等しい速度測に用い、実機の微粉炭濃度・粒度計測にも充分でサンプリングし、濃度を検出した後、粒度検出適用できることを明らかにした。

器に導く構成とした。

リ等
ン速
グサ
機ン
構プ

濃
度
検
出
器

粒
度
検
出
器

差 圧
変換器

通
風
機

︵
微
粉
炭
管
︶

制御・監視盤微粉炭（火炉）（ワイドレンジバーナ）

図86

微粉炭濃度・粒度自動監視装置システムフロー

第

章

8

微粉炭火力用燃料の多様化

第８章
CS 推進室

微粉炭火力用燃料の多様化 ● 目
受託推進グループ

次

部長

牧野

尚夫
道隆

横須賀研究所

エネルギー化学部

主任研究員

池田

横須賀研究所

エネルギー化学部

主任研究員

日恵井佳子

横須賀研究所

エネルギー化学部

主任研究員

神田

英輝

横須賀研究所

エネルギー化学部

主任研究員

小野

哲夫

８−１

研究の背景 ………………………………………………………………………………………………………………… 89８−２

低発熱量炭の利用 ………………………………………………………………………………………………………… 89

８−３

難燃性石炭の利用 ………………………………………………………………………………………………………… 95

８−４

今後の展開 ………………………………………………………………………………………………………………… 97

コラム３：高灰分炭・高水分炭の改質技術 ……………………………………………………………………………………… 98
コラム４：CWM乾式製造技術 …………………………………………………………………………………………………… 99

牧野尚夫（10ページに掲載）（8-1、8-3、8-4執筆）

池田 道隆（1994年入所）
微粉炭の低 N O x 燃焼技術および低負荷
対応燃焼技術の開発に携わった後、高水分あ
るいは高灰分の低品位炭や、高燃料比炭を対象に、それらに適した微粉炭燃焼技術の開発を行ってきました。現在は、亜瀝青炭の高度
燃焼技術の開発に従事しています。
（8-2執筆）日恵井佳子（1996年入所）
今まで石炭の高品位化研究や固体電解質形
燃料電池部材の研究等を実施してきました。
現在は、そのままでは直接利用できない高灰分炭なども、発電所で利用可能にする脱灰技
術について検討を行っています。今後は、この脱灰技術開発を通して、火力発電技術における利用可能炭種の拡大、ならびに発電コストの低減に貢献していきたいと考えています。
（コラム３執筆）

神田 英輝（2000年入所）
入所以来、高灰分炭から簡易に脱灰する技術の開発に取り組んできました。現在は、低コストで省エネルギーな脱水プロセスを実現するため、亜瀝青炭・褐炭の脱水技術に取り組んでいます。また、石炭灰を輸送する過程
で、石炭灰の流動性が悪化する「固着現象」を防止するための研究にも従事しています。
（コラム３執筆）小野88

哲夫（76ページに掲載）（コラム４執筆）

８−１

研究の背景

要な燃料として特に注目されている⑶。

現在、我が国の微粉炭火力においては、発熱量が6,500 〜 7,000kcal/kg と高く、燃料比が 1.0 〜 2.5 程度の高水分炭の燃焼特性を検討する上では、石炭中の水分

適切な燃焼性を持ち、水分含有率が 10 ％以下でかつ、が、石炭中に含まれたまま液状の水分として火炉に注入

不燃の灰分含有率が 5 〜 20wt ％程度の瀝青炭が用いらされる場合と、粉砕機で粉砕する際に石炭から分離・蒸⑴

れている 。しかし、今後の発展途上国のエネルギー需

発してガス状になって火炉に注入される場合とを区別し要の増大、石炭輸出国の供給能力の上限、などを考えたて評価する方が現象を正確に捉えやすい。当研究所では、

場合、現在使用している瀝青炭の供給が次第にタイトにこれらの燃焼特性への影響評価を詳細に行うと共に、そ⑵の燃焼性を改善するための燃焼条件の開発ならびに、実なってくる可能性も懸念されている 。

機において最も容易な適用形態である瀝青炭との混炭燃

このような状況の中で、一層の燃料供給力強化の観点

焼時の特性解明を行っている。

から、現在の微粉炭火力で使用されている石炭の性状範囲を外れた石炭種についても、その利用を可能にするた

高灰分炭は、高水分炭ほどの賦存量はないものの、アめの技術開発が重要になってくると考えられている。既ジアに多く産出するなど、我が国の燃料として有望な側に 4 章で述べたように、当研究所では未利用の石炭種の面を有している。但し、その利用にあたっては、灰分量適用可能性を判定する手法を開発しているが、今後は、の増大に伴う、燃焼性の低下、石炭灰排出量の増大など

さらに性状の大きく異なる石炭、すなわち低発熱量の低の問題点がある。当研究所では、石炭中灰分の NOx 生

品位炭や、難燃性の高燃料比炭などの利用も考慮しなけ

成特性や燃焼効率への影響解明を行ってきている。
一方、難燃性の高燃料比炭は、着火性が悪く NOx もればならず、その場合には、それらに適した新たな燃焼生成しやすいなどの欠点を持つ反面、発熱量が高いため技術の開発等も必要になる。
発熱量の低い低品位炭の中でも、褐炭・亜瀝青炭等の輸送コストが相対的に安くなるなどのメリットも有して高水分炭は非常に埋蔵量が多く、また、一般的には灰分いる。当研究所では、着火性、NOx･灰中未燃分の生成

含有率が少ないことにより灰処理量が少なくなる、など特性を中心に高燃料比炭の燃焼特性を評価すると共に、のメリットもあるため、未利用の石炭種の中でも今後重瀝青炭との混炭燃焼時の特性を明らかにしている。

８−２

低発熱量炭の利用

今後のエネルギー源強化の上で、水分や灰分が多く発熱量の低い低品位炭を微粉炭火力で利用するためには、

８-２-１ 高水分炭の燃焼特性

水分や灰分が微粉炭燃焼特性に及ぼす影響を把握しておく必要がある。

高水分炭には、亜瀝青炭、褐炭などの炭化が進んでい当研究所では、石炭燃焼量 100kg/h（瀝青炭ベース）ない石炭が含まれる。特に、亜瀝青炭は埋蔵量が多く発の石炭燃焼試験炉を用いて、高水分炭および高灰分炭の熱量も約 5,000kcal/kg（20MJ/kg）と比較的高いため有微粉炭燃焼特性について評価しており、中でも埋蔵量は望な燃料として期待されているが、水分含有率が高いた

瀝青炭に次いで多いが水分を多く含む亜瀝青炭について

め着火性が悪いなどの問題点がある。当研究所では、亜は、その燃焼技術を開発している。

瀝青炭の微粉炭燃焼特性を評価し、バーナ操作条件などの燃焼調整により、着火性の改善および NOx と灰中未燃
分排出量の低減を図る⑷〜⑹と共に、最も利用しやすい形

電中研レビュー No.46 ● 89

態である瀝青炭との混炭燃焼時の特性も明らかにした⑺⑻。

がどういう状態で火炉に流入するかを明らかにする必要

400

NOx濃度（ppm）

ただし、これらの評価にあたっては、亜瀝青炭中の水分500がある。すなわち、ミル内で蒸発して気体状でバーナから噴出するか、石炭中に水分として存在するかで、その影響は異なる。当研究所では、それぞれの影響を詳細に評価するため、水分の形態を変化させて検討を行ってい⑴

亜瀝青炭専焼時の燃焼特性⒜

瀝青炭に適したバーナ操作条件下における亜瀝青炭

ワラ炭
二段燃焼率30％
空気比1.24

300
200
記号
○
△
□

100
0

る。

二段燃焼用空気注入位置0

図8-2-2

1

微粉炭中水分
0.2
0.3
0.6

ガス状水分
0.4
0.3
0.0

2
3
4
5
バーナからの距離（m）

6

7

微粉炭中水分濃度と火炉内中心軸上
NOx濃度の関係の燃焼特性
瀝青炭燃焼時と同様のバーナ操作条件で、亜瀝青炭をくなるほど、着火が遅れるため、NOx の生成が遅れる

燃焼させ、微粉炭燃焼特性を評価した。図 8-2-1 に火炉と共に NOx の還元が遅れるため、火炉出口での NOx 排

内に投入する全水分濃度(火炉内水分供給量/無水基準石

出量は増大する。すなわち、亜瀝青炭を瀝青炭と同じ条

炭供給量)は 0.67 と一定で、微粉炭中水分濃度(微粉炭中件で燃焼させると着火の遅れと共に NOx 濃度が高くな

水分供給量/無水基準石炭供給量)とガス状水分濃度(火炉る問題点が明らかになった。

内蒸気供給量/無水基準石炭供給量)が異なる場合の火炉⒝

バーナ操作条件調節による亜瀝青炭燃焼特性の改善

内の O2 濃度分布を示す。亜瀝青炭は瀝青炭に比べ、着亜瀝青炭燃焼時の問題点である火炎の広がりを抑制す

火が遅くなると共に、火炎が広がる特徴を持ち、特に、る方法としては、バーナから吹き出す空気の旋回を弱め

その傾向は、微粉炭中水分濃度が高くなるほど大きくなる方法が考えられる。そこで、２次空気、３次空気につった。着火が遅れる原因としては、亜瀝青炭に多く含まいて検討を行い、２次空気の旋回角度を弱めた場合に、れる水分が酸素分圧を下げると共に、液状の水分はバー

燃焼火炎の拡散が抑制されると共に、着火位置がバーナ

ナ直後で蒸発するためにバーナ近傍での温度が低下する

近傍に近づくことを明らかにした。この際、バーナ近傍ことが挙げられる。この温度低下は微粉炭中水分濃度がの火炎温度が高くなり､非常に安定した火炎が維持でき高いほど大きくなるので一層着火が遅れると考えられる。

た。図 8-2-3 には、２次空気旋回角度と火炉出口 NOx

また、火炎が拡散した原因としては、亜瀝青炭は密度が濃度との関係を示している。２次空気旋回角度が 54deg

小さいことに加え、火炉内で微粉炭粒子が水分の蒸発にの場合に、火炎の広がりを抑制でき、火炉出口の NOx

より膨張・破裂するために小さくなり易く、バーナから濃度が抑制できることが明らかになった。

旋回しながら吹き出す空気により、粒子が拡散し易くな

石炭中水分の粉砕時の蒸発状態が異なる三条件についると考えられる。本条件における火炉内中心軸上のて、バーナ操作条件を最適化した際の NOx ・灰中未燃

NOx 濃度分布は図 8-2-2 になり、微粉炭中水分濃度が高分排出特性を図 8-2-4 に示す。NOx と灰中未燃分の排出
O2濃度（％）

0バーナからの距離（m）

1
2
バーナからの距離（m）

微粉炭中水分濃度0.20

微粉炭中水分濃度0.30

12

図8-2-1903O2濃度（％）

バーナ

バーナ

バーナ

O2濃度（％）

0

3

0

1
2
バーナからの距離（m）

微粉炭中水分濃度0.67

亜瀝青炭燃焼時の火炉内O2濃度分布（全水分濃度0.67）

3

600

400
*（ ）の点はワラ炭
燃焼が不安定（亜瀝青炭）

300
200

ニューランズ炭
（瀝青炭）

100
0

２次空気分配率：14.5％３次旋回角度：72deg
20

30

40

50

60

70

80

500

500

2次空気旋回角度 A/C NOx濃度 灰中未燃分濃度
2次空気旋回角度
81
2.2
△
○
54
2.2
▲
●
54
1.9
▼
◆

400

ワラ炭（微粉炭中水分0.6）
二段燃焼率30％
空気比1.24

300
200

20

A/C=1.9
10

100

A/C=1.900.1

図8-2-4

30

0.2

0.3
0.4
0.5
微粉炭中水分濃度（−）

2015
空気比1.24
二段燃焼率30％

200

10
5

100
0

1
2
3
4
5
二段燃焼用空気注入位置（m）

図8-2-50

6

二段燃焼用空気注入位置とNOx、灰中未燃分
濃度の関係

亜瀝青炭燃焼時に NOx ・灰中未燃分の低減に適した二40
灰中未燃分濃度（％）

火炉出口NOx濃度（ppm）

２次空気旋回角度と火炉出口NOx濃度との関係

25

300

２次空気旋回角度（deg）

図8-2-3

Uc

アダロ炭
ワラ炭

400

0

90

30
NOx

灰中未燃分濃度（％）

火炉出口NOx濃度（ppm）

火炉出口NOx濃度（ppm）

瀝青炭使用時の最適旋回角度段燃焼用空気の注入位置は、バーナから約 3.8 ｍの位置と考えられる。これは、瀝青炭において最適となる位置であるバーナから 3.0 ｍ離れた位置に比べ、若干、後方となる。亜瀝青炭は、水分の影響により着火が遅れ、NOx の還元炎の形成なども遅くなるため、瀝青炭より

