433

日本ガスタービン学会誌

Vol. 51No. 5

2023.9地上型圧縮空気エネルギー貯蔵（CAES）による中容量ガスタービン発電システムの出力変化率の改善
Improvement of Load Changing Rate of Heavy Duty Gas Turbine Applied withOverground Compressed Air Energy Storage (CAES) System後藤 絢大＊1

中野 晋＊2

GOTO Kenta

NAKANO Susumu

竹田 陽一＊1,2
TAKEDA Youichi

ABSTRACT
In order to stabilize power grid systems, thermal power generation systems, especially gas turbine systems, areused frequently to regulate the electric power demand. One of functions required for electric power generators asload following is to improve in the load changing rate. However, most existing gas turbine systems have an issue thatis the so-called “a booting-up congestion owing to the high temperature exhaust gas”. In this study, we propose anoverground compressed air energy storage (CAES) system to solve the issue. The operation method of an existing
medium-capacity gas turbine applying the overground CAES is presented to improve the load changing rate. Itis shown that the time to reach the rated power output from the partial load can be reduced to 1/2 of the normal
operation of the existing turbine system by increasing the air supply from the CAES.
キーワード：ガスタービン，CAES，負荷調整，出力変化率，圧縮機，リザーバ
Key words : Gas turbine, CAES, Load-following, load changing rate, Compressor, Reservoir．はじめにや発電出力増加時に燃料投入量を増加させて出力変化率

地球温暖化防止の観点から，発電時に二酸化炭素を排を上げる際に，いわゆる「排ガス温度高起動渋滞」⑴ と出しない再生可能エネルギーの導入が進められており，いう課題がある。これは，タービンシステムでは高温部日本においても増加傾向にある。しかしながら再生可能位の保護のため，燃焼温度の上昇を排ガス温度の監視でエネルギー，とりわけ太陽光や風力などといった変動出行っているが，燃料流量の増加による排ガス温度の上昇

力型再生可能エネルギーは出力が天候に依存するため，が，タービン運転の制限値を超えてしまい，実際には燃電力需要に合わせた出力調整が困難である。現時点では，料投入量を増やすことができず出力増加率を上げられな大容量電力の貯留が困難であるため，変動電源の導入増いといった課題である。

加時には，他の発電設備によって電力需要に合わせて出本研究では，既存の重構造ガスタービンに地上設置型力を調整する負荷追従運転を行うことが電力系統安定化のCAES（Compressed Air Energy Storage）システムのためには不可欠である。負荷追従運転には比較的起動を付加することで，ガスタービンの負荷追随性を向上さ時間が短く，出力調整も容易であるといった特徴を持つせることを検討している。負荷追随機能の一つである火力発電，その中でも特に起動性，応答性に優れるガスタービンの運転範囲の拡大に関しては，本研究の先行研タービンが用いられてきた。従来の重構造ガスタービン究として，中容量ガスタービンシステムに地上CAESを設備は，定格運転時に高効率な運転が行われるように設付加することで，日本における昼食時間帯の約計されていているが，負荷追随用ガスタービンには，最電力需要の低下時に圧縮機吐出空気の一部を貯留するこ低負荷から定格負荷までの運転範囲の拡大と，起動時間とで，その運転範囲を約1.4倍拡張できることを示した⑵。の短縮等の負荷変化率の増加が求められる。負荷変化率

今回は，この地上CAESをタービン出力の変化率の向上の増加に関しては，既存の重構造ガスタービンで起動時に適用する。実機中容量ガスタービンの部分負荷から定＊＊時間の格出力までの運転データを基に，中容量ガスタービンを原稿受付 2022年11月17日
査読完了 2023年 月 日
東北大学大学院 工学研究科ファインメカニクス専攻〒980-0845 仙台市青葉区荒巻青葉 ‑E-mail: Kenta.goto@rift.mech.tohoku.ac.jp
東北大学大学院 工学研究科 附属先端材料強度科学研究センター〒980-0845 仙台市青葉区荒巻青葉 ‑対象としたタービンシステムの動作解析プログラム⑶により，現状の運転方法の再現，仮想的に燃料流量を増加させた場合，および地上CAESからの空気供給を受ける場合のケースに関してタービンシステムの動作解析を実施し，タービン出力変化率の増加に対する地上CAESの有効性を検討した。
ー 53 ー

Download service for the GTSJ member of ID , via 157.1.136.4, 2024/10/20.

