166

日本ガスタービン学会誌

Vol. 51No. 2

2023.3既存重構造ガスタービンと固体酸化物形燃料電池（SOFC）のハイブリッドシステムに関する基礎検討
Fundamental Study on Hybrid System of Existing Heavy-duty Gas Turbine andSolid Oxide Fuel Cell
矢嶋 遼太郎＊1

中野 晋＊2YAJIMA Ryotaro

NAKANO Susumu

竹田 陽一＊1,2
TAKEDA Yoichi

ABSTRACT
A solid oxide fuel cell (SOFC) hybrid system combined with an existing medium-capacity heavy-duty gas turbine(GT) is proposed to promote the use of hydrogen. As the output power of SOFC is about 10% of total output powerof the system, this hybrid system could be thought to maintain a function of load following by the GT. A calculation
method to analyze the cell performance and flow conditions of the cell tube for the actual-scale SOFC is presented,
and is validated by comparing with the measured results of the performance tests of the actual SOFC. As the SOFC
shows high performance under the high temperature operation condition, supply gases to the SOFC are heated byrecuperators using exhaust gas of the catalytic burner in which residual hydrogen of the SOFC exhaust gas is burned.
For the same condition of fuel flow rate in hydrogen co-firing GT, the output power of this system increases by 4%compared to the 30 volume % hydrogen co-firing GT.

キーワード：SOFC，ガスタービン，ハイブリッドシステム，再生熱交換器，効率，水素混焼
Key words : SOFC, Gas Turbine, Hybrid system, Recuperator, Efficiency, Hydrogen co-firing．緒言

よるグリーン水素⑵の段階に至るには，まだ30年以上の地球温暖化の抑制のため，温室効果ガス排出量の削減，時間が掛かるとされている。一方，将来の水素社会実現

とりわけ二酸化炭素の排出削減が求められている。発電のためには水素インフラの構築を進める必要があるため，分野においては，再生可能エネルギーによる発電の大量

水素社会の実現には，今から水素の利用を進めていく必

導入や水素やアンモニアによる発電が計画⑴されている。

要がある。水素を燃料とする大容量発電機器としては

しかし，再生可能エネルギーは気象条件に依存するた

固体酸化物形燃料電池（SOFC）や水素タービンがある。

め，発電出力が電力需要に関係なく変動する。気象条件

SOFCを利用した発電機器は出力250 kW⑶,⑷,⑸のものがによる発電出力の変動の影響を減らし，電力の安定供給実用化され，MW級の機器の開発⑹が進められているが，を行うためには高い負荷追随性を有する発電機器の利用

大型発電用となる数十MW級の機器の実現は不透明であや，余剰電力を吸収できる蓄電池等が不可欠である。まる。水素タービンは30%水素混焼ガスタービン⑺の開発

た，水素は燃焼時に水のみを生成するため，クリーンなが進められており，将来の水素専焼ガスタービンにつな燃料として古くから着目されていた。しかし，安価に大げることが計画されている。以上のように，グリーン水量生産する方法や水素を燃料とする大容量の発電機器の素の移行段階までは，再生可能エネルギーの大量導入に実用化にはなお時間を要するため，発電には十分に活用よる二酸化炭素排出削減を行うと同時に，電力系統安定

されてこなかった。水素の大量生産として，再生可能エ

化のため負荷追随機能を有する発電機器の運転が必要でネルギーによって発電された余剰電力を利用することがある。負荷追随に対応できる発電機器としては，比較的検討されている。しかし，水素を生成し，その水素燃料

応答性の高いガスタービンが有効である。

によって安定的に発電する，いわゆるPower to Gasに＊＊

本研究では，負荷追随機能の可能性を有し，かつ水素
燃料の部分利用を促進する大容量発電システムとして，原稿受付 2022年3月29日
査読完了 2023年1月24日
東北大学大学院工学研究科ファインメカニクス専攻〒980-8579 仙台市青葉区荒巻字青葉6-6-11
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〒980-8579 仙台市青葉区荒巻字青葉 ‑ ‑11
E-mail: susumu.nakano@rift.mech.tohoku.ac.jp

負荷追随機能は既存の重構造ガスタービン（GT）が担い，水素消費の発電機器としてSOFCを組み合わせたハ
イブリッドシステムを提案する。本提案システムの発電システムとしての定量的な評価を行うため，初めに，実機SOFCを対象とした電極部のガス流動解析を含む燃料電池の計算プログラムを作成した。SOFCの解析モデル
ー 60 ー

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No. 2

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2023.3 既存重構造ガスタービンと固体酸化物形燃料電池（SOFC）のハイブリッドシステムに関する基礎検討