0.6

0.7

0

バーナ操作条件とNOx灰中未燃分濃度との関係

最適注入位置が後方になったものと考えられる。
次に、二段燃焼用空気注入位置を最適値であるバーナから約 3.8 ｍ離れた位置に固定し、二段燃焼用空気の注入割合が NOx ・灰中未燃分の排出特性に及ぼす影響を量は、２次空気旋回角度の調整によって低減でき、さら評価したものを図 8-2-6 に示す。NOx 濃度は、二段燃焼に、１次空気量を低下することで、一層低減できること率の増加に応じて、低減するものの、その効果は二段燃が明らかとなった。NOx 排出量の低減効果は、最も燃焼率 30 ％以上で飽和する。一方、灰中未燃分濃度は、焼性の悪い条件である微粉炭中水分濃度の高い石炭にお逆に、二段燃焼率の増加に応じて上昇し、二段燃焼率がいて特に顕著であり、約 40 ％低減できることがわかっ

40 ％まで増加すると、着火が不安定となり、それ以上た。

の二段燃焼率では急激に上昇する。また、二段燃焼率⒞ 二段燃焼用空気注入条件の最適化
600

空気注入条件の影響も瀝青炭とは異なると考えられる。
図 8-2-5 には、二段燃焼率 30 ％の条件で、二段燃焼用
空気の注入位置を変化させた場合の火炉出口 NOx 濃度と灰中未燃分濃度を示す。火炉出口の NOx 濃度は、瀝
青炭燃焼時と同様、二段燃焼用空気の注入位置を後流にするほど、還元領域が広くなるために低下するが、バーナから約 3.8 ｍ離れた位置より後流にすると、その低下

火炉出口NOx濃度（ppm）

NOx 還元炎の形成状態も異なる。そこで、二段燃焼用

約 3.8 ｍ離れた位置以降で特に顕著になる。これより、

NOx

500

Uc

25

アダロ炭
ワラ炭

400

20

300

15

200
100
0

10
空気比1.24
二段燃焼用
空気注入位置：3.79m
0

10

20

5

30

40

0

二段燃焼率（％）

傾向は徐々に弱まる。一方、灰中未燃分濃度は、注入位置が後流になるほど増加し、特にその傾向はバーナから

30

灰中未燃分濃度（％）

亜瀝青炭は、瀝青炭と燃焼過程が大きく異なるため、

図8-2-6

二段燃焼率と火炉出口NOx濃度、灰中未燃分
濃度の関係

電中研レビュー No.46 ● 91

20 ％と 30 ％では、灰中未燃分濃度はほぼ同一であった。

当研究所では、瀝青炭に亜瀝青炭を混炭して燃焼させ

これは、二段燃焼率 20 ％の条件は、30 ％時に比べ、バた際の NOx･灰中未燃分排出特性評価を行っている。亜ーナからの空気供給量が多く、強い旋回流が形成され、瀝青炭としては、インドネシア産で水分含有率が 20 ％

微粉炭が火炉内の外周部側に拡散しやすくなるため、十と比較的低いアダロ炭と、水分含有率が 40 ％と高いワ

分な燃焼促進が図れなかったと考えられる。これらの結ラ炭を用いた。

果から、亜瀝青炭燃焼時に最適となる二段燃焼率は、瀝
青炭燃焼時同様 30 ％であることが明らかになった。

瀝青炭に亜瀝青炭を混炭燃焼した際の火炉出口のNOx 濃度と NOx 転換率に及ぼす混炭率の影響を図 8-2-

図 8-2-7 には、亜瀝青炭燃焼時にバーナ操作条件およ8 に示す。混炭燃焼時の NOx 濃度および NOx 転換率は、

び二段燃焼用空気注入条件を最適化した際の NOx ･灰各炭種を単味で燃焼した時の値に対し、ほぼ混炭率に応

中未燃分の排出特性を示す。亜瀝青炭に適した燃焼条件

じた中間値を示す。

に設定することにより、NOx および灰中未燃分の濃度

混炭燃焼時の灰中未燃分濃度ならびに未燃焼率に及ぼを大幅に低減でき、瀝青炭燃焼時とほぼ同等の水準にます混炭率の影響を、図 8-2-9 に示す。亜瀝青炭を混炭すで低減できる。

ると、灰中未燃分濃度については瀝青炭燃焼時に比べてすなわち、亜瀝青炭に適した燃焼条件は、バーナ部に記号を低くすること、および、二段燃焼用空気の注入位置を
瀝青炭燃焼時より後流に変更することであることが明ら時とほぼ同等の水準まで NOx と灰中未燃分を低減できる見通しが得られた。

⑵

瀝青炭との混炭燃焼時の特性⒜

混炭燃焼時の NOx･灰中未燃分排出特性

火炉出口NOx濃度（％）

かになり、このような燃焼条件の調整により瀝青炭燃焼

項目

瀝青炭

NOx濃度

ニューランズ炭

ワラ炭

NOx濃度

ニューランズ炭

アダロ炭

NOx転換率ニューランズ炭

ワラ炭

NOx転換率ニューランズ炭

アダロ炭

亜瀝青炭

300

30

200

20

100

10

亜瀝青炭の最適燃焼条件は明らかになったが、既設火00力発電所において、亜瀝青炭を利用する場合は、当面、

25
50
75
亜瀝青炭混炭率（％）

100

NOx転換率（％）

おいて、２次空気の旋回角度を弱め、１次空気の供給量0

低水分の瀝青炭との混炭燃焼が行われる。

記

号

アダロ

バーナ
操作条件

二段燃焼用
空気注入位置

瀝青炭用

項目

瀝青炭

灰中未燃分

ニューランズ炭

ワラ炭

2.99m

灰中未燃分

ニューランズ炭

アダロ炭

亜瀝青炭用

2.99m

未燃焼率

ニューランズ炭

ワラ炭

亜瀝青炭用

3.79m

未燃焼率

ニューランズ炭

アダロ炭

ワラ

灰中未燃分濃度（％）

灰中未燃分濃度（％）

記号

空気比1.24
二段燃焼率30％20

瀝青炭燃焼時のNOx・灰中
未燃分濃度

10

0
0

50

100

150

200

250

300

350

バーナ操作条件および二段燃焼用空気注入条件を最適化した際のNOxと灰中未燃分の低減効果

15

30
10
20
5

10
0
0

NOx濃度（ppm）

92

亜瀝青炭

40

30

図8-2-7

亜瀝青炭混炭率とNOx濃度、NOx転換率の関係

図8-2-925
50
75
亜瀝青炭混炭率（％）

100

未燃焼率（％）

図8-2-80

亜瀝青炭混炭率と灰中未燃分濃度、未燃焼率の関係

大幅に増加し、その際の未燃焼率としては、それぞれの5

石炭の単味燃焼時のいずれの場合よりも高くなることが4
未燃焼率（％）

明らかとなった。その原因としては、亜瀝青炭中の水分が瀝青炭の燃焼を悪化させたことが挙げられる。すなわ
ち、混炭燃焼時には、亜瀝青炭中の水分が蒸発し、火炎温度を低下させることに加えて O2 分圧が低くなること
によって、瀝青炭の燃焼性が大きく悪化したためである

3
瀝青炭：ニューランズ炭
空気比：1.24
二段燃焼率：30％

2

1

記号

瀝青炭専焼

と考えられる。
0⒝ 低い混炭率条件における灰中未燃分抑制技術

05

実機において亜瀝青炭を利用する上で最も多く用いられる条件である混炭率 30 ％以下において、灰中未燃分

図8-2-11

亜瀝青炭
ワラ
アダロ

10
15
20
火炉流入水分量（kg/h）

25

火炉に流入する水分量と未燃焼率の関係の上昇を抑制する条件を明らかにするため、瀝青炭、亜瀝青炭それぞれの性状の影響を評価した。

た。

瀝青炭に、水分含有率の異なる二種類の亜瀝青炭（ア

図 8-2-12 は、燃料比の異なる三種の瀝青炭を亜瀝青

ダロ炭またはワラ炭）を混炭燃焼した場合の灰中未燃分

炭と混炭燃焼した際の灰中未燃分濃度を示している。燃濃度を図 8-2-10 に示す。いずれの場合も、混炭率の増料比の高いニューランズ炭を用いた場合は、亜瀝青炭を加に応じて、灰中未燃分が上昇した。これは、亜瀝青炭

混炭したことによる灰中未燃分濃度の増加が顕著であり、の混炭率の増加に伴い、火炉に流入する水分量が多くな

瀝青炭の燃料比が低くなるのに応じてその傾向は弱まる。

り瀝青炭の燃焼を悪化させたためと考えられる。また、

特に、燃料比が亜瀝青炭とほぼ同等の太平洋炭では、混混炭に用いた亜瀝青炭性状の比較では、水分の多いワラ

炭燃焼時にも灰中未燃分はほとんど増加しない。すなわ

炭の方が、同じ混炭率では火炉内に持ち込む水分量が多ち、亜瀝青炭混焼による瀝青炭の燃焼効率低下への影響

いため、灰中未燃分の増加傾向が大きくなった。これら

は、燃焼性の悪い瀝青炭ほど大きくなることが明らかにの結果を、火炉に流入する水分量との関係で示すと図なった。

8-2-11 のようになる。混炭に用いた亜瀝青炭の性状が亜瀝青炭の混炭率が 30 ％までの瀝青炭との混炭燃焼

異なっても、その瀝青炭の燃焼悪化への影響は、ほぼ流時においては、図 8-2-13 に示すように亜瀝青炭の水分

入水分量を知ることで把握できることが、明らかになっ

含有量が多くなるほど、あるいは瀝青炭の燃料比が高くなるほど、灰中未燃分濃度が高くなる傾向を持つため、

30

20

30

亜瀝青炭
ワラ
アダロ

記号

25

瀝青炭：ニューランズ炭
空気比：1.24
二段燃焼率：30％

灰中未燃分濃度（％）

灰中未燃分濃度（％）

記号

20

瀝青炭
ニューランズ炭
レミントン炭大平洋炭亜瀝青炭：ワラ炭
空気比：1.24
二段燃焼率：30％

瀝青炭専焼

15
10

10

5

瀝青炭専焼

0
0

0

10

20

30

0

10
20
亜瀝青炭混炭率（％）

30

亜瀝青炭混炭率（％）

図8-2-12
図8-2-10

亜瀝青炭混炭率の灰中未燃分濃度への影響

燃料比の異なる３種の瀝青炭における亜瀝青炭混炭率と未燃焼率の関係

電中研レビュー No.46 ● 93

灰中未然分増加比

3）

3.0

混炭率

ワラ

10

ワラ

20

ワラ

30

アダロ

10

アダロ

20

アダロ

30

空気比：1.24
二段燃焼率：30％

400

項目
NOx濃度
灰中未燃分濃度
未燃焼率

2.0

300

1.5

200

1.0
池島炭
空気比1.24
二段燃焼率0％

100
0

0

30

0.5

40

50

0.0
60

1.0

0.5

未燃焼率［％］

（−）

4.0

亜瀝青炭

NOx濃度（O26%換算）（ppm）

記号

記号

灰中未燃分濃度［％］

5.0

0.0

灰分含有率（−）
2.0

図8-2-14

灰分含有率とNOx・灰中未燃分濃度および未燃焼率の関係1.0

量に対する未燃炭素分の割合であるため、灰分含有率が上昇すれば、未燃焼率が増加し、未燃炭素分が多くなっ
0.0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

瀝青炭の燃料比（−）

図8-2-13ても、その増加分は灰分量の増加に比べて少なく、見かけ上は減少する。このため、灰中未燃分濃度は減少する。

瀝青炭の燃料比と灰中未燃分増加比の関係

図 8-2-15 に火炉中心軸上の O 2 および NOx の濃度分布を示すが、灰分含有率の増加に応じて、O 2 の消費が遅亜瀝青炭中の水分濃度に応じて低燃料比の瀝青炭を組みれると共に、NOx の生成・分解は遅くなっていること

合わせるなど適切な混炭対象を選定することで灰中未燃が明らかである。
図 8-2-16 に二段燃焼率 30 ％時の NOx 低減率および未分濃度の増加を抑制できることが明らかになった。

燃焼率増加比を示す。灰分含有率の増加に応じて、燃焼8-2-2が遅れ、二段燃焼用空気注入位置までの還元領域が減少

高灰分炭の微粉炭燃焼特性するため、NOx 低減率が減少し、二段燃焼による NOx
高灰分炭の微粉炭燃焼への適性を明らかにするために、の低減効果は弱まる。一方、未燃焼率増加比は、二段燃

灰分含有率が異なる高灰分炭を用いて、灰分含有率が焼時の方が非二段燃焼時に比べ、バーナ近傍での酸化雰

NOx ・灰中未燃分排出特性に及ぼす影響および二段燃

囲気が弱まり、熱分解反応が抑制されるため、灰分含有⑼

焼時の NOx 低減効果に及ぼす影響について評価した 。
当研究所の石炭燃焼試験炉において、灰分含有率が
20

じである。
図 8-2-14 は、非二段燃焼時（二段燃焼率０％）の灰O2濃度（%）

この際、無水無灰ベースにおける可燃分の組成がほぼ同

15NOx濃度（ppm）

36、44 および 53wt ％と異なる三種の池島炭を使用した。

500

分含有率と火炉出口 NOx 濃度、灰中未燃分濃度および石炭中の可燃分が燃え残った割合である未燃焼率との関係を示したものである。灰分含有率の増加に伴い、NOx 濃度は高くなり、一方、灰中未燃分濃度は減少す
るものの未燃焼率は増加する。これは、灰分含有率の増加に応じて、可燃分が灰分に覆われやすくなり、燃焼が池島炭
空気比1.24
二段燃焼率0％