434

地上型圧縮空気エネルギー貯蔵（CAES）による中容量ガスタービン発電システムの出力変化率の改善

記号の説明

日本ガスタービン学会誌

T： タービン2

θ： IGV開度

A： 流路断面積，タンク表面積［m ］
Cp： 定圧比熱［J/（kg K）］
dt： 時間刻み［s］．地上CAESf： 圧縮機吸気流量のωに関する関数［‑］.

g： 質量比［‑］既存のCAESシステム⑷,⑸ では，圧縮機とタービンのHB： 発熱量［J/kg］

基本構成

回転軸が分離，または切り離しが可能な構造で，圧縮機とタービンは独立に運転できる。一方，既存発電用ガス

h： 比エンタルピー［J/kg］
2

I： ロータの慣性モーメント［kgm ］

タービンは圧縮機とタービンが同一の回転軸を有する場

M： 質量［kg］

合が多いため，圧縮機とタービンをそれぞれ独立に運転

m： 質量流量［kg/s］することはできない。このため，既存発電用ガスタービ

P： 圧力［Pa］

ンに地上CAESを適用するためには，圧縮機とタービン

Pr： 正規化圧力比［‑］を分離運転しないことが制約になる。

Q： 正規化吸気流量比［‑］地上CAESを付加したガスタービンシステムの概要を

R： 気体定数［J/（kg K）］

Fig. 1に示す。地上CAESシステムは，タービンシステ

T： 温度［K］

ム圧縮機の吐出空気の一部を貯留する貯留タンクと，貯t： 時間［s］

留タンク内の空気を昇圧する中間圧縮機，昇圧した空気3を貯留する放出タンク，およびバルブ類から構成される。

V： 体積［m ］

貯留タンク内の空気は，タービンシステム圧縮機の運転

W： 出力［W］
2

α： 対流熱伝達率［W/（m K）］

状態を変更することなく燃焼器空気流量を増加させたい

β： 放射率［‑］場合に，圧力調整弁を介して燃焼器に供給される。中間ηB： 燃焼効率［‑］

圧縮機は，供給過剰になった変動電源出力によって稼働

ηpl： ポリトロープ効率［‑］する。

κ： 比熱比［‑］σ： Stefan-Boltzmann定数［W/（m2K4）］
ω： 角速度［rad/s］
添え字1： 貯留タンク流入
2： 貯留タンクから放出タンク
3： 放出タンク流出
a： 空気または大気
C： 圧縮機
caes： CAES
co： 圧縮機吐出側
co2： 二酸化炭素
d： 定格点
dst： 放出タンク
ex： 出口

Fig. 1 Schematic diagram of over ground CAES

f： 燃料
G： 発電機.

g： 燃焼ガス

圧縮機吐出空気の貯留は，系統への電力需要が少ない

H2O： 水蒸気ときで，例えば待機運転中や部分負荷運転時が考えられ

in： 入口る。ここでは，部分負荷運転時の圧縮機吐出空気の一部

loss： 軸受損失を貯留する場合を考える。タービン負荷が少ない状態でN2： 窒素は，圧縮機吐出圧は低下するため，貯留タンク内に貯めO2： 酸素られる空気圧は，圧縮機定格吐出圧以下になる。タンク

out： タンク外壁から供給できる空気はタンク圧よりも低下するため，こrated： IGV定格開度時の圧力状態では，タービン出力増加時に燃焼器に空気をrt： 貯留タンク送ることはできない。そのため，放出タンク内の空気を

shft： IGV開度減少時タービン出力増加時にも送れるように，貯留タンクの空ー 54 ー

Download service for the GTSJ member of ID , via 157.1.136.4, 2024/10/20.

地上CAESシステムの運転方法

Vol. 51No. 5

2023.9435

地上型圧縮空気エネルギー貯蔵（CAES）による中容量ガスタービン発電システムの出力変化率の改善

気を中間圧縮機で昇圧し放出タンクに蓄える。放出時は，.