として，これまでに多くの計算方法⑻‑⑿が提案されてきζ：電気抵抗またはイオンの流れに対する抵抗［Ω］

たが，実機セルスタック全長を対象とした計算はあまり

η：断熱効率［-］

報告されていない。本方法による計算結果を，実機計測

ηB：燃焼効率［-］

結果と比較することで本計算方法の妥当性の確認を行う。

θ：壁面温度［K］, IGV開度［°］SOFCは高温型燃料電池のため動作温度が高い状態で性

λ：管の熱伝導率［W/（m K）］

能を発揮する電池である。燃料はシステム外部から常温で供給されると仮定して，動作温度を高めるため，本提ρ：密度［kg/m3］
φ：温度効率［-］案システムではシステムの高温部位のガスを用いて再生

ω：角速度［rad/s］

熱交換器によりSOFC供給ガスを加熱する。再生熱交換

添え字器の設置場所によるSOFCおよびシステム出力への影響

1：要素入口を把握する。最後に水素の利用方法として本提案システ

2：要素出口ムと水素混焼GTの出力比較を行い，水素利用方法とし

a：吸気て本システムの定量的な評価を行う。さらに，本提案シ

air：空気側

ステムを，既存GTシステムの運転条件で運用した場合

an：アノードのシステム出力を確認する。

atm：大気C：圧縮機．記号の説明CO2：二酸化炭素2A：流路断面積［m ］

c：要素中心（式⑿,⒀），低温側（式

Cf：摩擦係数［-］

ct：カソード

Cp：定圧比熱［J/（kg K）］

el：電解質D：直径［m］

f：燃料

Del：電解質中心直径［cm］

fuel：燃料側

E：電圧［V］

G：発電機

F：ファラデー定数［C/mol］

g：燃焼ガスf：圧縮機吸気流量のωに関する関数［-］

H2：水素g：質量比［-］

H2O：水

HB：燃料の発熱量［J/kg ］

h：高温側

h：比エンタルピー［J/kg ］

ic：インターコネクタ

I：電流［A］

in：内径（式⒃），入口（式⒆〜Ip：慣性モーメント[kg m2］

〜

）

,

,

,

,

）

,

,

,

）

：移動質量

Je：電流密度［A/cm2］

N2：窒素

Jo：交換電流密度［A/cm2］

O2：酸素

M：モル質量［kg /mol］

out：外径（式⒄），出口（式⒆,⒇,rated：定格：質量流量［kg/s］
N：セル数［-］SOFC：SOFC排ガス

P：圧力[Pa］，分圧[Pa］

T：タービン

P0：標準圧力［Pa］

θ： IGV開度

R：気体ガス定数［J/（kg K）］
T：温度［K］．SOFCハイブリッドシステムの構成

t：時間［s］.

Uf：燃料利用率［-］

実用化されたSOFCハイブリッドシステムは，SOFC

SOFCハイブリッドシステム

Uf,cell：セルでの燃料利用率 Uf,cell=Uf /N［-］とマイクロガスタービンによって構成され，250 kWを

u：流速［m/s］発電する。このシステムは分散用電源として開発され，

W：出力［W］

SOFCを主機，マイクロガスタービンを補機として発α：熱伝達率［W/（m2 K）］

電を行う。現在，商用機をベースとしたSOFCとターボ

Δ

チャージャーを組み合わせたSOFC-TCシステム⑹でMW：標準圧力でのギブスの自由エネルギー変化［J/mol］

0

Δ ：移動質量流量［kg/s］

級機器の開発が進められている。さらに大型火力発電用

Δとして，高効率化を目的としたトリプルコンバインド：反応熱［J/kg］
2

Δ ：分割領域の表面積［m ］

システムの構想⒀がある。しかし，大型火力用の大容量δ ：電解質軸方向長さ［cm］

SOFCの実用化には，さらに時間を要すると考えられる。
ー 61 ー

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.

既存重構造ガスタービンと固体酸化物形燃料電池（SOFC）のハイブリッドシステムに関する基礎検討

日本ガスタービン学会誌に対しても一定に保持するため，GT最低負荷運転状態

本提案のSOFCハイブリッドシステム
本 研 究 で 提 案 す るSOFCハ イ ブ リ ッ ド シ ス テ ム をでの圧縮機吐出圧とした。本解析では中容量GTシステ

Fig. 1に示す。 GT圧縮機から吐出される空気の一部をムの動作解析結果⒁からSOFC供給圧を1.41 MPaとした。

圧力調整弁を介してSOFCに供給する。圧力調整弁は燃料に関しては高圧ボンベから供給されると仮定し，供SOFCに供給する空気圧を，常時，GTの最低負荷時の給圧力は供給空気圧と等しい圧力とした。 SOFCの燃

