58

日本ガスタービン学会誌

Vol.48No.1

2020.1

サイクル計算による
アンモニア/天然ガス混焼ガスタービンの性能予測
Performance Prediction by Cycle Simulation
for Ammonia / Natural Gas Co-fired Gas Turbine
伊藤 慎太朗＊1
ITO Shintaro

内田 正宏＊1

藤森 俊郎＊1

小林 秀昭＊2

UCHIDA Masahiro

FUJIMORI Toshiro

KOBAYASHI Hideaki

ABSTRACT
Performances of an NH3/natural-gas co-fired gas-turbine have been studied by simplified cycle simulations
which account for NO emission from NH3. Results showed that generator-end efficiency increases and turbine inlet
temperature decreases with increasing NH3 mixing ratio because the lower heating value of NH3 is lower than thatof natural gas. These changes cause saving fuel and reducing damages to turbines. On the other hand, generator-end
efficiency decreases as the NO conversion ratio increases due to incomplete combustion of NH3. It was shown thathigh NOx emission has adverse effects both on air pollution and operating cost. Further, it was also shown that the
turbine outlet temperature decreases with increasing NH3 mixing ratio, leading to the low thermal efficiency of theheat recovery steam generator. However, it is expected that high thermal efficiency could be maintained by adjusting
the compressor inlet air flow rate to keep the turbine inlet temperature constant.
キーワード：ガスタービン，アンモニア，天然ガス，サイクル計算，効率
Key words : Gas Turbine, Ammonia, Natural gas, Cycle simulation, Efficiency．緒言る場合には燃焼安定性の悪化，燃焼効率の低下が懸念さ

火力発電設備からのCO2排出量を低減するため，アンれる。また，アンモニアは分子中に窒素原子を含んでおモニアを燃料として利用する技術が注目されている。アり，Fuel-NOxの発生が懸念される。一方で，アンモニ

ンモニアは，再生可能エネルギーから生成される水素のアは，NOxの還元作用も有しており，NOxの生成およエネルギーキャリア⑴,⑵,⑶の一つであり，①水素からのび還元に関して複雑な反応メカニズムを有していること

生成技術が確立されている，②輸送・貯留インフラがから⑸,⑹，アンモニア燃焼におけるNOx濃度の予測は難存在し，ハンドリング技術も確立されている，③20 ℃，

しい。アンモニアは従来の炭化水素燃料とは大きく異な

0.857 MPaで液化するため，水素に比べ輸送・貯留コスる燃焼特性を持つため，アンモニアを燃料として用いる

トが低い，④分子中の水素含有率が高い，⑤水素に再変場合には，従来の燃焼器設計技術が直接適用できず新た換することなく直接燃焼可能であり，分子中に炭素原子な技術開発が必要となる。これらの課題を解決し，自動を持たないカーボンフリー燃料でもある，というような車用エンジン⑺，工業炉⑻，ガスタービン⑼,⑽，石炭焚き

優れた特性を持つ。このため，ガスタービン用燃料としボイラ⑾,⑿といった燃焼機器でアンモニアを燃料としててアンモニアを利用することができれば，CO2排出量の利用するための研究が行われている。

削減に大きく寄与する。しかし，燃料としてのアンモニ

著者らは，これまでに天然ガス焚きガスタービンでア

アには，課題も存在する。アンモニアは代表的な炭化ンモニアを混焼することを目的として，スワールバー

水素燃料であるメタンに比べ，層流燃焼速度が約1/5 ⑷，ナにおけるアンモニアの燃焼特性把握，低NOx燃焼技

低位発熱量が約37%，断熱火炎温度が200 ℃〜 400 ℃程術について研究開発を行ってきた⒀,⒁,⒂,⒃。しかし，ア度低い。このため，アンモニアをガスタービンで使用す

ンモニア/天然ガス混焼が，発電端効率やコジェネレー＊＊

ションシステムの総合熱効率等のガスタービン性能に及原稿受付 2019年 月 日
査読完了 2019年10月18日㈱IHI 技術基盤センター〒235-8501 横浜市磯子区新中原町 番地
E-mail: ito7931@ihi-g.com
東北大学 流体科学研究所〒980-8577 仙台市青葉区片平 ‑ ‑ぼす影響については知見が不足している。例えば，倉田ら⑺,⑻がマイクロガスタービンで実施したアンモニア/メタン混焼試験では，アンモニア混焼時にNO濃度は最大で1200 ppmを超え，アンモニアのNO転換率は最大57%に達することが報告されている。このようにアンモー 58 ー