本研究で対象とする負荷変化率を上げる場合の操作に

Fig. 2において圧縮機性能曲線はIGV開度によって シなるが，タービン出力は部分負荷運転されており，例えフトさせたが，ここではその移動方法の概略を述べる。

ば入口案内弁（IGV）を絞ることで圧縮機吸気流量を減

この方法は生井・井上⑺によって示された方法と同様のらした運転を行っている。Fig. 2は圧縮機の性能曲線と方法である。Fig. 3はFig. 2に示した定格回転数でIGV定して，各回転数における圧縮機吸気流量比と正規化圧力格開度の圧縮機性能曲線（図中⑹圧縮機性能曲線の移動方法で示す実線）を，回比を示したものである 。横軸の正規化吸気流量比は修転数は同一に保ちIGV開度を定格開度の68％にした場合正流量を設計点である定格修正流量で除した値で，縦軸の性能曲線（図中の正規化圧力比は圧力比を定格圧力比で除した値である。

図である。

で示す破線）への移動方法を示す

回転数は修正回転数と定格修正回転数の比をパーセントで表示したものである。なお，本論文中の燃料流量や圧縮機吸気流量など流量と記載されるものは，体積流量との記載がない限り質量流量を表す。圧縮機の吐出圧は，タービンの負荷によって決まる。タービン動作は，圧力比の小さい領域を除き，修正流量（m√T/P）が一定になるため，タービン入口温度が一定の場合，流量の低下と共に圧力も低下する。定格回転数での圧縮機性能曲線はIGVを絞ることで，図の破線へとシフトする⑺。今，部分負荷運転として①の状態にあるとものとする。この状態で，CAESからの空気供給によってタービン流量を定格流量にしてタービン出力を定格に持っていくことを考える。運転点④と①の流量差分の空気をCAESから供Fig. 3 Shifting method for characteristic curves of the compressor

給する。タービンの負荷上昇に伴い，圧縮機吐出圧は破線で示した特性曲線上を上昇する。Fig. 2に示した例で初めにIGV定格開度における定格運転点Cを移動する。

は，IGV開度68％の性能曲線上の10%サージマージン点

定格運転点の正規化吸気流量比をQrated,d，正規化圧力比（以後，単にサージ点と呼ぶ）②は，IGV定格開度におをPr,rated,d，圧縮機入口の正規化圧力比をPr,rated,inとする。

ける定格運転点の圧力比④を下回るため，このIGV開度

また，IGV開度を絞った時の正規化吸気流量比をQshft,dでは圧力比を定格値まで上昇できない。②に到達する前とする。IGV開度を絞り圧縮機吸気流量比をQshft,dにしにIGV開度を上げ，例えばFig. 2のIGV開度78%の状態にた時，圧縮機入口圧比も低下する。回転数は一定のため持っていく。この状態の性能曲線のサージ点③は定格運

体積流量はIGVを絞った場合も変わらない。また，流体転での圧力比④をわずかに上回るため，CAESからの空の運動エネルギーを無視できると仮定した場合，IGV前気供給によってタービン動作点を定格値まで上昇できる。

後でエンタルピーは等しく，IGVを通過する流れを絞りCAESからの空気供給を終了させる時は，IGV開度を定膨張流れと考え，空気を理想気体と仮定すれば，ジュー格開度に広げて圧縮機吸気流量を定格流量に持っていく。

ル・トムソン係数はゼロになり圧力降下による温度変化は生じなくなる。このため，圧力変化は密度変化に比例する。つまり，圧縮機入口圧力の低下は空気質量流量の低下に比例することになる。よって，Fig. 3の原点と点E（Qrated,d, Pr,rated,in）を通る直線上で流量がQshft,dとなる点K（Qshft,d, Pr,shft,in）がIGVを絞った状態での圧縮機入口の正規化圧力比になる。次に原点と定格運転点C（Qrated,d, Pr,rated,d）を結ぶ直線を引き，この線と点L（Qshft,d,0）から立てた垂線の交点をH（Qshft,d, Pr,shft,d）とする。
点C，Fおよび原点からなる三角形と，点H，Lおよび原点から成る三角形で，両者は相似三角形になる。同様に，
点E，Fおよび原点から成る三角形と点K，Lおよび原点からなる三角形も相似になる。よって線分の比