吐出空気圧になるよう調整し，GTの負荷追随運転時も料は水素とする。その質量流量は，GTに供給する燃料

SOFCの供給圧力を一定に保つ。SOFCの排ガスは，未を含めたハイブリッドシステムに供給する全燃料の熱量

燃水素を含むため，触媒燃焼器に送り残水素を燃焼させを，中容量GT単体運転時の都市ガス100%の熱量と等しる。触媒燃焼器での燃焼後，SOFC排ガスはタービン燃

くし，全燃料に対する水素燃料の容積比が30％になる流焼器からの燃焼ガスと混合し，タービンに供給される。

量とした。

本システムで消費する水素燃料は，水素混焼GTの当面の目標である容積率30%とする。GT燃料を都市ガスと．計算方法

し，GT単独運転時の定格燃料の熱量と等しくなる容積.

SOFC電極構造と発電反応率30%の水素と容積率70%のGT燃料の熱量比は約 ：計 算 対 象 の 実 機SOFCセ ル ス タ ッ ク は，Fig. 2に 示になる。このため，本システムは現在開発が進められてすように外径28 mm，内径22 mm，全長1.5 mの基体

いるMW級のSOFCを既存の中容量GTシステムに組み管の中央部1.0 mに48個のセルがスッタクされている⒂。

込む構成とする。SOFC供給ガスはタービンシステム内

Fig. 3に電極部（セル）構造の模式図⑶ を示す。管内側の高温部位のガスを加熱ガスとする再生熱交換器で昇温に燃料を，外側に空気を供給する。基体管に燃料極（アされる。加熱ガスには触媒燃焼器の排ガスを用いるが，ノード），電解質，空気極（カソード）を積層して形成

タービン排ガスおよび圧縮機吐出空気を加熱ガスとしてされるセル（縞）を，管軸方向に複数個スタックした円用いる場合の加熱効果についても検討したので，Fig. 1

筒横縞形⑶と呼ばれる構造を取る。

には，それらの引き込み部と戻し部を破線で示す。ター
ビン燃焼ガスとSOFC排ガスの混合ガス温度が，GT単独運転でのタービン入口温度を超えることがなければ，
GTは機器の変更なしにそのまま本提案システムの運用に用いることができる。

Fig. 2 The external view of SOFC cell stack

圧縮機吐出空気の一部はSOFCに供給されるが，それらはSOFC排ガスとして再びGTに供給されるため，ハ
イブリッドシステム運転時もタービン単独運転時と同量のタービン流量が確保される。このため，GTは部分負荷から定格負荷までの運用が可能であり，GTシステムの持つ負荷追随機能は損なわれないものと考えられる。

Fig. 3 Schematic diagram of cell stack

空気側を流れる酸素は，式⑴で示される反応によって酸素イオンになり，カソードと電解質を通過し，式⑵で示される反応によって，アノードと電解質の界面で水素と反応し水と電子を生成する。電子はインターコネクタ
を通り隣の空気極に送られ酸素と反応する。各セルでこの反応が繰り返され，電子の移動によりセルスタックに電流が流れ，各セルで電圧が発生する。
⑴
Fig. 1 Proposed SOFC-GT hybrid system⑵.

SOFCの供給ガス条件.

Fig. 1に示したようにSOFCの空気源は圧縮機吐出空気を用いる。またSOFC供給ガス圧は，GTの負荷変動

式⑵に示したように水素分子個の反応でが放出されるため，水素の質量流量

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SOFCの電流電圧基礎式
2個の電子, 各セルでの燃Vol. 51No. 2

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空気流路側から燃料流路側へ酸素イオンの移動に伴う料利用率Uf,cellを用いて，電流 I は以下の式で表される。

質量変化，質量移動に伴う運動量移動およびエネルギー⑶

移動の発生が，通常の流れ解析と異なる点である。また，

電圧Eは，式⑷に示すように，ギブスの自由エネル

水素反応による発熱が燃料流路側に発生する。各要素でギー放出分に対応する起電力から，損失として活性化過の移動質量Δ は，水素反応に必要な酸素イオンの流量

電圧Eact，抵抗過電圧Eohm，および濃度過電圧Econcentをで，MO2を酸素のモル質量とすると式⒂で表される。式

差し引いて求める。損失となる種類の過電圧は式⑸,⑼,⑽で与えた。式⑸は，タフェルの式を変形した永田⑾〜⒁を燃料側で解くとき，Δ は＋，空気側では−になる。反応で生成した水蒸気は燃料と共に内管を流れる。