記号

2

3

10

灰分含有率［％］
36
44
53

5
0

400
300
200
100
0

0

1

4

8

バーナからの距離（m）

遅れると共に、NOx の還元炎形成も不十分となったことによると思われる。なお、灰中未燃分濃度は、灰の重94

図8-2-15

火炉中心軸上のO2および NOx濃度分布

50

3

30
2
20
記号

項目
NOx低減率
未燃焼率増加比

10

0

30

1

40

未燃焼率は、灰分含有率の増加に応じて高くなり、二段

未燃焼率増加比2（−）

NOx低減率1）（％）

以上のことから、高灰分炭燃焼時の NOx 濃度および

池島炭空気比1.24400率の増加に伴い高くなる。

4

燃焼時には NOx の低減効果が弱まると共に、未燃焼率の増加傾向は強くなることがわかる。

0
60

50

灰分含有率（％）
非二段燃焼時のNOx濃度−二段燃焼時のNOx濃度
1）NOx低減率＝────────────────────────
非二段燃焼時のNOx濃度
二段燃焼時の未燃焼率
2）未燃焼率増加比＝─────────────
非二段燃焼時の未燃焼率

図8-2-16

二段燃焼率30％時のNOx低減率および未燃焼率増加比に及ぼす灰分含有率の影響

８−３
高燃料比炭は、揮発分が少なく燃料比が高いために、

難燃性石炭の利用から離れた場合を安定燃焼限界と定義している。バーナ

着火性、燃焼性が悪いことが大きな課題である。高燃料タイプとしては、既存の低 NOx バーナと、6-3 節で特性

比炭の特性を評価するにあたっては、まず着火性を明らを紹介した、当研究所が微粉炭燃焼時の NOx 生成量を⑽かにした 。

大幅に低減させるために、石川島播磨重工業㈱と共同で

図 8-3-1 には、安定燃焼範囲に及ぼす燃料比の影響を開発した新型低 NOx バーナ（CI-αバーナ）⑾⑿の二種類示す。本図では、火炎が吹き飛び、着火位置がバーナ口を用いた。いずれのバーナにおいても、燃料比が高くなるほど着火性は悪くなり、燃料比 5 以上の高燃料比炭では既存低 NOx バーナ使用時は、バーナ負荷を定格から既存低NOxバーナ

若干下げただけで失火した。これに対し、CI-αバーナ

Cl-αバーナ

単味燃焼
混炭燃焼

は、バーナ近傍に再循環流を形成し、微粉炭粒子の高温場での滞留時間を長くできる構造であるため、既存低100

NOx バーナに比べ、着火を大幅に改善でき、安定燃焼

負荷（％）

90

範囲の拡大が図れることが明らかになっている。
80

高燃料比炭燃焼時の NOx 転換率を、瀝青炭との比較

70として図 8-3-2 に示す。瀝青炭の場合と同様、燃料比が60

大きく窒素分含有率が少ない石炭種ほど NOx 転換率は増加するが、高燃料比炭になるほどその上昇傾向は弱ま50っている。これは燃料比の定義（固定炭素/揮発分）か
40

ら見て、揮発分含有率（固定炭素含有率に対しても同様）
1

2

3

4

5

6

7

燃料比（−）

8の若干の変化で燃料比に大きな差異が生じてしまうため、その影響が小さく見える傾向を持つことによる。

図8-3-1

安定燃焼範囲に及ぼす燃料比の影響

本図は、非二段燃焼条件について示しているため、バ

電中研レビュー No.46 ● 95

持っている。

70

低 NOx 燃焼のため二段燃焼を適用した場合には、図瀝青炭 混炭 高燃料比炭
既存低NOxバーナ
CI-αバーナ

NOx転換率（％）

60

8-3-4 に示すように、燃料比が高くなるほどバーナ近傍

50での酸素消費が遅れることに起因して還元領域が小さく40なると共に、NH3、HCN 等の NOx を還元する物質の発生量が少なくなるため、二段燃焼による NOx の低減効30

果は瀝青炭に比べ低下する傾向となる。さらに、非二段
20燃焼条件時に比べ、二段燃焼時の方が、燃料比の増加に

100よる未燃焼率ならびに灰中未燃分濃度の増加傾向が顕著
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

になっている。この原因は、上述のように燃料比の増加

10
×102

燃料比/N分含有率（−）

による燃焼場での酸素消費の遅れが、バーナ回りの空気比の低い二段燃焼時に、一層大きく燃焼性の悪化に影響

図8-3-2

高燃料比炭燃焼時のNOx転換率

したものと考えられている。
高燃料比炭の利用にあたっては、バーナ近傍の燃焼がーナ近傍での燃焼を促進させる CI-αバーナの方が NOx

促進できるバーナを用いることにより着火性が改善でき、転換率が高くなっているが、本バーナは二段燃焼時のまた、NOx 還元炎も速やかに形成できるため NOx を抑NOx 低減効果が大きいため、実機の運転条件である二制できる。混炭時においては、燃料比の低い石炭を混炭

段燃焼時の NOx 転換率は既存バーナより低くなること

相手に用いることにより、NOx と灰中未燃分の低減がが明らかになっている。また、未燃焼率は瀝青炭と同様、図れると思われる。

図 8-3-3 に示すように燃料比が高いほど増大する傾向を

既存低NOxバーナ

未燃焼率（％）

Cl−αバーナ
2.0

1.5

1.0

記号

60

二段燃焼率
10％
20％
30％

12

40

8

20

4

0

0.5

1

2

3

4
5
燃料比（−）

6

7

0
8（非二段燃焼時のNOx濃度−二段燃焼時のNOx濃度）
1）NOx低減率＝────────────────────────×100
非二段燃焼時のNOx濃度1

図8-3-396空気比＝1.24
Cl−αバーナ

灰中未燃分濃度比注2）（−）

バーナ

NOx低減率注1）（％）

記号
2.5

0.0

16

80

3.0

2

3

4
5
燃料比（−）

6

7

高燃料比炭燃焼時の未燃焼率

8

二段燃焼率30％時の灰中未燃分濃度
2）灰中未燃分濃度比＝──────────────────
二段燃焼率0％時の灰中未燃分濃度

図8-3-4

二段燃焼時の燃焼特性に及ぼす燃料比の影響

８−４

石炭火力の、エネルギー源の一層の強化の観点からは、未利用炭を活用できる技術の確立が非常に重要である。
最も賦存量の多い高水分、低発熱量の亜瀝青炭は、含今後の展開

瀝青炭との混炭燃焼を有効に用いることにより、その適用は十分可能になると思われ、混炭時の炭種選定方法や
燃焼条件調整法の確立などが重要になる。

有される水分による燃焼効率低下、NOx 生成量の増大

微粉炭火力の燃料多様化における、当研究所の今後のなど、微粉炭燃焼場への適用にあたって若干の難点は有計画としては、特に賦存量の多い亜瀝青炭を主な対象としているものの、その燃焼特性を明らかにすることによし、その燃焼特性を一層詳細に解明することにより、利り、NOx･灰中未燃分を低減できる燃焼条件が解明され用可能な石炭性状範囲の拡大や、より高い混炭率あるいつつある。また、当面の利用形態と目される瀝青炭とのは亜瀝青炭専焼時の、NOx･灰中未燃分を大幅低減可能

混炭燃焼時においては、既に、実機で最も良く利用されな燃焼技術を開発する予定である。一方、近年、低品位

る混炭率 30 ％までの条件では、ほぼ瀝青炭専焼時の炭などを使い易くするための脱灰・脱水技術を中心とす

NOx･灰中未燃分排出特性レベルに調整できる炭種選定

る改質技術開発が進められており、直接利用できないほ

方法を明らかにした。今後は、より質の悪い亜瀝青炭をど品位の低い石炭も、これらの技術の採用により利用可

用いた場合や、混炭率が高くなった場合にも、同等の能となっている。このような改質炭の燃焼技術の開発を

NOx･灰中未燃分排出特性を達成できる燃焼技術を開発行うことにより、一層、燃料源の多様化も図れるようにする必要があると思われる。

なると考えられる。

高灰分炭、高燃料比炭についても、その燃焼時の特性

また、バイオマス、廃棄物など化石燃料以外の可燃性はほぼ明らかにされており、今後の利用拡大にあたっての固体を利用することも重要になってくると思われ、今解決すべき課題等も明確になっている。利用可能性が高後は、これらについても燃焼特性を明らかにすると共に、いのは高灰分炭よりも高燃料比炭であると思われるが、燃料としての利用可能性を拡げていく予定である。

電中研レビュー No.46 ● 97

コラム３：高灰分炭・高水分炭の改質技術
なぜ、低品位炭の改質なのか？

が、所要エネルギーが最も少ないと考えられてい将来の石炭の安定供給やコストの低減を一層進めるためには、これまで山元でしか利用されなかった高灰分炭や高水分炭などの発熱量の低い低品

るが、本格的な実用に至るまでの低動力化は図れていない。
当研究所では、水分の加熱や蒸発を不要とし、位炭の利用を拡大する必要がある。一般に、低品

所要エネルギーの節約が可能な新たな石炭脱水法

位炭は安価だが、燃焼性や輸送性が悪く、ハンドの開発を試みている。これは、わずかな加圧で液リングが難しい等、我が国で利用するには課題が化できる有機溶剤に石炭中の水分を溶かして分離多い。このため、低品位炭を本格的に導入するにし、その後に減圧して、有機溶剤を蒸発させるこは、山元で安価に灰分や水分を取り除き、高品位とで、有機溶剤と水分とを分離する溶剤置換法でな瀝青炭並みの性状に改質する手法の開発が有益

ある。

である。

水の溶解度が高い液化ＤＭＥ（ジメチルエーテ
ル）を有機溶剤として用いた場合の、プロセスの

高効率脱灰の可能性を探る

評価（図２）を行い、脱水エネルギーを大幅に低石炭の一般的な脱灰法として、灰分の比重が可減できることを明らかにした。今後は、石炭から燃分よりも大きいことを利用し、溶液の上に浮か分離された排水の処理方法の開発や、脱水と排水ぶ軽い可燃分を回収し、溶液中に沈む灰分を分処理に伴うエネルギー低減について検討を行い 、離・除去する

本技術の実用化に向けた課題の解決を行う予定で

比重分離法

や、空気の泡をバブリングさせた溶液に石炭を投入後、泡に付着したある。

可燃分を回収し、水中に留まる灰分を除去する
浮選法などがある。これらの物理的方法は、多粒状の灰分量の石炭を処理することは可能であるが、脱灰性能や可燃分の回収性能が低い点に難がある。一方、雲状の灰分灰分を薬品等で溶かして除去する化学的方法は、高い脱灰率が得られるものの、薬品コストや排液筋状の灰分処理の負担が大きいことが課題である。
高灰分炭を高品位な瀝青炭程度まで簡易かつ低コストに脱灰するためには、粉砕方法を工夫し、石炭を効率よく可燃分と灰分に分離（単体分離）