Fig. 2 Characteristic curves of the compressor and operation
method of CAESと：：は等しくなる。これらの比は定格運転における圧力比とIGVを絞った時の圧力比に対応する。よって
点H（Qshft,d, Pr,shft,d）が定格運転点C（Qrated,d, Pr,rated,d）のIGVを絞った時の作動点となる。ここで，Pr,shft,inは定格ー 55 ー
Download service for the GTSJ member of ID , via 157.1.136.4, 2024/10/20.

436

地上型圧縮空気エネルギー貯蔵（CAES）による中容量ガスタービン発電システムの出力変化率の改善

日本ガスタービン学会誌

運転点の正規化吸気流量比Qrated,dと正規化圧力比,Pr,rated,d

なお，上式において，圧縮機のポリトロープ効率は参考

およびIGV開度絞った時の正規化吸気流量比Qshft,dを用

文献⑹に示される図から読み取り，タービンのポリトいて式⑴で表される。また，点K（Qshft,d, Pr,shft,in）はFig.

ロープ効率は，Smith線図⑻ から推定した断熱効率を比3の細破線で示すIGV開度を定格開度の68%に絞った時

熱比と圧力比で表される断熱効率とポリトロープ効率のの抵抗曲線上に位置する。IGVの抵抗曲線は流量に関し関係式⑼から算出した。また，式⑻に用いられる燃焼効て率は参考文献⑽に示される環状缶型燃焼器の燃焼効率を次式になり，流量ゼロでは抵抗はゼロで大気圧に対応する正規化圧力比Pr,in,atmになる。点K（Qshft,d, Pr,shft,in）と点（0, Pr,in,atm）を通る流量の示した図から読み取った値を用いた。
.

次式として抵抗曲線上

CAESシステムの基礎式

次にタンク内状態量変化の計算方法を示す。タンク内の圧力比Prは式⑵で表される。
⑴⑵の状態量変化は，式⑽および式⑾に示す質量保存式，式⑿および式⒀に示すエネルギー保存式，式⒁および式⒂に示す状態式を用いて算出した。また，エネルギー式ではタンク表面からの放熱を，対流熱伝達率 （W/定格回転数，定格IGV開度の状態にある圧縮機性能（m2K）），放射率0.5と仮定して計算した。

曲線上の任意の点（Qi, Pr,i）は，定格運転点吸気流量比⑽

Qrated,dをQshft,dまでIGVで絞った時，式⑴と⑵から導かれる式⑶，および式⑷を満たす点（Q, Pr）に移動する。

⑾

⑶
⑿

⑷

．計算方法および計算条件.

⒀

タービンシステムの基礎式

タービン回転軸の運動方程式は式⑸で表される。ター⒁ビン出力WT，および圧縮機動力WCは，入口温度Tinと圧力比（Pex/Pin）を用いて式⑹および⑺で示される。損⒂失Wlossは軸受損失を考慮した。発電機出力WGは式⑸のタービン出力から圧縮動力および式⑸左辺の慣性力による仕事を差し引いて算出する。タービン入口温度Tin,Tは.

対象ガスタービンと計算条件

式⑻に示す燃焼前後のエンタルピーの釣り合いから算出

地上型CAES動作の計算は，中容量ガスタービンシスする。圧縮機の吸気流量と圧力比は対象としたガスター

テムを解析対象とし，既開発のガスタービンシステムダビンシステムの圧縮機特性曲線⑹から求めた。圧縮機吸イナミックシミュレータ⑶,⑾ にCAES動作計算プログラ

気流量は，式⑼に示すように，回転数の関数として特性ム⑵を組み込み行った。対象としたガスタービンシステ

曲線から読み取った値にIGV開度の面積比を乗じて算出

ムと地上型CAESの基本仕様をTable 1に示す。タービする。これらの計算では，空気および燃焼ガスを理想気ンシステムの計算には，計算条件として，タービンロー体の混合ガスとして扱った。