らの式⒃を用いた。式⑼は，電極およびインターコネク⒂

タの電気抵抗と電解質でのイオンの流れに対する抵抗に起因する損失⒄,⒅ である。式⑽はKimらによって提案された計算モデル⒆,⒇を用いた。

軸方向の熱伝導を無視すると，円管壁面温度は，燃料と空気の温度差による強制対流熱伝達と管壁半径方向の熱伝導によって，式⒃および⒄で表される。

⑷
⒃
⑸
⒄

⑹
⑺

なお，式⑿の摩擦係数と，式⒃,⒄の熱伝達率の算出に⑻用いるヌセルト数の計算には，燃料側は円管の式を，空⑼気側には平板の式を用いた 。
流れ計算の境界条件として，管入口部のガスの温度，⑽

圧力，および質量流量を与える。燃料側および空気側とも上流側分割要素から解き，分割要素出口の状態量を求.

める。管路全域の定常解が得られるまで計算を繰り返

SOFCの流れ解析

セルスタック内外のガス流動は，Fig. 4に示すように，す。本解析では，燃料と空気の流れる方向は同一の場合

外管外径Dair，内管外径Doutの二重管を仮定した。セルと対向する場合の両ケースに適用できるが，対象とする

スタック軸方向に計算領域を分割し，分割領域の軸方向

SOFCは対向流になる。対向流の場合は，燃料側の入口

長さはセルに対応するようにした。各分割領域の出入口から数えた要素番号と，空気側の出口から数えた要素番

で，式⑾〜⒀に示す一次元の質量保存式，運動量保存式，号が一致する要素間で，質量移動と熱移動を計算するこエネルギー保存式と，式⒁に示す状態方程式を燃料側ととになる。
実機のセルスタックは，電極部の両端に基体管からな

空気側で解く。

る流入流出部が設けられているため，本解析においても，⑾

電極部の両端に電極部全長の約25%長さの領域を設けた。

⑿

この部分は，質量移動は発生しないが熱移動は発生する。
.

⒀

GTシステムの出力計算

GTシステムの出力WGは，式⒅に示すタービンロータの運動方程式を解くことで求められる。タービン出力お⒁

よび圧縮機動力は，式⒆および式⒇に示すように入口出口のエンタルピー差で表すことができる。タービン入口
温度は，式に示すように燃焼前後のエンタルピーの釣り合いから算出する。圧縮機動力の計算では，出入口のエンタルピー差は，断熱変化を仮定して入口温度，入口
圧力，および圧力比から算出し，圧力比は対象としたガ
スタービンシステムの圧縮機特性曲線 （流量 - 圧力比線図）から求めた。圧縮機吸気流量も同様に対象としたFig. 4 Numerical grid of gas ﬂow calculation

ガスタービンシステムの特性曲線から求めた。圧縮機吸気流量は回転数の関数として特性曲線から読み取ったー 63 ー
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既存重構造ガスタービンと固体酸化物形燃料電池（SOFC）のハイブリッドシステムに関する基礎検討

値にIGV開度の面積比を乗じて算出する。圧力比は流量

日本ガスタービン学会誌

同様の式が高温側ガス（添え字h）に対しても導ける。

に対応する圧力比を特性曲線から読み取った。本研究ではマイクロタービンの動作解析用に作成したプログ
ラム , を中容量GTに拡張したもの⒁を用いている。計
算は，入力データとして回転数，圧縮機入口案内羽根（IGV）開度，および燃料流量を必要とする。
⒅⒆⒇

両ガスの入口温度と流量を与え，式
出口温度を算出する。式ととから両ガスのを代数的に解くことは困難なので，それぞれの出口温度を仮定して，その仮定値が両式を満足するまで計算を繰り返す。

．計算条件
で，燃焼効率ηBは低位発熱量に対する燃焼

なお，式

.

SOFC実機計測値との比較過程で発生する熱量の比で，発熱量は都市ガスを燃料

SOFCセルスタック単体の計算を行い，実機計測結果とする場合は49 MJ/kgを，水素を燃料とする場合は121との比較を行う。計算では空気側の流路としての外円管

MJ/kgを用いた。

の径を定義しなければならない。ここでは，セルスタッ.

再生熱交換器の計算

本分の燃料流量と空気流量の比を商用機⑷の燃料流ク

SOFCに供給される燃料は本システム外から常温で供量と空気流量の比と同等にして，さらに燃料と空気の供給されると仮定し，GTシステム内の高温部位のガス流給状態には大きな差異を付けないと仮定して，空気流速と熱交換することで昇温する。また，SOFCに供給されが燃料流速と同等になる流路断面積として，空気側流路

る空気は圧縮機吐出空気を用いるが，空気に関しても燃の外直径を50 mmとした。

料と同様に再生熱交換器で昇温することを考える。なお，.