図１

石炭中灰分の分布状態（ラマグンダム炭）する手法を開発する必要がある。単体分離の性能
は、石炭中に分布する灰分の分布状態に関係する。

石炭

a、筋状○
b、
当研究所では、石炭中灰分分布は、粒状○

水

DME

第１圧縮機

c に大別されるあるいは雲状（細かい灰分の集合）○膨張機ことを明らかにし（図１）、粒子径が大きく、粒状の灰分を多く含む石炭ほど脱灰し易いことを解明

第２圧縮機
気液
分離器
⇒
排水

している。今後は、石炭中灰分の分布状態に適した粉砕方法を明らかにし、脱灰性能を向上して行電動機

く予定である。

冷却器

0.44MPa, 25℃

蒸発器

凝縮器

新たな省エネ脱水法を考案！
0.78MPa, 30℃

石炭中の水分を除去する方法としては、石炭を加熱して、水分を単純に蒸発させる

蒸発法 （ス

チームチューブドライヤー等）が最も簡単である
が、水の蒸発にエネルギーを要することが大きな問題である。この蒸発法の中で、石炭と油の混合

減圧弁

脱水器
脱水炭
（気化回収）

石炭冷却器

スラリーを加熱して、石炭の水分を蒸発させた後、水の蒸発潜熱を効率的に回収する

98

油中改質法

図２

液化DMEを用いた脱水プロセスの概要

コラム４：ＣＷＭ乾式製造技術
石炭の流体化による利用
ハンドリングが比較的困難な微粉炭を擬似流体化し、パイプライン輸送やタンク貯蔵を可能とする技術の一つに、高濃度石炭水スラリー（Coal
Water Mixture ； CWM）がある。この CWM は石
炭と水を７：３の比率で混合したもので、高濃度で流動性を得るために①石炭粒子の幅広い粒子径分布への調整が必要なことと、②界面活性剤の利用による石炭の親水性改善が主要技術となっている。しかし、既に開発されている湿式製造法では、①の粒子径分布の調整を湿式ボールミルの長時間粉砕によって行なうため効率が悪いこと、また、②の界面活性剤は使用量が４〜 10kg/ｔ-coal にもかかわらず単価が比較的高いこと等が、コストを押し上げる要因となっている。したがって、CWM
コスト削減のためには、これらの課題の解決が必要である。
当研究所では、低コスト CWM 製造の実現のた
め、乾式粉砕した微粉炭から製造する乾式製造法の開発に着手した。しかし、乾式粉砕した微粉炭の粒子径分布では細かな微粒子が不足して流動性が悪いことから、微粉炭の角取り球状化による幅広い粒子径分布への調整技術を開発した。さらに、界面活性剤使用量の削減については、保護コロイ
ド利用によって使用量を半減する技術を開発した。
これらの技術開発によって乾式製造法を確立し、CWM コストの大幅低減を可能とした。
角取り球状化による細かな微粒子の生成
微粉炭の幅広い粒子径への調整は、微粉炭が角図張った多角形となっている形状に注目して、この角を削り取って、細かな微粒子を生成させる方法を考案した。この角取り球状化を、粒子同士ある
いは粒子と粉砕機の粉砕歯とが擦り合う磨砕によって行なうための、図に示すような角取り球状化装置を新たに開発した。
微粉炭は同装置での角取り球状化時にスラリー用水を供給することによって、粒子径分布の調整がなされると共に水との混練がなされ、効率的にCWM が製造される。
コロイド科学による界面活性剤使用量の削減
a 疎水性のCWM における界面活性剤の役割は、○b
石炭の親水化、および○石炭粒子の分散･凝集防止であることから、この内の前者を極く微量の保護
コロイド（1ppt 〜 ppm）に担わすことによって、その使用量を削減した。
この保護コロイドをスラリー用水に添加することにより、角取り球状化によって粒子径調整された石炭粒子はゲルを形成する。これに、界面活性剤を滴下して攪拌によってゾル化を図り、流動性のある CWM とする。このとき、用いる界面活性剤の量は湿式製造法の半分以下でよいことが明らかになり、使用量の削減が可能となった。
CWM コストの削減が可能に
乾式製造技術の開発によって、粉砕動力の低減と界面活性剤の使用量の削減が可能となり、CWM
コストが容易に低減できる。

CWM製造技術

電中研レビュー No.46 ● 99

第

章

9

微粉炭燃焼場の高度計測・
数値解析技術

第９章

微粉炭燃焼場の高度計測・数値解析技術 ● 目

次

横須賀研究所

エネルギー化学部

主任研究員

辻

博文

横須賀研究所

エネルギー化学部

主任研究員

黒瀬

良一

９−１

研究の背景 ……………………………………………………………………………………………………………… 103

９−２

レーザ計測を用いた燃焼火災内の非接触計測 ……………………………………………………………………… 103

９−３

数値解析技術 …………………………………………………………………………………………………………… 107

９−４

今後の展開 ……………………………………………………………………………………………………………… 111

辻博文（1992年入所）入所以来、微粉炭燃焼および気流中粒子計
測に関する研究に従事してきました。微粉炭
燃焼技術についは、低 N O x バーナおよび低負荷対応燃焼技術の研究開発、ならびに光学計測を用いた火炎構造の解明研究を行ってきました。今後は、燃料種の拡大化技術や一層の環境負荷低減技術などの研究に携わり、微粉炭火力の一層の高度化に向けて努力してい
きたいと思います。
（9-1、9-2、9-4執筆）

102

黒瀬 良一（1998年入所）入所以来、数値シミュレーションや光学計
測による微粉炭燃焼火炎の構造解明およびそのモデリングに関する研究に従事してきました。現在は、主に、微粉炭燃焼場を理論的に精度良く解明するためのラージ・エディ・シ
ミュレーションコードの開発に取り組んでいます。
（9-3、9-4執筆）

９−１

研究の背景

今後の微粉炭火力においてはこれまで以上の、環境を用い、ガス分析にはサンプリングプローブを燃焼場に性・運用性の向上および燃料の多様化などが求められて挿入して行われてきた。これらの方法は、比較的容易におり、燃焼技術の一層の高度化が重要となっている。微計測が行えるという利点を有しているものの、接触計測

粉炭燃焼場は、最高火炎温度が 1500 ℃以上にも達するであるため測定対象場を乱すこと、時間・空間分解能が高温の流れ場であると共に、生成・消滅が早く、かつ環低いこと、ラジカルなど測定が困難なものがあること、

境汚染物質の生成・分解等に影響の大きい活性化学種等の問題を有している。このような状況の中、近年、燃（ラジカル）や反応性の固体粒子など、測定が難しい物

焼場を乱すことなく非接触でラジカル等の化学種の濃度質が存在し、反応場と流れ場が複雑であるため、理論的や粒子の挙動を測定することができるレーザ計測が注目な取り扱いが困難であった。したがって、現状では燃焼されている。

装置やバーナなどの開発は経験工学的に行われることが一方、微粉炭燃焼場の数値解析技術については、昨今多く、その手順は極めて煩雑であるため、多大なコストの計算機性能の著しい進歩に伴い、内外で活発な開発がや期間が必要であった。今後の高度燃焼技術の開発にお実施されており、その高度化が進められている。

いては、燃料種や燃焼条件の多種・多様化に対応するた

以上の観点から、当所では、微粉炭燃焼場のレーザ計

め、効率的な推進が不可欠である。そこで、微粉炭燃焼測に関しては火炎内に存在するラジカルの挙動を把握す

場を詳細に測定し、メカニズムを解明することによって、る研究⑴、および微粉炭粒子の挙動を把握する研究

流れ場や反応場ならびに環境汚染物質の生成・消滅プロ

実施している。また、数値解析に関しては、当所が所有

セスをモデル化し、燃焼場を高精度に再現できる数値解する石炭燃焼試験炉を対象とした研究、ならびに燃焼場

析技術を開発することが必要となっている。

の解析精度の向上を図るための研究⑴〜⑽を進めている。

を

従来の燃焼場の測定は、例えば温度に関しては熱電対

９−２

レーザ計測を用いた燃焼
火炎内の非接触計測

微粉炭火炎の構造を明らかにするためには、火炎内のCARS 法は得られる信号強度が極めて弱いため点計測に

温度場、流れ場、化学種の濃度分布に加え、燃焼場内の限られること、装置構成が複雑になるなどの欠点を有し粒子の挙動や粒子の温度などを測定する必要がある。レーている。これに対して、LIF 法は信号強度が強く２次元

ザを用いてこれらの物理量を測定する様々な方法が、現計測が可能であるなど、ラジカルの計測を行う上で多く

在研究開発されている。当所では、燃焼場に存在する化の利点を持っている。当所では、この LIF 法の微粉炭燃学種の中でも NOx などの環境汚染物質の生成・消滅に

焼場への適用を目指し、検討を行っている。これまでに、関わりの深いラジカル（OH、CH など）、ならびに微粉

比較的測定が容易なメタン・空気予混合火炎を用いて、炭等の粒子挙動を計測する手法の開発を図っている。

OH や CH などの可視化手法についての検討を行った。

レーザを用いる、燃焼場内のラジカルの測定について

一方、粒子の挙動については、レーザ・ドップラ流速

は、ラマン散乱法、CARS（Coherent Anti-Stokes

計（LDV）の活用が図られてきた。LDV は、気流に追Raman Spectroscopy）法およびレーザ誘起蛍光（LIF）

従する微小粒子を流れ場に混入させ、その粒子の速度を法などがある。これらのうち、ラマン散乱法および検出することにより流れ場の測定を行うために、開発さ

電中研レビュー No.46 ● 103

れたものである。しかし LDV は本来、粒子の速度を測定するものであるため、近年粒子計測用として活用されエネルギる例も多くなってきた。特に現在、LDV の光学系を改良し、粒子の速度と粒子形状や粒径を同時に計測する幾つかの手法が開発されている。これらの手法の内、平均

v'=3
v'=2
v'=1

前期解離

v'=0

クエンチング

粒径が 40 〜 50 μ m の不定形粒子である微粉炭の粒子速度と粒子形状・粒径を同時に計測できる手法として、シャ

v''=3
v''=2

励起

ドウ・ドップラ流速計（SDV）がある。当所では、こ

v''=1
v''=0

の SDV を実験室規模の小型の微粉炭燃焼火炎に適用し、粒子の挙動を計測している。

核間距離

図9-2-19-2-1蛍光分子のエネルギ準位

レーザ誘起蛍光（LIF）によるガス状ラジカルの計測
図 9-2-2 は、LIF システムの概略を示したものである。

⑴

測定法の概要システムは大きく、レーザ光源、レーザ光を測定場まで

図 9-2-1 は、ラジカルの蛍光計測法の概念を示したも導入する光学系、蛍光を受光する検出装置、レーザ光強のである。原子・分子の持つ電子エネルギ準位において、度分布補正装置、およびこれらの機器のコントロールや準位間の遷移に必要なエネルギ差に対応する波長の光をデータの送受を行う同期制御装置からなる。

原子・分子に照射すると、原子・分子はその光をエネル

レーザ光源は、Nd ： YAG レーザ、OPO（オプティ

ギとして吸収し、上位の準位へ遷移した後、吸収した光

カル・パラメトリック・オッシレータ）および波長校正を再び光の形で放出しながら下位の準位へ戻る。この時装置からなる。波長校正装置は、フォトマルによりミニに発せられた光が蛍光であり、照射光源にレーザを使用

トーチで形成される火炎中のラジカルの蛍光スペクトルした場合には、レーザ誘起蛍光（LIF ： Laser Inducedを計測し、レーザ光源の波長を校正するものである。光

Fluorescence）と呼ばれる。特に、励起レーザ光をシー

学系は、レーザ光を高さ約 3.5cm、厚さ約 0.5mm のシート状にして測定対象場に導入することにより、２次元のト状にするものでシリンドリカル・レンズなどから構成

蛍光強度分布を同時に測定することが可能となる。

されている。検出装置は、主にイメージ・インテンシファ

Nd：YAGレーザ

OPO

フォトマル

ディレイ
ジェネレータミニトーチ
火炎シリンドリカル
レンズ

ビームダンパライン
センサ

バンドパスフィルタ

I. I.

コンピユータ

OPO：オプティカル・パラメトリック・オッシレータ
I. I.：イメージ・インテンシファイア

図9-2-2

104

LIFシステムの基本構成

CCD
カメラ

h（cm）

イアを内蔵した CCD カメラシステムからなっている。
シリンドリカル・レンズ等によってシート状にされたレーザ光は、強度分布を有している。レーザ光強度分布

2.0

1.0

補正装置は、レーザ光が測定場に導入される前にレーザ
0光を一部分離し、その強度分布を検知するものである。

1.0

0

1.0

φ＝1.59⑵ ガス火炎におけるラジカル分布計測

h（cm）

LIF によるラジカルの計測には、計測が容易に行えることを考慮し、メタンと空気の層流予混合火炎を用いた。

メタン・空気予混合層流火炎の直接写真
OH LIF intensity（a. u.）

図9-2-3φ＝0.982.0

計測に使用したバーナは内径６ mm のブンゼンタイプであり、メタンと空気の当量比φを燃料過濃から燃料希

1.0薄となる種々の条件に設定して実験を行った。その火炎
0の直接写真を疑似カラー表示したものを、図 9-2-3 に示

1.00

φ＝1.59火炎の発光が強い領域ほど白色で表される。φが大きい

図9-2-4h（cm）

ほど内炎の高さは高くなるが、発光強度はφが小さいほど強くなるなど火炎の特徴が表されている。

1.0

φ＝0.98OHの蛍光強度分布
NO LIF intensity（a. u.）

す。なお本図は、φが 1.59 と 0.98 の場合のものであり、2.0

計測対象ラジカルとして、燃焼時に排出される最も重要な環境汚染物質の１つである NO の生成診断を可能に1.0

するため、OH, NO, CH, CN および NH を選択した。OH
の計測については、OH が高い濃度で火炎内に存在する

01.0ため、容易に行うことができる。蛍光の受光は、励起波

01.0

φ＝1.59長として 281.258nm を使用し、320nm センタで半値幅

図9-2-5φ＝0.98NOの蛍光強度分布

15nm のフィルタを用いて行われた。図 9-2-4 に計測結果を示す。φが 1.59 の場合には、内炎の外側に OH のている。これは、φが高いほどプロンプト NO の生成量ピークが見られるのに対し、φ =0.98 の場合には内炎のが多いためであると考えられる。

近傍で急速に OH の生成が見られ、その後下流に行くに従い濃度が減少していることが示されている。NO の計
測は、励起波長として 225.208nm を用い、半値幅 20nm

9-2-2 シャドウドップラ流速計（SDV）による粒子挙動の計測の中心波長 254nm のバンドパスフィルタを使用して行われた。図 9-2-5 に得られた蛍光画像を示す。いずれの⑴