タの回転数，IGV開度，および燃料流量を与える必要が⑸ある。計算は実機タービンシステムの起動から定格運転までの一実施例を対象とし，その時の運転条件をFig. 4に示す。薄色太線が運転データで，実機運転を再現す⑹

る計算の計算条件は，運転データを濃色細線で近似した値を用いている。また，計算は60%回転数から開始する。Fig. 4には発電機出力の計測データと計算結果も一⑺緒に示した。これは，本計算におけるIGV開度操作を説明するためである。次章では出力変化率を上げるためにCAESを適用する運転方法と，比較のために燃料流量の⑻み増加させる運転方法を試す。それらの運転では通常運転に比べて出力の増加率が上昇する。時間に対するIGV開度操作を通常運転と同じにすると，出力増加に伴い作⑼動点がサージ点に達する恐れが生じる。Fig. 4に示したー 56 ー
Download service for the GTSJ member of ID , via 157.1.136.4, 2024/10/20.

Vol. 51

No. 52023.9437

地上型圧縮空気エネルギー貯蔵（CAES）による中容量ガスタービン発電システムの出力変化率の改善

通常運転のIGV開度と発電機出力を比較すると，経過時間1.8hでIGV開度は68%から増加する。この時の発電機出力は64%になる。本計算で実施する出力変化率を増加させるためのケースの運転方法でも，発電機出力が64%に到達した時点で，IGV開度を68%から増加させる。
以後，Table 2に示すように，ケースケースを実機運転条件，を燃料流量のみを増やす運転条件，ケースをCAESからの空気供給を受ける運転条件とする。
Fig. 5に実機運転方法を含めたケースの計算入力条

件の燃料流量とIGV開度を示す。また，参考のためケースのCAESからの供給空気量も示す。経過時間1.35 h

から燃料流量投入量は増加する。ケースと加率はケースで1.6 hで燃料の倍にした。ケースの燃料増

Fig. 4 Comparison between plant operation data and calculation
conditions and result

流量の増加が止まるが，これは発電機出力が定格出力にTable 2 Calculation cases

到達したため燃料流量が保持されたことを示す。
IGV開度に関しては，ケースが最初に68％開度から増加を開始する。Fig. 2に示したように78%開度でIGV開度を保持する。78%開度では，圧縮機性能曲線のサージ点は定格運転点の圧力よりも上回るため，この開度で負荷を上昇させても圧縮機の安定運転は維持できる。発電機出力が定格出力到達後は，燃料流量とIGV開度を定格値まで増加させる。IGV開度の増加に伴い圧縮機吸気流量は増加するため，CAESからの空気を減少させる。
ケース

では1.58 hからIGV開度の増加が始まる。なお，

ケース

およびケースのIGVの開度増加率はケースと同じである。

．結果および考察.

実機運転データとの比較

前章のFig. 4に実機発電機出力と計算結果の比較図を示した。実機タービンシステムはコンバインドサイクルのため，計測される発電機出力はガスタービンと蒸気タービンの出力の合計値になる。本研究ではガスタービンのみから成るシステムを対象としているため，実測

Fig. 5 Calculation conditions of three cases

データから蒸気タービン出力の推定値を差し引いて比較に用いた。なお，蒸気タービンの出力は，供給蒸気と排.

起動線の比較

気蒸気の計測値から，それらのエンタルピー差によってFig. 6にケースの起動線の計算結果を示す。実線で推定した。Fig. 4において，計算結果は実機計測値と最示す実機の起動線はIGV開度68%で圧力比が定格圧力比大9.2%の誤差はあるが，ほぼ全域にわたり実機出力と良の77％まで上昇し，その後IGVを定格開度まで開けてい好に一致している。

き定格運転点に到達する。ケースの起動線もケースと同等であるが，IGV開度68%から定格開度までがわず

Table1 Speciﬁcations of target plant and over ground CAES

かに圧力比が高く，タービン負荷が実機運転よりもわずかに増加した状態で定格運転点に到達する。
ケース

はIGV開度68%の状態で，サージ線直前まで圧力比を上げ，IGV開度78%において定格運転点近くの圧力比に到達する。他ケースに比べて，CAESからの空気供給によってタービン負荷を上げるため，圧縮機吸気流量が低い段階で動作点圧力比は上昇していることが分かる。しかし，ケース以下に収まっている。
ー 57 ーDownload service for the GTSJ member of ID , via 157.1.136.4, 2024/10/20.の起動線は10%サージマージン