に示すGTシステムの解析結果で圧縮機吐出空気温

度は374℃⒁になる。

はじめに，セルスタック外壁の温度分布およびセル電圧分布の計測結果⒂と比較する。実験条件と計算条件をTable 1に示す。供給ガスの流量と温度に関しては公開

再生熱交換器出口での低温側ガス温度

,

は，温度

効率φ を用いて以下の式で表される。

されていないため，燃料流量は計算結果の電流密度が実験結果と同等になるように設定し，空気流量は酸素利用率が実験結果と同等になるように設定した。また，ガス供給温度に関しては，それぞれのガス流路でセルスタッ

ここで,は低温側ガスの入口温度を，

,

は高温側ガ

ク開始点に一番近い温度計測位置で，管壁面温度の計算

スの入口温度を表す。対向流形の熱交換器を用いた場合，結果が，計測温度と同等になるように流路入口での供給

温度効率φ は熱移動単位数NTUcと，定圧比熱と質量流温度を設定した。
次にSOFCの作動圧力の影響に関しては，常圧と1.5量の積の比Rcを用いて以下のように表される 。

MPaでの電池特性の計測結果 と比較した。実験に用いたセルスタックの寸法と空気流路の外径は前述の通りであるが，セル数は85個 と多セル化している。実験条件
および計算条件をTable 2に示す。
低温側ガスの吸収熱量は低温ガスの出入口の熱量差に等.

しいと仮定し，また吸収熱量を対数平均温度で表すと熱セルスタック単体試験では約900℃の動作温度が確保

再生熱交換器によるSOFC供給ガスの昇温

移動単位数は次式に示すように，両ガスの出入口の温度されているが，動作温度はSOFCに供給されるガス温度で表すことができる。

に依存する。SOFCの燃料はシステム外部から供給されるため，常温で供給されると仮定した。SOFC燃料はGTシステム内の高温部位のガスを用いて再生熱交換器
で昇温することを考える。再生熱交換の低温ガス側に供給される燃料と空気の条件をTable 3に示す。流量は，商用機⑷ におけるSOFC燃料流量と空気流量の比と等しくなるように設定した。
再生熱交換器の加熱用のガス供給源は，GTシステム
ー 64 ー

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No. 2

内の高温部位として触媒燃焼器排ガスが考えられる。こTable 4 Inlet conditions of hot gas for recuperator

こでは，参考としてGT排ガスと圧縮機吐出空気を加えた

171

2023.3 既存重構造ガスタービンと固体酸化物形燃料電池（SOFC）のハイブリッドシステムに関する基礎検討

ケースでの熱交換を考える。 Table 4にHeat source

Temperature[°C]

Fuel heating

1.0䍺x 䍺8.0

374

-

-

-

Fuel heating

1.0䍺x 䍺8.0

Compressor discharge air

台の再生

Ca ta lytic burner exhaust ga s

熱交換器に供給する高温ガスの最大流量はSOFC排ガス
全流量を超えない

Mass flow rate X[kg/s]

ケースの再生熱交換器計算の高温ガス流入条件を示す。燃料加熱用の高温ガス供給流量条件を統一するため，

Recuperator application

Turbine e xha ust gas

kg/sに設定した。触媒燃焼器排ガ

Air heating

9.05 - x

Fuel heating

1.0䍺x 䍺8.0

Air heating

8.0

920 - 1030
600

スを利用する場合は，燃料と空気の加熱用ガスの合計流量が触媒燃焼器排ガス流量になる。ここでは，触媒燃焼.

器排ガスを加熱用ガスに用いた場合の，燃料と空気の温GTシステムにおける水素利用の検討のため，水素混

水素混焼GTとの比較度上昇を，燃料側の加熱用ガス流量をパラメータとして焼GTと本提案のSOFCハイブリッドシステムの出力計計算を行った。タービン排ガスと圧縮機吐出空気を用い算を行う。定格出力38.6 MW，都市ガス（13A）を燃料る場合は，触媒燃焼器排ガス利用との比較のため，燃料とした既存中容量GTシステを計算のベースとして，既に関してのみ加熱用ガス流量をパラメータとした計算を開発のGTシミュレータ⒁ を用いて計算した。水素混焼行った。空気の加熱計算は，タービン排熱を用いる場合

GTの計算では，都市ガスと水素を容積比70：30で混は高温ガス最大流量で計算した。圧縮機吐出空気を直接合し，都市ガスのみを燃料とする場合の熱量と等しく

SOFCに供給する場合は，Fig. 1のSOFC空気供給口に破なるようそれぞれの質量流量を決める。SOFCハイブ

線で示すように，再生熱交換器は不要になる。

リッドシステムでは水素混焼GTの水素と同量の水素をSOFCに供給する。計算条件をTable 5に示す。ベース

Table 1 Experiment and calculation conditions for temperatureand voltage distribution test