測定法の概要

当量比条件においても、NO は内炎のすぐ下流領域にお図 9-2-6 は、シャドウドップラ流速計（SDV）の光学系

ける急激な生成によるものと、火炎後流部の緩やかな生の概略図を示したものである。２本のレーザ光がレンズに成によるものとに大別できることが明らかにされた。内よって集光され、測定点において交差する。その交差部に炎のすぐ下流域における NO は、主に火炎帯内部におい光強度の明暗を持つ干渉縞が形成される。測定点に到達して HCN や NH などを経て生成されるプロンプト NO でた粒子は、干渉縞の光の明暗に対応する光を散乱する。こあると考えられる。一方、火炎後流部における NO は、の様子を模式的に表したのが、図 9-2-7 である。散乱光強拡大ゼルドビッチ機構と呼ばれる反応経路により生成さ度の山の部分が、干渉縞の明に対応する。干渉縞の間隔は、れるサーマル NO である。また、φの違いによる蛍光画

レーザ光の波長ならびに光学系によって決定されるため、像の変化については、分布形状についてはφによる差が

図 9-2-7 の散乱光強度分布において、明の時間間隔を計測

少ないが、φが大きいほど濃度が高くなることが示されすることにより、粒子の速度が測定される。

電中研レビュー No.46 ● 105

散乱光解析部へ
レンズ
粒子速度
粒子
対物レンズ
レーザ光

受光レンズ

レンズ

ファイバアレイ

集光レンズ

粒子形状・粒径

図9-2-6

シャドウ・ドップラ流速計の光学系概略図

粒子速度
散乱光強度

干渉縞

レーザ光

t

である。本図は、微粉炭粒子は粉砕性粒子の特徴である、形状が粒子毎に異なる不定形粒子であることなどを示しており、SDV によって微粉炭粒子の詳細な形状を把握

粒子できることが明らかになった。
時間

図9-2-7

図 9-2-8 は、燃焼時に計測した粒子形状を示したもの

測定部の詳細および散乱光強度分布

次に、図 9-2-9 にバーナ中心軸上における粒子の速度の分布を示す。なお本図においては、粒子速度の粒径による変化を明らかにするため、粒径を 15 μ m 以下、15

一方、粒子の形状および粒径の計測は、以下のように

μ m から 30 μ m の間、ならびに 30 μ m 以上の 3 つの領行われる。図 9-2-6 に示したように、測定点で交差した域に分割し示す。なお、速度はバーナ出口の気流の流速

レーザ光は、受光レンズおよび焦点レンズなどを介した

U0 によって無次元化し、また軸方向距離についてはバー

後、水平方向に 64 個の素子を持つファイバアレイ上に

ナ内径 D によって無次元化してある。この図には、別導かれる。このファイバアレイ上に、測定点における粒途計測した非燃焼時の気流流速も示す。本図より、気流子の投影像が結像される。ファイバアレイ上の素子の信流速と粒子速度の差違や、火炎の存在が粒子速度に与え号強度は、測定点に粒子が存在しないと、レーザ光を検る影響などの、火炎内の粒子挙動を明らかにすることが出するため高くなる。これに対し、測定点に粒子が存在できる。また本図は、非燃焼時の場合には粒径が小さい

する間は、粒子によってレーザ光が遮られるため、ファほど粒子速度は低くなること、燃焼時においては粒径のイバアレイ上の素子の信号強度は低下する。この信号強違いが粒子速度に与える影響は小さく、粒径によらず粒度が低下している時間を計測することにより、粒子形状

子速度はほとんど変化しないことなどを示しており、粒が求められ、粒径は粒子形状から算出される。

径の差異による粒子挙動の変化が明らかにされている。

⑵

小型の微粉炭燃焼火炎における粒子計測
シャドウドップラ流速計による粒子速度と粒子形状・粒径の同時測定は、ここでは実験室規模の小型の微粉炭
燃焼火炎を対象に実施した。この火炎は、垂直上向きに設置されたバーナから噴出された微粉炭（供給量約10g/min）とその搬送用空気により形成されるもので、長さは 30cm 程度である。計測は、この火炎を形成させる燃焼時と、比較のため、火炎を形成させない非燃焼時の 2 条件で行った。

106

図9-2-8

粒子形状の測定例

次に、非燃焼時および燃焼時の粒径の変化を明らかに

粒子速度、U/U0（−）

1.2
1.0

するため、バーナ中心軸上における粒径の平均値を計算0.8した結果を図 9-2-10 に示す。本図に示されるように、
非燃焼時には、粒径は軸方向距離の増加に対して大きな

0.6
Dp＜15μm
15μm＜Dp＜30μm
30μm＜Dp

0.4
r/D=0

0.2
0.0

0

5

10

15

20

25

変化は見られない。これに対し燃焼時には、粒子加熱時の膨潤などの影響により、粒径が軸方向距離の増加と共30

軸方向距離、z/D（−）

は燃焼時の石炭粒子の粒径が変化する過程を把握できる燃焼時手法であることが分かる。

1.2

50

気流流速
Dp＜15mm
15mm＜Dp＜30mm
30mm＜Dp1.00.8

平均粒径（μm）

気流流速および粒子速度、U/U0（−）に大きくなることが示されている。これらより、SDV

0.6
0.4
r/D=0
Noncombustion

0.2
0.0

0

5

10

15

20

25

30

軸方向距離、z/D（−）

r/D=0

40
30
20

燃焼時
非燃焼時

10
0

0

5

非燃焼時

図9-2-9粒径の差異による粒子速度の違い

10

15

20

25

30

軸方向距離、z/D（−）

図9-2-10

バーナ中心軸上における平均粒径の変化

９−３

数値解析技術微粉炭燃焼の数値解析は、連続相である燃焼場の支配が、これは膨大な計算格子点数が要求されるため計算機

方程式［流れの方程式（連続の式と Navier-Stokes 式）、の負荷が高く、基礎研究には適しているものの、実用レ混合物（化学種）の連続の式、およびエネルギ方程式］

ベルの燃焼場への利用は極めて難しい。これに対して、と、分散相である微粉炭粒子の運動方程式を連立して計

現在、実用分野において最もよく用いられているのは、算機で解く方法であり、燃焼場全体の温度や化学種の濃RANS である。本法は、支配方程式を時間平均化し、現度分布、さらには微粉炭粒子の挙動等に関して実験ではれる乱流変動項を応力方程式モデルや渦粘性モデルなど得られないような詳細な情報までも得ることができるとの乱流モデルに置き換えて解く方法であり、計算格子点いう利点を持つ。また、微粉炭性状や流れ場等の条件を数を大幅に減らすことができるため、計算機の負荷を軽任意に変えて比較的容易かつ低コストで繰り返し検討が減することができる。しかし、RANS は、乱流モデルのできるため、燃焼炉の開発、設計支援ツールとしての利選定およびその中に含まれるパラメータ値の決定が難し用が期待されている。

く、さらに、非定常性を評価することができない、とい

連続相である燃焼場の数値解法としては、DNS（Directった問題を有する。そこで、最近では、比較的大きな渦

Numerical Simulation）、LES（Large Eddy Simulation）、塊については支配方程式を直接解き、残りの小さな乱れおよび RANS（Reynolds-Averaged Navier-Stokes）のをモデルにより計算する LES が注目されている。これ３つが挙げられる。この中で最も計算精度が高いのは、は、一種の空間平均法であるが、非定常計算が可能で、計算格子間隔を流れ場、濃度場、温度場の最小渦塊以下

モデル中にもパラメータをほとんど含まないという利点に設定してそれらの支配方程式を直接解く DNS であるがある。また、LES は、計算機の負荷という点では電中研レビュー No.46 ● 107

RANS に比べると高いが、計算機性能の進歩を考えれば二段燃焼用空気3.0m

近い将来の実用分野への適用も十分実現する可能性を有する方法である。

.42m

以上のことから、当所では、特に、RANS と LES の

rθ
x

8m

π/3radバーナ
0.16m

研究を進めている。

8.0m

計算領域

9-3-1 RANS
0.02m

当所が所有する石炭燃焼試験炉（長さ 8.0m，内径0.02m

0.85m の横置円筒型）内の微粉炭燃焼場 ⑾〜⒀ に対して、
0.02m

RANS を適用した研究例について概説する。本研究は、５種類の瀝青炭を対象に計算を実施し、得られた燃焼諸0.02m

特性量を実験値⑾〜⒀と比較することによって、RANS の

３次空気
２次空気
１次空気
微粉炭

壁

バーナ形状

適用性を評価したものである。
-3-1⑴

RANSで対象とした計算領域およびバーナ
形状の概略

計算方法
使用した５種類の瀝青炭の性状を表 9-3-1 に、また、（r）× 11（θ）点（バーナ近傍領域における x、r 方向の計算領域およびバーナ形状の概略を図 9-3-1 に示す。計格子分割を細かく設定）とし、乱流モデルには k-ε２方

算領域は円筒の一部（−π/６≦θ≦π/６）としている。

程式モデル⒁を用いている。なお、本計算には、ワーク

微紛炭はバーナの 1 次空気口から搬送用の１次空気と共ステーションを用いて、１ケース当たり約 60 時間のに炉内へ供給され、１次空気口の周りから２，３次空気CPU 時間を要した。

が、x=3.0m の位置における側面から二段燃焼用空気がそれぞれ注入されている。１〜３次空気口から注入された空気の流入速度は、実際の実験⑾〜⒀と合うように与え⑵

瀝青炭燃焼特性の実験値との比較
ニューランズ炭燃焼時における時間平均の火炎温度、られる。石炭の投入熱量は 6.54 × 105kcal/h とし、燃焼および O2、NO 濃度の主流（x）方向軸上分布を、実験値⑾用空気の総流量は、出口における完全燃焼時の過剰酸素〜⒀

濃度が４%（空気比 =1.24）となるように決定している。

主流方向の気流速度、火炎温度、および O2、NO 濃度の二段燃焼率（＝二段燃焼用空気体積流量／総燃焼用空気

炉内分布を図 9-3-3 に示す（図中の色は、青から赤になる

体積流量）は 30 ％である。計算格子点数は 61（x）× 58

につれて各特性量の値が高くなることを示している）。いと比較したものを図 9-3-2 に示す。また、参考までに、ずれの分布においても計算値は実験値と定性的に良く一
表9-3-1
用

途

ニュー
ランズ

水分＊1（％） （2.2）
＊2
揮発分
28.4
工
＊2
56.4
業 固定炭素分 灰分＊215.2
析 発熱量＊26730（kcal/kg）
C＊2（％）
71.8
元 H＊2
4.45
素 N＊2
1.59
分 ＊2
6.44
析 O
＊2
S
0.48
FR＊3（−）
1.99
FR/FN＊4（−） 1.25

石炭性状致しており、現実的な微粉炭燃焼場が再現できているこ

ワンボ

プラトー

ワーク
ワース

プレア
ゾール

（3.5）
35.7
54.6
9.7
7080

（5.9）
41.3
48.8
9.9
6870

（4.5）
31.4
57.5
11.1
6770

（7.9）
29.6
62.7
7.9
6710

74.2
5.62
1.82
8.27
0.42
1.53
0.84

71.9
5.47
1.30
11.8
0.41
1.18
0.91

73.6
5.10
1.59
8.36
0.35
1.83
1.15

74.6
4.52
1.54
11.2
0.23
2.11
1.37

＊1：恒湿ベース、＊2：無水ベース、＊3：燃料比（固定炭素と揮発分の比）、＊4：燃料比と行炭巾N分含有率の比108とがわかる。ただ、定量的には、計算値は実験値に比べて、火炎温度のピーク値が高く下流での減衰が大きい傾向をもつ。また、x ＜３ m の領域で O2 濃度が高く、NO
濃度のピーク値が低い等の点で差異も見られる。このよ
うな差異が生じる理由としては、設定した炉やバーナの形状が実験とは完全に一致していないことや、乱流モデ
ルとして用いた k-ε２方程式モデルがせん断の強いバー
ナ近傍領域では十分な精度をもたないことが挙げられる。
計算を実施した全５炭種について、未燃焼率 Uc*（石炭中可燃分に対する未燃分の割合）、ならびに燃焼効率Ef （＝１− Uc *）と燃料比 FR （= 石炭中固定炭素の割