438

地上型圧縮空気エネルギー貯蔵（CAES）による中容量ガスタービン発電システムの出力変化率の改善

日本ガスタービン学会誌大きくなっている。このため実際にはこのような運転は行えないことが分かる。ケース

ではガス温度の上昇率は従来運転とほぼ同等に保たれていることが分かる。燃料流量の増加率を従来方法の倍にしても，高温部位の熱伸びは従来運転と同等に保てると考えられる。
Fig. 10は各ケースの燃空比の変化を示したものである。Fig. 9のタービン入口ガス温度と同様に，ケースとに対してケースの燃空比は高くなっている。燃空比は燃焼器での燃料の燃え方に密接に関連する。CAESを適用した場合でも，燃空比の変化は，従来運転と大きく外れることはなく，従来運転と同等の燃焼が実現でき

Fig. 6 Comparison of starting lines for three cases.

ると考えられる。

出力変化率とタービン入口温度の比較

本研究では，Fig. 4に示した約1.35時間経過後からの出力増加時間帯を対象に，出力変化率の検討を行う。
Fig. 7に各ケースの発電出力を示す。また，Fig. 7にはFig. 5に示したCAESからの空気供給量も示す。ケース
では，Fig. 5の燃料流量が定格流量に達する1.64 hにおいて，発電機出力は定格出力に到達していない。この段階では，まだIGV開度が低く空気流量が不足するためである。IGV開度が定格開度になる直前の1.7 hで定格出力に到達する。ケースのCAESを適用した場合，1.62hでほぼ定格出力に到達している。CAESからの空気流量と比較すると，CAES開始時の空気供給量の立ち上がFig. 7 Generator output power

りと，発電機出力の増加の立ち上がりが同様の変化を示す。CAES開始時の発電機出力の増加はCAESからの空気量の増加が大きく影響することが分かる。1.35 hの部
分出力から定格出力到達までの時間は，従来運転では約0.6 h掛かっていたのに対して，CAESを適用した場合には約半分の時間で到達できている。
Fig. 8にタービン出力と圧縮機駆動動力を示す。ケース1および2では，IGV開度の増加に伴い，タービン出力および圧縮機動力が増加する。ケース

では，IGV開度を一旦78％開度で保持するため，圧縮機動力の増加は抑えられるが，この間にもタービンにはCAESからの空気供給があるためタービン出力は増加する。IGV開度を78％で保持している間のタービン出力の増加により，発電機出力は定格出力に達する。ケースおよびFig. 8 Turbine and compressor powerの発電出力増加傾向は，燃料流量の増加率とIGV開度の増加率に依存するが，CAESを適用する方法では，CAESからの空気供給開始時の空気流量の増加が発電出力の短時間での増加につながることが特徴と言える。
Fig. 9はタービン入口のガス温度比を示したものである。ケース

では，発電機出力比が70%に到達する1.6 hで，タービン入口温度は定格温度に達するため，実際の運転ではこれ以上の燃料流量を増加することはできないことになるが，燃料流量を定格流量まで増加すると，Fig. 9に示したようにタービン入口温度は定格温度の1.1倍まで上昇する。また温度の上昇率も実機運転に比べてー 58 ー
Download service for the GTSJ member of ID , via 157.1.136.4, 2024/10/20.