Items

Unit

ExperimentCalculation
H2/N2
H2/N2
Fuel
0.7/0.3
0.7/0.3
Gas composition
O2
O2/N2/CO2Air
0.21
0.209/0.781/0.01
Inlet
°C
920
Fuel
Temperature
Air
°C
300
conditions
Pressureof gas flow
MPa
0.101
0.101
Fuel utilization ratio
%
25
25
380.5
2
Current density
380
mA/cm
(Calculation result)
14.5
Oxidant utilization ratio%
14.5(Calculation result)となる既存GTの計算を含めてた，SOFCの燃料利用率は実機SOFCと同じ60%とした。
Table 5 GT system calculation conditions
Gas composition
Existing GT
30% hydrogen co-firing GT
Proposed system

GT
SOFC

13A
100
70
100
0

H2
0
30
0
70

Volume ratio

Table 2 Experiment and calculation conditions for currentvoltage characteristics test
Unit
Fuel

-

Air

-

Gas composition
Fuel °C
Inlet
Temperature
Air°C
conditions
Pressureof gas flow
MPa
Pressure
Fuel utilization ratio%
Oxidant utilization ratio%.

Calculation
H2/N2
Hydrogen0.7/0.3
O2/N2/CO2
0.209/0.781/0.01
900
900(Operation temperature)900
0.101, 1.5
0.101, 1.5
60
60
19.9 - 20.1
20
(Calculation result)

N2
0
0
0
30

Fuel
calory
ratio
1.0
1.0
0.9
0.1

Ratio of fuelmass flow rate
13A
H2
1.0
0
0.899
0.041
0.899
0
0
0.041

Ratio of air
mass flow rate
1.0
1.0
0.922
0.078

Table 6 Gas composition of city gas

Gas composition Methane

Items

ケース実施した。なお，

Table 6に計算に用いた都市ガスのガス組成を示す。まExperiment

0.882

EthanePropaneButane

0.053

0.048

0.017

既存GT運転条件での本システム出力

最後に，本提案システムを既存GTシステムの運転条件で運用した場合のシステム出力を算出し，部分負荷か
ら定格負荷運転におけるシステム出力を確認する。計算対象としたGTシステムの基本仕様をTable 7に示す。対象としたGTシステムは，コンバインドサイクルであり
発電機出力は，ガスタービン出力と蒸気タービン出力の和になる。蒸気タービン出入口の蒸気の圧力と温度，および蒸気流量から蒸気タービン出力を推定して計測デー

Table 3 Inlet conditions of cold gas for recuperator

タから差し引くことでGT出力を算出した⒁。

.

で述Mass flow rate[kg/s]

Temperature
[°C]

Fuel

0.63

20

回転数，IGV開度，および燃料流量が必要になり，それ

Air

8.42

374

らはFig. 11に示すように運転データを近似して与えた。

べたようにシステムシミュレータの入力データとしては，ー 65 ー
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172

既存重構造ガスタービンと固体酸化物形燃料電池（SOFC）のハイブリッドシステムに関する基礎検討

日本ガスタービン学会誌る。触媒燃焼器排ガス利用時は，燃料加熱と空気加熱

Table 7 Speciﬁcations of existing gas turbine system

の

Item

Value

Rated Output of the Plant

109 MW((Gas Turbine+Steam Turbine+Generator)×2 Systems)

Rated Ratational Speed

7280 rpm

台の再生熱交換器に排ガスを供給するため，SOFC

供給空気の加熱用には燃料加熱用に供給された残りの排ガスが供給される。そのため，燃料加熱用高温ガス流

Compressor

17-stage Axial

量に対して，空気温度の上昇の傾向は燃料温度の上昇

Turbine3-stage Impulseと逆になるが，最高で572℃になる。タービン排ガス利Combustor

0 Cans)Low NOx Combustor (10用時のSOFC供給空気の計算結果は，排ガス流量

kg/s

で431℃に昇温する。圧縮機吐出空気を利用する場合は，．解析結果と考察.