2000

合/石炭中揮発分の割合）の関係、および NO 転換率 CR
温度（K）

1500

（石炭中 N 分に対する NO に転換した N 分の割合）
二段燃焼用空気1000

FR/FN との関係をそれぞれの実験値 ⑾〜⒀と比較したものを図 9-3-4、9-3-5 に示す。４章でも述べられている

実験値
計算値

500

ように、今回計算対象とした試験炉においては、未燃焼
0
0

1

2

3
4
5
6
バーナからの距離 ×（m）

78

料比 FR と N 分含有率 FN の比に対して増加傾向を示す

温度

ことが実験的に知られている⑾〜⒀。図から、両計算値は、

0.25

定量的な差異は見られるものの、実験値と同様の増加傾

実験値
計算値

0.2

向を示し、燃料比 FR や N 分含有率 FN の影響を矛盾なく再現していることが確認できる。

0.15
二段燃焼用空気
0.05

90

10
1

2

3
4
5
6
バーナからの距離 ×（m）

7

O2濃度
800
実験値
計算値

600

未燃焼率

NＯ濃度（ppm）

700
二段燃焼用空気

500

実験値
計算値

8
Uc＊（％）

0

8

92

6

94

4

96

2

98

Ef（％）

0

燃焼効率

Ｏ2濃度（ー）

率 Uc* は燃料比 FR に対して、また、NO 転換率 CR は燃

400
300
200
100
0

1

2

3
4
5
6
バーナからの距離 ×（m）

7

0.5

8

1

1.5
燃料比

NO濃度

図9-3-4
図9-3-2

100
2.5

0

0

2

FR（ー）

Uc＊（未燃焼率）とFR（燃料比）の関係

温度およびO2、NO濃度の主流(x)方向軸上分布の実験値との比較（ニュ−ランズ炭）
30
実験値
計算値

25

r
x

気流流速

火炎温度

NO転換率

CR（％）

二段燃焼用空気

20

15

10

5

O2
0
0.6

NO

図9-3-3主流方向気流流速、火炎温度およびO2、NO
濃度の炉内分布（ニューランズ炭）

0.8

1

1.2

1.6

（燃料比 FR）/（N分含有率 FN）（ー）

図9-3-5CR（NO転換率）とFR/FN（燃料比/N分含有率）の関係

電中研レビュー No.46 ● 109

⑵微粉炭燃焼火炎の非定常性評価
噴流により送り込まれた固体燃料粒子群の x-y 断面

9-3-2 LES

（z=0 付近）における質量減少率を図 9-3-7 に、また、xLES については、まず、実験室規模の小型微粉炭燃

y 断面（z=0）の瞬間火炎温度分布を図 9-3-8 にそれぞ

焼火炎に対して適用を行った。本 LES コードは現在開れ示す。図 9-3-7 中の色は、赤から青になるにつれて粒発段階であるため、現状のコードにはラジカル反応を含子の質量減少率が増加することを、また、図 9-3-8 中のむ詳細反応機構や複雑な石炭性状は考慮されていない。

色は、青から赤になるにつれて火炎温度が高くなること

しかし、前述したように、LES は上述した RANS とはを示している。RANS で得られた図 9-3-3 の分布と比較異なり、微粉炭燃焼火炎の非定常性を評価できるというしても分かるように、本 LES では、粒子群や火炎温度利点がある。ここでは、その一例を簡単に示す⑼⑽。

の三次元的な非定常挙動が捉えられている。固体燃料粒
子群は、上流域ではほとんど広がらず直進するが、揮発

⑴

計算方法

による質量の減少が始まる中流域から半径方向に分散す計算領域の概略を図 9-3-6 に示す。計算領域は 0.48mる傾向が見られる。また、固体燃料粒子の質量減少率が（x）× 0.24m（y）× 0.24m（z）の直方体である。バーナの高い部分は、火炎温度が高い部分と一致するなど、リー噴流出口直径を 6 × 10

−3m、流速を 13m/s とし、このズナブルな結果が得られている。

噴流によって固体燃料粒子は計算領域内へと送り込まれる。なお、ここで、 微粉炭粒子
粒子と書かず、 固体燃料と書いたのは、ここでの計算では、固体燃料粒子を簡易的にメタンの塊とみなしているためである。このY
ZX

固体燃料粒子は、周囲の気体温度に依存して揮発し、気相において空気と反応するものと仮定している。計算格
子点数は 240（x）× 150（y）× 150（z）とし、LES の乱流モデルとしては圧縮型のスマゴリンスキーモデル⒂を採

−0.01

−0.00

0.00

用した。なお、本計算には、上記の RANS で使用した
図9-3-7

ワークステーションよりも計算速度が 10 倍程度速い当

固体燃料粒子の質量減少率（x-y断面、z=0付近）

所が所有するスーパーコンピュータを用いて、１ケース
当たり約 1000 時間の CPU 時間を要した。

z

0.24m
Y

（周囲流）
空気

ZX

固体燃料＋空気（噴流）

y6.0×10ー3m
0.24m

（周囲流）
空気

1.00

x

図9-3-8
図9-3-6

110

1.75

2.50

0.48m

LESで対象とした計算領域の概略

瞬間火炎温度分布（x-y断面）

９− 4

微粉炭燃焼は、微粉炭粒子の気流中の分散挙動に加え、今後の展開

く方針である。また将来的には、これらの技術の試験炉

微粉炭粒子の揮発および揮発分の燃焼、さらに粒子表面や実ボイラへの適用を図り、非接触計測を用いた、バーでの燃焼といった様々な過程が、同時にかつ相互に作用

ナやボイラの高度管理手法の確立を目指す予定である。

する複雑な現象であるため、その詳細が完全に明らかに

一方、数値解析に関しては、引き続き LES コードのされていないのが実状である。本章では、このような微高度化を進めていく予定である。現状のコードでは、ラ

粉炭燃焼場をより高い精度で評価、予測することを目的

ジカル反応を含む詳細反応機構や複雑な石炭性状は考慮に、当所が進めてきたレーザ計測技術と数値解析技術のされていない。そこで、これらを考慮し、本コードの高度化に関する研究成果について紹介した。

NOx 等の汚染物質予測が高精度で行えるものへの発展

今後、レーザ計測に関しては、上述した二つの計測技を考えている。

術を亜瀝青炭等の幅広い性状の石炭種に適用することや、

レーザ計測による研究と数値解析による研究は、全く実際の燃焼場に近い、より複雑な燃焼場へ適用すること

別の独立した手法のように思われる。しかし、実際は、によって、微粉炭燃焼火炎の構造を詳細に明らかにして数値解析の精度を検証するためにはレーザ計測で得た信いく予定である。また、これらの計測技術だけでなく、頼性の高いデータが不可欠であり、逆に、数値解析で得

近年噴霧燃焼場等の非接触計測技術として注目されていられた新たな現象を実験で検証することがレーザ計測のる自発光計測や温度計測、粒子挙動の２次元計測などの次の目標になる場合も多々ある。当所では、双方の利点

微粉炭燃焼場への適用性の検討を行い、可能であればこを生かしつつ、それらの高度化および相互比較を効率的

れらの計測技術を用いた測定を実施していく。さらに、に進め、微粉炭燃焼場の解明さらには高度燃焼技術の開複数の計測手法を同時に用いた、例えばラジカル挙動と発へと発展させていきたいと考えている。

粒子挙動の同時計測技術などについても検討を行ってい電中研レビュー No.46 ● 111

第

章

10

微粉炭火力技術高度化のための将来課題

第 10 章微粉炭火力技術高度化のための将来課題 ● 目
CS推進部

横須賀研究所

受託推進グループ

エネルギー化学部

次

部長

牧野

尚夫

上席研究員

白井

裕三

10−１

今後の微粉炭火力の役割と運用 ……………………………………………………………………………………… 115

10−２

微粉炭火力の将来課題 ………………………………………………………………………………………………… 115

10−３

石炭燃焼特性実証試験装置の役割と機能 …………………………………………………………………………… 116

牧野

114

尚夫（10ページに掲載）（10-1、10-2執筆）

白井裕三（16ページに掲載）（10-3執筆）

10 −１

今後の微粉炭火力の役割と運用

石炭は、他の化石燃料に比べ相対的に CO2 排出量が多

DSS 火力としての役割などが益々強く要求されるもの

いなどの問題点はあるものの、可採埋蔵量が多く、政情と思われる。また、発展途上国の経済成長などを考えた的に安定した国で多く産出するため、供給安定性が高い

場合、現在使用している高品位な瀝青炭の供給は徐々になどの特徴を持ち、将来的にも重要なエネルギー源のひ

タイトになると考えられ、今まで以上の燃料の多様化、とつであると考えられる。

特に低品位燃料の利用が期待されるようになってくるこ

石炭利用時の問題点である、CO2 排出量の抑制の観点とに加え、これまであまり燃料として考えられなかったからは、石炭ガス化複合発電や石炭ガス化燃料電池複合

バイオマスなども使用されるようになってくると思われ発電など、現在開発中の新型高効率火力の重要性が徐々る。さらに、環境保全の観点からは、環境汚染質の一層に高まっていくものと考えられるが、技術的信頼性の高の排出抑制が可能なクリーンな火力としての環境保全技

さ、柔軟な運用性、様々な燃料に対する利用可能性、な術の高度化が望まれるものと思われる。特に、廃棄物のらびに低い発電コストなどを考えると、微粉炭火力の重リサイクル、リユースが要求されている現在の状況から要性は今後も低下することはないと思われる。

考え、微粉炭火力から排出される廃棄物の有効利用、中でも発生量の最も多い石炭灰を有効利用する技術が強く今後の微粉炭火力においては、これまで以上に需給バ望まれると考えられる。

ランスを調整するための、例えば毎日起動・停止を行う

10 −２

微粉炭火力の将来課題

微粉炭火力の将来課題としては、まず第１に、石炭灰有効利用量拡大のためには、新たな石炭灰の有効利用先の有効利用量の増大が挙げられる。これまで石炭灰はの探索ならびに、それに応じた石炭灰性状の調整技術が60 ％程度がセメント等に有効利用され、残りを埋立処重要となる。

分してきたが、近年、埋立場所が徐々に少なくなってお燃料の多様化、コスト低減の観点からは、これまで以り、一層の有効利用量の増大が望まれている。また、現上に幅広い燃料の利用が期待される。既に亜瀝青炭につ在の有効利用の実態としては、必ずしも性状の良い石炭

いては、一部の微粉炭火力で導入が始まっているが、今灰だけが排出されるわけではないため、コスト的にメリ

後は、一層大量の導入あるいは、より品質の悪い石炭のットのあるセメント混和材などでの利用は限られており、導入も期待される。特に質の悪い石炭については、改コストの低い粘土代替材料としての利用が主となってい

質・高品位化しての利用も考えられ、これらの改質炭のる。これらの石炭灰のほとんどが有価灰として利用でき

燃焼技術、排煙処理技術の開発も重要となると思われる。

るようになれば、発電コストの低減と共に、石炭灰の有また、バイオマスなど、これまであまり利用されなかっ効利用量の増大が図れるようになる。このような観点かたが、再生可能エネルギーとして今後その有効な利用がら、今後は、有効利用しやすい性状の石炭灰を排出する重要と考えられているものもあり、これらについても、技術の確立が極めて重要となる。石炭灰をセメント混和

幅広く利用できるようにする技術が不可欠となると思わ材等に有効利用するためには、灰中未燃分濃度やメチレれる。

ンブルー吸着量が低く、かつ性状が変動せず均質な石炭

環境性の向上の観点からは、益々、厳しくなる環境保灰を供給する必要がある。そこで、様々な石炭種、使用全に対する要求に応えるため、さらなる高性能な排煙処条件に対しても、常に石炭灰性状を制約条件範囲内に調理技術の開発が望まれるようになると考えられる。特に、整できる技術を開発しなければならない。また、一層の

近年の低コスト、省エネ化の観点からは、性能が良いだ

電中研レビュー No.46 ● 115けでなく、所要動力やコストの低減が同時に達成できる

これらの課題のうち、特に重要な燃焼技術に関しては、

方式の開発が期待される。また、これまで環境汚染質と

従来は経験工学的手法で改良が進められてきた。しかし、して主な対象となっていた SOx、NOx、ばいじんに加近年の環境汚染質の排出抑制、燃料多様化の厳しい要求

えて、様々な微量物質などの影響も注目され始めており、に対して、より斬新な高度技術の開発で応えていくため

これらの正確なプラント内挙動把握、排出抑制にも配慮には、高度計測を用いた燃焼火炎の構造評価や、数値計した技術開発の重要性が高まってくると思われる。一方、算を用いた燃焼場の理論的解明、ならびにこれらの技術

地球温暖化物質として重要な CO2 の排出抑制に向けては、の実用燃焼場への適用が一層重要になると思われる。今

発電効率の向上が最も重要であり、蒸気条件改善に不可後は、これらの技術の高度化ならびに信頼性向上を図り、欠な高温用材料の開発、信頼性向上などは今後も重要で新たな燃焼技術開発へと有効に反映させていく必要がああると考えられる。

ると考えられる。

10 − 3石炭燃焼特性実証試験装置の役割と機能
一方、一層の環境性向上に向け、「微量物質排出抑制技

10-3-1 設 置 目 的術および高度排煙処理技術の開発」も進めていく。本装置は、これらの各研究に有効に利用できるものとして設

微粉炭火力の燃料多様化、環境性向上、コスト低減の計している。

ため、様々な燃料の燃焼および排煙処理を実機と同様の過程で行うことにより、最適な操作条件の解明、未利用

10-3-2

特徴と機能

燃料の事前総合評価法、微量物質の挙動解明および新たな高度燃焼装置、排煙処理装置の開発を進めて行く必要がある。
当研究所は、2002 年 10 月に燃焼から排煙処理までを本装置は、微粉炭火力の高度化に関する様々な技術開発に用いるため、以下の特徴を有する。
①