Fig. 9 Turbine inlet gas temperature

Vol. 51No. 5

2023.9地上型圧縮空気エネルギー貯蔵（CAES）による中容量ガスタービン発電システムの出力変化率の改善⑴ 燃料投入量を従来運転の439倍に，さらに地上CAESからの空気供給を行うことで，部分負荷から定格負荷に到達する時間を，従来運転の約1/2に短縮できることを確認した。
⑵ CAESからの空気供給を行うことで，燃料供給率を倍にした場合でも，タービン入口温度および燃空比の変化は従来運転と同等に維持できることを確認した。
謝辞
本研究は東北電力株式会社と東北大学の共同研究部門
Fig. 10 Fuel air ratio

である電力エネルギー未来技術共同研究部門で実施されたもので，研究遂行に対して東北電力株式会社からは多燃料流量の投入率を従来運転の倍にすることで，発くの支援を頂きました。ここに謝意を表します。

電機出力の増加率を上げることを確かめてきたが，一方で，燃料流量の増加は，高温部位の過熱や燃焼の安定

参考文献性にも影響を及ぼすと考えられる。燃料流量の増加と⑴

CAESを適用することで，高温部位の温度上昇や燃焼に関しては従来運転方法と同等に維持できることを確認した。
.

放出タンクの圧力変化

最後に，CAESシステムの計算結果として，ケースにおける放出タンクおよびタービン入口圧力の変化を，定格タービン入口圧で正規化した結果をFig. 11に示す。
.

で述べたように，CAESからの給気供給を可能にするため，タンク圧力はタービン入口圧力よりも高く保持されていなければならない。 Fig. 11において放出タン
ク内の空気圧は常にタービンの入口空気圧よりも高く保たれている事が分かる。このため，Table 1に示したCAESの仕様で，ケースにおいてCAESシステムは常に安定した空気供給を行える事が示された。

Fig. 11 Pressure changes in CAES tank and turbine inlet．結論
既存の中容量ガスタービンの部分負荷から定格負荷への出力変化率の向上を目的に，燃料流量の増加と共に地上型CAESを適用した場合のタービンシステムの動作解析を行い以下の結論を得た。

福泉靖史，上田慎太，火力プラントの柔軟性向上による電力系統の安定化，火力原子力発電，Vol. 66，No. 11（2015），pp. 16-31.
⑵ 野々村弘樹，中野晋，竹田陽一，負荷調整用地上型圧縮空気エネルギー貯蔵（CAES）を備えたガスタービンシ
ステムの基礎検討，日本ガスタービン学会誌, Vol. 48 No.
6（2020）, pp. 41-50.
⑶ 鈴木晃純，中野晋，田中翔悟，竹田陽一，菅原由貴，中容量ガスタービン用動作解析シミュレータの開発，第45回日本ガスタービン学会定期講演会 講演論文集,（2017）, pp. 83-88.
⑷ Jidai Wang, Kunpeng Lu, Lan Ma, Jihong Wang,Mark Dooner, Shihong Miao, Jian Li, and Dan Wang,
Overview of Compressed Air Energy Storage andTechnology Development, Energies 10, 991（2017）.
⑸ 中北智文，小林英夫，奥原巌，高橋克行，安田友芝，圧縮空気エネルギー貯蔵ガスタービン（CAES-G/T）の開発，石川島播磨技法，Vol. 43 No. 3（2003）.
⑹ Y. Kashiwabara, Y. Katoh, H. Ishii, T. Hattori, Y.
Matsuura, and T. Sasada, Developments leading to anaxial flow compressor for a 25 MW class high efficiency
gas turbine, 90-GT-238,（1990）.
⑺ 生井武文，井上雅弘共著，ターボ送風機と圧縮機，コロナ社，（1988）.
⑻ Moustapha, H., Zelesky, M. F., Baines, N. C., and Japikse,D., Axial and Radial Turbines, Concept NREC,（2003）.
⑼ Nonomura, H., Nakano, S., and Takeda, Y., A
FUNDAMENTAL STUDY ON A GAS TURBINESYSTEM WITH OVERGROUND COMPRESSEDAIR ENERGY STORAGE （CAES） FOR LOAD
FOLLOWING, Proceedings of Global Power andPropulsion Society, GPPS-CH-2020-0025（2020）.
⑽ Lefebvre, A. H., Gas Turbine Combustion, Taylor &Francis,（1983）.
⑾ 関慧一, 中野晋, 竹田陽一, マイクロガスタービンの動作解析, 日本ガスタービン学会誌, Vol. 43 No. 3（2015）, pp.
68-74.

ー 59 ー
Download service for the GTSJ member of ID , via 157.1.136.4, 2024/10/20.

Powered by TCPDF (www.tcpdf.org)