SOFC供給空気は圧縮機吐出空気を直接供給するため
374℃になる。

SOFCセルスタック計測結果との比較⒂

Fig. 5にセルスタックの外表面温度の計測結果 と，
本解析の円管外壁面温度θoutの比較を示す。セルスタッ
ク電極部は軸方向距離0.25 〜 1.25 mの部分で，この領域における計測値と計算結果は概ね一致する。しかし，
出入口領域で乖離が生じる。この原因は，計算では電極以外の領域も二重円管で計算するのに対して，実験では燃料の給気・回収ポートが設けられて，この部分でのガスの流動状態が計算とは異なることと，計算では軸方向の熱伝導は無視しているが，管端領域では管端面からの熱放出の影響が無視できないことが理由として考えられる。しかし，燃料の給気・回収ポートの形状等の詳細なFig. 5 Temperature distribution of cell stack

情報は示されていないため計算で再現することは困難である。ここでは電極部での結果を重視した。
Fig. 6にセル電圧の計測値⒂と計算結果の比較を示す。
セル電圧に関してもFig. 5に示した温度分布と同様に，
セルスタックの流入・流出領域に近い部分の計測値と計算値の差異は大きく，この部分において，計算では活性化過電圧および抵抗過電圧による電圧低下が少ないことが差異を生じる原因と考えられる。しかし，この部分を除くセルスタックの電圧分布は，計測値と計算結果は比較的良好に一致することが分かる。
次に，ガス供給圧に対するセルスタック性能の影響を確認する。前述の結果は，セルスタックの基本性能の把Fig. 6 Cell voltage distribution of cell stack

握のため，ガス供給圧は常圧で行われた。ハイブリッド
システムでは，GT圧縮機の吐出空気をSOFCに供給するため，ガス供給圧は常圧以上に昇圧される。Fig. 7はセルスタックの電圧特性を条件のガス供給圧，0.101

MPaと1.5 MPaで行った計測結果 と計算結果を比較したものである。Fig. 7より本計算モデルで，常圧条件および加圧条件に対しても十分な一致が得られることが確認できた。以上の結果より，実機SOFCの動作予測として本計算方法の妥当性が示されたものと考える。なお，
Fig. 7から，SOFCをGTと組み合わせることで，SOFC
出力に供給空気の昇圧効果がもたらされることが分かる。
.

SOFC供給ガス温度による出力比較

Fig. 8に再生熱交換器の計算結果を示す。SOFC供給
燃料温度は高温ガス流量の増加に伴い上昇し，圧縮機
吐出空気利用とタービン排ガス利用では，高温ガス流量kg/sで，それぞれ318℃，403℃になり，触媒燃焼器排ガス利用では，高温ガス流量kg/sで613℃になー 66 ー

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Fig. 7 Current-voltage characteristics of cell stackVol. 51

No. 2

173

2023.3 既存重構造ガスタービンと固体酸化物形燃料電池（SOFC）のハイブリッドシステムに関する基礎検討

再生熱交換器でSOFC供給ガスを昇温させることは，

Fig. 9に再生熱交換器で昇温した燃料を供給した時のSOFC出力を示す。SOFC動作温度の低温化,は進加熱に使われたガスの温度低下を起こすため，GTシス

められているが，350℃以下での動作は困難と考え，供テムの発電に対してはマイナスの影響となる。Fig. 10

給ガス温度が350℃以下になるものは除外した。縦軸にハイブリッドシステムの合計出力を塗りつぶしマークのSOFC出力は既存GT定格出力で正規化した値を示す。

で，SOFC出力を除くGTのみの出力を白抜きマークで

燃料供給燃料温度の増加に伴いSOFC出力も増加するが，示す。合計出力は，GT排ガス流量

触媒燃焼器排ガスを利用する場合は，Fig. 8に示したよ

器の加熱に用いる場合に最大になる。これは触媒燃焼器

うに燃料温度を上げると空気温度の上昇が抑えられる。

排ガスを熱交換器に使用しないためであるが，触媒燃焼

空気と燃料の両方の温度上昇が確認される高温ガス流量器排ガスを熱交換に用いた場合との差はわずかであり，kg/sを再生熱交換ほぼ同等と言える。なお，触媒燃焼器排ガスを用いる場

kg/sでSOFC出力は最大になる。

合は，再生熱交換器の製作には高温耐熱材を用いなければならず，難加工性の課題は残る。
.

GTシステムの水素利用方法による出力比較

Table 8に既存GT，水素混焼GT，および本ハイブリッ
ドシステムの出力，熱効率，およびタービン入口温度を示す。それぞれ既存GTの定格値を基準とした。
投入熱量および空気流量が同一のため，既存GTと水素混焼GTの各項目は同じになるはずであるが，水素混焼GTの計算結果は既存GTに比べてわずかに下回る値を示す。しかし，その差は%以内である。本ハイブリッ