実機と同過程で試験できる「石炭燃焼特性実証試験装置」を設置した。

3 段のバーナを有する竪型炉を採用することにより実機と同様の燃焼履歴を実現する。

②

廃棄物等（RDF 等）、バイオマス、重質油などの難燃性燃料に対応でき、その燃焼特性を評価可能にする。

本装置を用いた当面の主な課題としては、石炭灰処分③

石炭やバイオマス等の混焼時において複数段バーナ問題の解決に向け、排出される石炭灰のすべてを有効利の注入位置、注入比率、各段バーナに投入する石炭種用可能とするための、「石炭灰高品質化・均質化燃焼技などを変化し、バーナシステム全体の調整により燃焼術の開発」、さらに多炭種対応のための、「低品位炭（亜技術の最適化を図ることを可能にする。

瀝青炭など）の最適燃焼技術の開発」、および未利用炭④

実機と同様の脱硝装置、電気集塵機および脱硫装置の燃焼から排煙処理までの特性を事前に評価する、「石を有することにより、各種燃料の燃焼特性から排煙処

炭の総合評価システムの開発」を進めている。また、将理性能までの総合的な評価を可能にする。

来的には、サーマルリサイクルおよびエネルギー源の強⑤実発電所を模擬できる煙道内の温度履歴調整機能な化のため、廃棄物等（RDF 等）、バイオマス、重質油な

らびに各種排煙処理装置を備えており、実機を容易にどの、「難燃性燃料の燃焼性把握および最適燃焼技術の模擬でき、微量物質の挙動評価を可能にする。また、開発」へと展開していく計画である。

新型の排煙処理技術の開発にあたっては実ガスを用い

116

て検証できるように、任意に排ガス温度を設定できる⑵

ようにする。

・図 10-3-2 に示すように 3 段のバ−ナを有し、実機と竪型マルチバーナ炉

同様、火炎の相互干渉のある燃焼場が形成可能である。
本装置の構成は、燃料供給装置、竪型マルチバーナ炉、・各バ−ナの角度、バーナ間距離および熱輻射強度の調排煙処理装置からなる。図 10-3-1 にプロセスフローを

整機能を有し、難燃性燃料の着火の維持、および安定示す。燃料供給装置において粉砕された微粉炭は、3 本燃焼が可能である。

のバーナに送られ、縦型燃焼炉で燃焼され、燃焼用空気・竪型炉の採用で炉底灰の連続排出・採取が行え、炉底と熱交換された後、脱硝装置（SCR 法）に入り、発生灰の詳細評価および長時間連続運転が可能である。

した NOx は分解される。その後、燃焼試験のみの場合
は、全量の排ガスが、バグフィルタに送られ、フライア
ッシュが除去された後、アルカリスクラバーで SOx が除去され排出される。排煙処理装置の試験時は、脱硝装置において 3 分の 1 の排ガスを分岐して、排煙処理装置に送られ、電気集塵機および排煙脱硫装置の性能が評価される。また、同時に微量物質等の測定も実施する。以下に、各装置の主な機能を示す。
OFAポート⑴ 燃料供給装置
・石炭、重質油の貯蔵、供給設備を有し、多種燃料の燃焼特性評価が可能である。
・石炭においては 3 本のバーナに各 100kg/h で石炭供給が可能であり、重質油燃料は、3 本のバーナに各 60 リ

上段バーナ

ットル/h で供給が可能である。

中段バーナ
下段バーナ

・各バ−ナに個別の燃料供給ラインを有し、さらにバー

サンプリングポート

ナ毎に石炭供給ビン２器を有するため、バ−ナ毎に燃料の種類、混炭率、供給量が調整できる
図10-3-2

竪型マルチバ−ナ炉

高性能排煙処理装置
設置予定位置燃料供給装置煙突

電気集じん機

微粉炭
廃棄物

火炉

パイオマス

液体燃料

脱硝装置
バグフィルター

図10-3-1

アルカリ洗浄式
排煙処理装置石炭燃焼特性実証試験装置プロセスフロー

電中研レビュー No.46 ● 117

・バーナ周りの灰付着状態の監視および火炉内に蒸気管・バイパスラインとガスク−ラの適正配置により、実機を挿入して、伝熱特性を評価することにより、灰のス

煙道の温度履歴を模擬できると共に、排ガス冷却過程

ラッギング・ファウリング特性の評価が可能である。

を任意に設定できる。
・任意の温度条件に設定可能な新設の排煙処理設備設置⑶

排煙処理装置・実機煙道を模擬し、全量の排ガスを処理できる脱硝装置（SCR 法）、および排ガスの 3 分の 1 の処理量を有する電気集塵機および石灰石-石膏法を用いた排煙処理装置を有する。

118

用スタンドを有し、微量物質除去技術、高性能脱硫・脱硝技術等について幅広い温度条件での実ガス実証が可能である。
・電気集塵機の温度を 90 〜 200 ℃まで制御でき、操作温度の影響評価が可能である。

お

わ

り

理事 横須賀研究所長

に
瀬間

徹

石炭は、供給安定性に優れ、かつ長期に亘って利用することが可能な燃料として、今後も重要なエネルギー源であり続けると考えられています。このような状況の中、温室効果ガスの排出量低減のための発電効率向上の観点から、石炭ガス化複合発電や石炭ガス化燃料電池複合発電などの新型高効率火力の開発に大きな期待が集まっていますが、高信頼性、低コスト性などの利点を考えますと、微粉炭火力は今後も重要な発電技術としての立場を維持していくものと考えられています。
当研究所では、石炭利用技術をエネルギー安定供給のキーテクノロジーの一つして位置付け、様々な技術開発を行ってきており、さらなる技術の高度化に向け、新たな技術開発課題に戦略的に取り組むと共に、常に世界最高レベルの技術開発の拠点として、時代のニーズに合致した成果を発信し続ける所存です。このような状況に鑑み、一層の研究
力強化の観点から、これまで用いられてきた設備に加え、より実機に近い研究設備である｢石炭燃焼特性実証試験装置（MARINE 炉）｣を新設するなど、微粉炭火力のさらなる高度化に向けた今後の技術開発のため、研究体制の充実を図っています。
本レビューは、微粉炭火力技術に関する当所のこれまでの成果を中心に、今後の技術開発の展望も含めてまとめたものです。地球環境保全、燃料多様化など、微粉炭火力を巡る課題は益々多くなっています。今後も、一層有益な研究を実施していくため、是非ご一読頂き、様々なご意見、ご要望を賜われれば幸いです。

電中研レビュー No.46 ● 119

査研究分科会成果報告書（2002）、pp. 11-29

引用文献・資料等⑼

伊東正道、他8名、「超々臨界圧発電プラント用ボイラ
チューブおよびタービンロータの開発」、火力原子力発

第１章⑴

電、第37巻（1986）、pp. 727-740

Survey of Energy Resources 1998, 第 18 回世界エネル⑽

ギー会議（1998）
⑵

JIS

⑶

ASTM

新田明人、他2名、「超々臨界圧蒸気タービンロータ用
改良 12Cr 鋼の高温強度特性評価」、電力中央研究所研究M1002

報告：T87007（1987）⑾

D388

緒方隆志、新田明人、「超々臨界圧タービンロータ改良⑷

JIS M8810

12Cr 鋼および A286 鋼の強度特性評価」、電力中央研究⑸

JIS

所研究報告：T88082（1989）

M8811

⑹

JIS

M8812

⑺

JIS

M8813

⑿

新井将彦、「蒸気タービン用ロータ材料及びブレード材料」、日本機械学会 2 1 世紀の発電事業に対応した蒸気タービン技術に関する調査研究分科会成果報告書（2002）、

第４章⑴

pp. 169-176

中田俊彦、牧野尚夫、他、「微粉炭燃焼に伴う N O x ･灰
中未燃分の排出特性」電力中央研究所研究報告 W86012

第６章（2000）⑴⑵

佐藤幹夫、牧野尚夫、他、「混炭燃焼時における NOx 濃

炭燃焼時の N O x 低減」、燃料協会誌、Vol. 69, No. 9,

度と灰中未燃分濃度」電力中央研究所研究報告 2 8 5 0 3 2

pp. 856-862（1990）⑵（1986）⑶

松田裕光、牧野尚夫、他、「炭種適合性評価技術の開発」
松田裕光、牧野尚夫、他、「炭種適合性評価技術の開発

牧野尚夫、木本政義、氣駕尚志、遠藤喜彦、「微粉炭用新型低 N O x バーナの開発」、火力原子力発電、 4 8、6、

電力中央研究所研究報告W99302（2000）⑷

牧野尚夫、木本政義、他、「空気多段注入法による微粉

702-710（1997）⑶

牧野尚夫、木本政義、他、「微粉炭燃焼に伴う N O x ･灰（その２）」電力中央研究所研究報告W01036（2002）

中未燃分同時低減燃焼技術の開発（その１）」、電力中央

牧野尚夫、佐藤幹夫、木本政義、日本エネルギー学会誌、研究所研究報告：W88010（1988）⑸⑷

Vol. 73、No. 10（1994）⑹

牧野尚夫、木本政義、辻博文

他、電力中央研究所研究

中未燃分同時低減燃焼技術の開発（その２）」、電力中央

報告、総合報告W13（1999）

研究所研究報告：W88025（1989）
⑸

第５章
⑴

高取静雄、「石炭火力発電の変遷」火力原子力発電誌、⑶

研究所研究報告：W88031（1989）⑹

小川孝之、「地球温暖化問題に応える高効率石炭火力発

中未燃分同時低減燃焼技術の開発（その４）」、電力中央研究所研究報告：W89006（1989）

増山不二光、「環境対応材料の開発動向−超々臨界圧ボ⑺

F. Masuyama,

282056（1983）

History of Power Plants and Progressin Heat Resistant Steels,⑻

ISIJ International, Vol. 41

中村裕交、「超々臨界圧プラント川越火力発電所 700MW

究報告：283023（1983）⑼の 建 設 計 画 」、 火 力 原 子 力 発 電 、 第 3 8 巻（ 1 9 8 7 ）、
pp. 803-811⑺⑻

電中研レビュー「環境に優しい石炭利用技術」、No. 3（1994）⑾

火力原子力発電、「入門講座阿部博行、「超高温高圧火力プラント（U S C）の開発」、

術・設備

火力原子力発電、第38巻（1987）、pp. 239-250（1990）

新井康夫、「石炭火力発電技術の動向」、日本機械学会 21
世紀の発電事業に対応した蒸気タービン技術に関する調120

小澤政弘、他、「排煙脱硝装置の最新技術」、石川島播磨
技報、Vol. 39, No. 6, 356, pp. 357（1999）⑽椹木義淳、阿部富士雄、「超々臨界圧エネルギー機器と極長時間強度」、材料、第51巻（2002）、pp. 701-706

牧野尚夫、佐藤幹夫、他、「石炭および石炭灰性状が集じん性能におよぼす影響（その１）」、電力中央研究所研（2001）,pp. 612-625⑹

牧野尚夫、佐藤幹夫、他、「石炭燃焼試験炉における微粉炭の燃焼（その２）」、電力中央研究所研究報告：（2001）、pp. 750-755⑸

西田真二、牧野尚夫、他、「微粉炭燃焼に伴う N O x ･灰電技術開発の動向」
イラ用耐熱材料の開発動向−」、溶接学会誌、第 7 0 巻⑷

牧野尚夫、木本政義、他、「微粉炭燃焼に伴う N O x ･灰中未燃分同時低減燃焼技術の開発（その３）」、電力中央第337号、Vol. 35、No. 10⑵牧野尚夫、木本政義、他、「微粉炭燃焼に伴う N O x ･灰⑿Ⅳ

火力発電所の環境保全技

脱硫設備」、Vol. 41, No. 7, 91, pp. 916

永島正明、他、「石炭灰利用乾式脱硫装置の除じん性能」、
火力原子力発電、Vol. 45, No. 12, 76, pp. 77（1994）

⒀花田剛、他、「石炭火力発電所における乾式脱硫脱硝技
術

乾式活性炭法硫黄回収式」、火力原子力発電、V o l .

40, No. 3, 37, pp. 40（1989）⒁⒂

流線形リングによる検討」電中研研究報告 W 9 6 0 1 4、（1997）⒁

青木慎治、「電子ビーム排ガス処理技術」、燃料協会誌、

M. Kimoto, M. Ikeda, H. Makino, T. Kiga and Y. Endo,
Improvement of Low Load Combustion Stability forVol. 69, No. 3（1990）

Advanced Low NOx Burner , JSME International

火力原子力発電、「入門講座［火力発電所（全体計画とJournal, vol. 41, 4,（1998）

付帯設備）］Ⅸ環境対策」、Vol. 51, No. 2, pp. 72（2000）⒂

M. Kimoto, M. Ikeda, H. Makino and T. Kiga,
Development of Advanced Low NOx and High

第７章

Turndown Burner for Pulverized Coal Combustion ,⑴

Proceedings of IJPGC (International Joint Power⑵

小谷田一男、牧野尚夫、木本政義、小野哲夫、「微粉炭用ワイドレンジバーナの開発（その１）」、電中研報告

Generation Conference and Exposition) -ICOPE

W88009、（1988）（International Conference on Power Engineering） 99,

沖裕壮、小谷田一男、安部新一、小笠原一、桧垣和司、
氣駕尚志、高野伸一、「微粉炭用内部セパレート型ワイ（1999）⒃

ドレンジバーナの開発」、電中研報告W94019、（1995）⑶⑷⑹

pp. 790-798（1999）⒄

前茂広、「微粉炭用新型低 NOx バーナの低負荷燃焼安定

小谷田一男、沖裕壮、安部新一、小笠原一、桧垣和司、

性の向上（その2）」電中研研究報告W95002、（1995）⒅

新型低 N O x バーナの低荷燃焼安定性の向上（その3）」

源、Vol. 17, No. 4､（1996）

電中研研究報告W95016、（1996）

沖裕壮、小谷田一男、安部新一、小笠原一、氣駕尚志、「微粉炭用内部セパレート型ワイドレンジバーナの開発」、

第８章

動力、No. 237、（1996）⑴

辻博文、牧野尚夫、木本政義、池田道隆、大場克巳、

池田道隆、辻博文、木本政義、牧野尚夫、「微粉炭用新⑵⑶⑽

気評論、Vol. 84, No. 12, pp. 47-50（1999）⑷

燃焼時の N O x ･灰中未燃分低減方法の検討（その１）」（その4）」電中研研究報告W95034、（1996）

電中研研究報告、W99014、2000-3

木本政義、牧野尚夫、大場克巳、氣駕尚志、「微粉炭用⑸Emission Characteristics

of NOx and Unburned Carbon in Fly Ash of Sub-

ギー学会誌、77巻、3号、pp. 223-233、（1998）

bituminous Coal Combustion

池田道隆、木本政義、辻博文、牧野尚夫、氣駕尚志、遠Journal Series B, Vol. 45, No. 3, pp. 506-511 2002-8⑹

JSME International

池田道隆、森永英揮、東山浩一、牧野尚夫、「亜瀝青炭アップ検討（その2）」電中研研究報告W96005、（1997）

燃焼時の N O x ･灰中未燃分低減方法の検討（その２）」

木本政義、辻博文、牧野尚夫、氣駕尚志、「低負荷対応

電中研研究報告、W00018、2001-3⑺

ギー学会誌、78巻、6号、pp. 404-415、（1999）

池田道隆、森永英揮、東山浩一、小材幸稔、牧野尚夫、「亜瀝青炭燃焼時の N O x ･灰中未燃分排出特性」電中研

池田道隆、辻博文、木本政義、牧野尚夫、「低負荷対応
用新型低 N O x バーナのスケールアップ検討（その1）⒀

M.Ikeda, Y.Kozai, H.Makino,

低 NOx バーナの低負荷燃焼安定性の向上」、日本エネル

用低 N O x バーナのスケールアップ検討」、日本エネル⑿

池田道隆、木本政義、小材幸稔、牧野尚夫、「亜瀝青炭「微粉炭用新型低 NOx バーナの低負荷燃焼安定性の向上

藤喜彦、「低負荷対応用新型低 N O x バーナのスケール⑾

牧野尚夫、木本政義、他、「微粉炭燃焼における利用石
炭種の拡大−低品位炭・高燃料比炭の燃焼特性−」、電電中研研究報告W95001、（1995）⑼

World Energy Outlook 2001 Insights, International
Energy Agency（2001）

型低 N O x バーナの低負荷燃焼安定性の向上（その1）」
大場克巳、木本政義、池田道隆、辻博文、牧野尚夫、

石炭プロジェクト 2 0 0 1 年度版、プロジェクトニュース社（2001）

究報告W94014、（1995）⑻

木本政義、池田道隆、大場克巳、牧野尚夫、「微粉炭用レート型ワイドレンジバーナの開発」、エネルギー・資「微粉炭用新型低 NOx バーナの開発（その6）」電中研研⑺

木本政義、大場克巳、辻博文、池田道隆、牧野尚夫、宮の実証試験」、火力原子力発電、Vol. 47, No. 7、（1996）
氣駕尚志、高野伸一、「微粉炭燃焼ボイラ用内部セパ⑸

レンジバーナの開発」、火力原子力発電、Vol .50, No. 7,

安部新一、小笠原一、桧垣和司、小谷田一男、沖裕壮、
氣駕尚志、「微粉炭焚ボイラ用新型ワイドレンジバーナ

牧野尚夫、木本政義、他、「微粉炭用超低 N O x ･ワイド

研究報告、W00017、2001-3⑻池田道隆、森永英揮、東山浩一、牧野尚夫、「亜瀝青炭数値計算による微粉炭濃縮機能の検討」電中研研究報告

混焼燃焼時の灰中未燃分排出特性」電中研研究報告、

W95035、（1996）

W01034、2002-3

木本政義、池田道隆、辻博文、牧野尚夫、「低負荷対応
用新型低 N O x バーナのスケールアップ検討（その3）⑼池田道隆、木本政義、宮崎哲夫、牧野尚夫、「石炭中灰分が微粉炭燃焼特性に及ぼす影響」電中研研究報告、

電中研レビュー No.46 ● 121

⑺W97023、1998-5⑽⑾

Kurose, R., Ikeda, M. and Makino, H., 2001, Combustion

宮崎哲夫、木本政義、池田道隆、牧野尚夫、「高燃料比characteristics of high ash coal in a pulverized coal

炭の微粉炭燃焼特性」電中研研究報告、W97016、1998-4

combustion, Fuel, 80, 1447-1455

牧野尚夫、木本政義、化学工学論文集、20、6、747-575⑻

Kurose, R., Makino, H. Michioka, T. and Komori, S.,（1994）

2001, Large eddy simulation of a nonpremixed

牧野尚夫、木本政義、氣駕尚志、遠藤喜彦、火力原子力

turbulent reacting mixing layer: effects of heat release⑿

発電、48、6、702-710（1997）and spanwise fluid shear, Combustion and Flame, 127,
2159-2165
⑼

第９章
⑴

⑵

of a solid-fuel jet flame, Proceedings of Ninth

る燃焼火炎内ラジカルの可視化、電力中央研究所報告：International Conference on Numerical Combustion, 33-

W9700734

辻博文、黒瀬良一、2000、シャドウドップラ流速計によ⑽る微粉炭火炎内の粒子速度と粒径の同時計測、電力中央
辻博文、黒瀬良一、牧野尚夫、 2002、シャドウドップラ
流速計を用いた微粉炭火炎内の粒子速度と粒子形状・粒⑷径の同時計測、日本機械学会論文集B編、68：596-602

中灰分が未粉炭燃焼特性に及ぼす影響、電力中央研究所
報告W97023⒀

木本政義、池田道隆、宮崎哲夫、牧野尚夫、 1998、微粉
炭燃焼特性に及ぼす石炭中水分の影響、電力中央研究所

黒瀬良一、辻博文、牧野尚夫、2001、火炉内における微粉炭燃焼場の数値シミュレーション122

池田道隆、木本政義、宮崎哲夫、牧野尚夫、 1997、石炭

黒瀬良一、辻博文、牧野尚夫、 1999、火炉内における微粉炭燃焼場の数値シミュレーション（その１）、電力中⑹

牧野尚夫、 1995、微粉炭燃焼に伴う NOx ・灰中未燃分の排出特性とその低減技術、博士論文⑿

央研究所報告W99006⑸

Kurose, R. and Makino, H., Large eddy simulation of asolid-fuel jet flame, Combustion and Flame（submitted）⑾

研究所報告：W00002⑶

Kurose, R. and Makino, H., 2002, Large eddy simulation

辻博文、宮崎哲夫、1998、レーザ誘起蛍光（LIF）によ−燃焼特性に及ぼ

報告W98002⒁

Launder, B. E. and Spalding, D. B., 1974, The numerical

す石炭中水分の影響−、日本機械学会論文集B編、 6 7、computation of turbulent flows, Comput. Methods

210-218

Appl. Mech. Eng., 3, 269-289

Kurose, R., Tsuji, H. and Makino, H., 2001, Effects of⒂

Smagorinsky, J., 1963, General circulation experiments

moisture in coal on pulverized coal combustion

with the primitive equation. Ⅰ. The basic experiment,

quantities, Fuel, 80, 1457-1465

Mon. Weather Rev., 91, 99-164

既刊「電中研レビュー」ご案内
NO. 32「人間と技術の調和に向けて―ヒューマンファクター研究―」1995. 3
NO. 33「放射線ホルミシス―研究の意義と取り組み―」1996. 3
NO. 34「ガスタービン研究―高効率発電の主役を担う―」1997. 1
NO. 35「地下の探査・可視化技術」1997. 5
NO. 36「送電線コンパクト化技術の開発―高分子材料の適用―」1998. 3
NO. 37「乾式リサイクル技術・金属燃料 FBR の実現に向けて」2000. 1
NO. 38「大気拡散予測手法」2000. 3
NO. 39「新時代に向けた電力システム技術」2000. 6
NO. 40「原子燃料サイクルバックエンドの確立に向けて」2000. 11
NO. 41「需要家と電気事業のエネルギーをトータルで考える―需要家の特性解明と省エネ技術―」2000. 11
NO. 42「原子力発電所の人工島式海上立地」2001. 1
NO. 43「酸性雨の総合評価」2001. 2
NO. 44「石炭ガス化複合発電の実現に向けて―実証機開発の支援と将来への研究展開―」2001. 10
NO. 45「地球温暖化の解明と抑制」2001. 11

編 集 後 記電中研レビュー第 46 号｢微粉炭火力技術の高度化｣をお届け致します。
世界のエネルギー消費が、発展途上国を中心に急増している中で、エネルギー資源の約８割近くを海外に依存している日本にとって、エネルギーの安定供給は非常に重要な問題であります。
現在、主要資源の確認可採埋蔵量と可採年数は、電気事業連合会発行の｢電気事業の現状（2001-2002）｣によると、石油で１兆 464 億バレル/39.9 年 ※ 、天然ガスで 150 兆
m3/61 年※、ウランで 395 万トン/64 年※、ならびに石炭で9,842 億トン/227 年※となっており、石炭がエネルギー安定供給の観点で、最も安定性に優れ、長期に亘って利用可能であることが分かります。すなわち、石炭を有効活用していくことは、日本にとって非常に重要な課題であるといえます。
（※ウランは 1999 年１月現在、その他は 2000 年末現在）
本書でも、ご紹介致しておりますが、わが国の微粉炭火力技術は、戦後の復興期から、火主水従への移行、石油危機および｢大気汚染防止法｣の制定などを経て、現在では、
蒸気条件の高温・高圧化による発電高効率の向上が図られるとともに、ばいじん、SO ｘ、NO ｘに対する環境対策技
術も成熟し、世界の最高水準に達しております。当研究所
も昭和 56 年１月に石炭燃焼量 100kg/hr の単一バーナを持

つ石炭燃焼試験炉（BEACH 炉）を設置以来、現在まで微粉炭火力技術に関する様々な課題の解決に取り組んでまいりました。そして、そこでの成果は、ワイドレンジバーナ
ーや CI − a バーナとして実用化されると共に、発電所での利用炭種の拡大とコスト低減を目指した発電用炭適正評価システムが電力各社で試用されるといった形で活用されてきております。今後、微粉炭火力技術を一層高度化させる
上で、これまで主に取り組んできた①使用石炭種の多様化、②発電効率の向上、③環境性の向上、④負荷運用性の向上に加え、新たな高度計測技術や燃焼器内数値解析技術などについても、その技術の確立に向けての研究が必要となっております。当研究所では、これまで用いてきた様々な設備に加えて、より実機を正確に模擬できるマルチバーナ方式の研究設備である｢石炭燃焼特性実証試験装置（MARINE 炉）｣を本年度に新設し、さらなる微粉炭火力技術の高度化に向けた研究を進めて行く所存であります。
本書を通じまして、現在、世界の最高水準に達している
我が国の微粉炭火力技術について、これまでの当所を中心にした研究経緯と、今後の動向に対する皆様のご理解の一助になれば幸いで御座います。 最後になりましたが、ご多忙の中、本レビューの巻頭言を快くお引き受け頂きました九州大学機能物質科学研究所教授/持田 勲様には、心より御礼申し上げます。

● 編集兼発行・財団法人 電力中央研究所◯

電中研レビュー NO.46● 平成14年11月14日◯

広報部
100−8126 東京都千代田区大手町1−6−1［大手町ビル７階］（03）3201−6601（代表）E-mail : www-pc-ml@criepi.denken.or.jp
http : //criepi.denken.or.jp/● 印刷・株式会社 電友社◯

本部／経済社会研究所
100−8126 東京都千代田区大手町1−6−1 （03）3201−6601 我孫子研究所
270−1194 千葉県我孫子市我孫子1646
狛江研究所／情報研究所／原子力情報センター
横須賀研究所
240−0196 神奈川県横須賀市長坂2−6−1
ヒューマンファクター研究センター／低線量放射線研究センター／事務センター
赤城試験センター
371−0241 群馬県勢多郡宮城村苗ｹ島2567
201−8511 東京都狛江市岩戸北2−11−1 （03）3480−2111
塩原実験場
329−2801 栃木県那須郡塩原町関谷1033（04）7182−1181（0468）56−2121（027）283−2721（0287）35−2048

古紙配合率100%の再生紙を使用しています