ドシステムの結果は，再生熱交換器に触媒燃焼器排ガスを用いSOFC燃料加熱に

Fig. 8 Temperature of cold gas at recuperator exit

kg/sを供給した場合の結果である。出力および熱効率は，既存GTおよび水素混焼GTに比べて約4%増加する。供給水素の60%をSOFCで発電するが，SOFC計算結果から供給水素60%の熱量に対するSOFCの発電効率は約63%と高効率になっており，このことがシステム全体の効率向上に寄与している。
Table 9に本ハイブリッドシステムの高温部位のガス温度を示す。本ハイブリッドシステムは，GT燃焼器の燃焼温度およびタービン入口の燃焼ガス温度は既存GT
Table 8 Comparison of proposed system with hydrogen co-ﬁring
turbine system

Fig. 9 SOFC outputs with supply fuel temperature

Output ratio Efficiency ratio Turbine inlet temperature
[-]
[-]
[°C]
Existing GT

-

1.0

1.0

1280

30% hydrogen co-firing GT

-

0.99

0. 99

1270

1.04

1210

Proposed system

GT

0.926

SOFC

0.114

1.04

Table 9 Gas temperature of hot section in hybrid system

Temperature (Υ)

GT combustor
Fig. 10 Hybrid system outputs with ﬂow rate of hot gas inrecuperator

SOFC
Catalytic burner

Recuperator

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Air

Fuel

Combustion gas

inlet

374

20

-

exit

-

-

1240

inlet

521

594

-

exit

605

889

-

inlet

605

889

-

exit

-

-

998

inlet

374

20

998

594

Air side Fuel side



exit

521

174

既存重構造ガスタービンと固体酸化物形燃料電池（SOFC）のハイブリッドシステムに関する基礎検討

日本ガスタービン学会誌を上回らない。このことはSOFCハイブリッドシステム．結論を構成するうえで GTシステムは機器の仕様や運用の変グリーン水素への移行期間の発電方法として，水素利用を促進し，かつ系統安定化のため，既存GTが有する更を必要としないことを意味する。
.

負荷追随機能の維持が可能と考えられる発電システムと既存GT運転条件での本システム出力

最後に実機GTシステムの運転条件で本システムを運して，重構造中容量GTとその定格出力の約10%の発電用した場合のシステム出力を確認する。Fig. 11は実機を行うSOFCとのハイブリッドシステムを提案した。そ

運転データとGTシステムシミュレータの入力値としての基本性能を把握する計算プログラムを作成し以下の結近似した値を示す。太実線は実機運転データを，細実論を得た。

線，細破線，細点線はシミュレータ入力値として近似⑴ SOFC商用機のセルスタック全長を対象とした計算

した値を示す。いずれも定格値で正規化した値である。

プログラムを作成し，セルスタックの温度および電圧分

計算では60%回転数からの起動が必要なため，計算開布の実機計測値との比較と，常圧と1.5 MPaの始から約0.1 hに仮想的な起動を設定している。計算は，供給ガス圧に対する電流-電圧特性の実機計測値との比

Table 5に示した既存GTの運転を再現する場合と，回転較を行い，計算モデルの妥当性を確認した。

数，IGV開度，および燃料の熱量を既存GT運転と同一⑵ GTシステム内の高温部位のガス流を用いて再生熱交として，容積比30%水素をSOFCに供給する場合の2ケー換器によりSOFC供給ガスの昇温を検討し，再生熱交換スの計算を行った。Fig. 12にその結果を示す。実機GT器の加熱用ガスの温度と流量に対するSOFC出力への影の出力と既存GTシミュレーション結果は部分負荷およ

響を把握した。SOFC排ガス中の残水素を燃焼させる触び定格負荷運転で概ねの一致を示している。本システム

媒燃焼器の排ガスを再生熱交換器の加熱用ガスに用いるでは，Fig. 11の細破線で示したように，GT供給燃料流場合に，SOFC出力はGT定格出力の11.4%に達する。

量が既存GT運転よりも減少するため，GTのみの出力は⑶ 容積比30%の水素を投入した水素混焼GTと本ハイブ

既存GT出力よりも低下する。しかしSOFC出力との合リッドシステムを比較し。本研究で提案したSOFCハイ

計出力では，部分負荷および定格負荷運転状態で既存

ブリッドシステムは出力および効率で水素混焼GTより

GTよりも約も%の増加が確認できる。

種類の%向上することを確認した。

謝辞
本研究は東北電力株式会社と東北大学の共同研究において実施されたもので，研究の遂行に対して東北電力株式会社から多大な支援を頂いた。また，SOFC発電出力計算に関しては電力中央研究所の鈴木晃純氏に貴重な助言を頂いた。両者に深く感謝の意を示す。

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Fig. 11 Input data of GT system simulator

Fig. 12 Comparison of hybrid system output with existing
GT output

ー 68 ー
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Vol. 51No. 2

2023.3 既存重構造ガスタービンと固体酸化物形燃料電池（SOFC）のハイブリッドシステムに関する基礎検討

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