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Vol.48No.1

2020.1

サイクル計算によるアンモニア/天然ガス混焼ガスタービンの性能予測

ニアの燃焼により生成されるNOx濃度は，天然ガス燃ηC: 圧縮機効率［%］

焼に比べ非常に高濃度であり，ガスタービン性能に大きηG: 発電機効率［%］

く影響を与える可能性がある。そこで，本研究ではアン

ηGE: 発電端効率［%］

モニア燃焼からのNO生成を考慮したサイクル計算によηT: タービン効率［%］

り，アンモニアを燃料として使用することが，発電端効ηth: 総合熱効率［%］

59

率や総合熱効率等のガスタービン性能に与える影響につ添字いて評価した。

．主な記号ac: 実際の状態id: 損失がない理想状態

NO: NO転換率［%］A: 圧縮機吸入空気量［kg/s］

．計算方法

CH4

: メタン供給量［kg/s］.

EX: 排気ガス流量［kg/s］

NH3: アンモニア供給量［kg/s］

ロセスシミュレータであるAspen HYSYS v9を用いた。

W: 排熱回収ボイラ（HRSG: Heat Recovery Steam

Fig. 1に構築したガスタービンのサイクル計算モデルを

Generator）給水量［kg/s］示す。ガスタービンは出力

IC: 圧縮機入口ガスのエンタルピ［MJ/kg］

ガスタービンを想定した。計算では，ガスタービン単体

IT: タービン入口ガスのエンタルピ［MJ/kg］の場合，タービン出口に排熱回収ボイラ（HRSG: Heat

OC

: 圧縮機出口ガスのエンタルピ［MJ/kg］

Recovery Steam Generator）を設置した場合の二つのOH: HRSG出 口 に お け る 排 気 ガ ス の エ ン タ ル ピ

システムで評価を行った。エンジン本体は圧縮機，燃焼［MJ/kg］

器およびタービンのOT: タービン出口ガスのエンタルピ［MJ/kg］

し，圧縮機の中間段あるいは出口での抽気，軸やタービ

S: HRSGで生成される蒸気のエンタルピ［MJ/kg］

ンの冷却空気，脱硝装置については考慮していない。まOT: HRSGに供給される水のエンタルピ［MJ/kg］

た，各要素間の流路における熱および圧力損失は無視しCH4: メタンの低位発熱量, 50.0［MJ/kg］

た。

NH3

: アンモニアの低位発熱量, 18.6［MJ/kg］

F: 混合気体の低位発熱量［MJ/kg］

CH4: メタン供給圧力［kPa］

IC: 圧縮機入口ガス圧力［kPa］

IT: タービン入口圧力［kPa］

NH3: アンモニア供給圧力［kPa］

OC: 圧縮機出口ガス圧力［kPa］

OH: 排熱回収ボイラ出口排気ガス圧力［kPa］

OT: タービン出口圧力［kPa］

S: 排熱回収ボイラ発生蒸気圧力［kPa］

W: 排熱回収ボイラ給水圧力［kPa］

NH3: アンモニア混焼率［%］計算モデル
サ イ ク ル 計 算 に はAspen Technology社 製 の 商 用 プ

MW級のシンプルサイクル

部品から構成される簡易モデルとFig. 1 Cycle simulation model of Gas Turbine with HRSG

. .

圧縮機

圧縮機は圧縮機入口における温度，圧CH4: メタン供給温度［℃］IC: 圧縮機入口ガス温度［℃］

力，圧縮機入口と出口の圧力比，圧縮機効率，空気流量IT: タービン入口温度［℃］を入力値とし，圧縮機出口における空気のエンタルピを

NH3: アンモニア供給温度［℃］算出した。ここで圧縮機効率は75%で一定とし，以下のOC: 圧縮機出口ガス温度［℃］

ように定義した。

OH: 排熱回収ボイラ出口排気ガス温度［℃］

OT: タービン出口温度［℃］S: 排熱回収ボイラ発生蒸気温度［℃］

⑴

C

A

OC

IC

⑵

OC

IC

⑶

W

: 排熱回収ボイラ給水温度［℃］

ここでエンタルピの計算にはPeng-Robinsonの状態方程C: 圧縮機動力［MW］式⒄を使用した。圧縮機出口温度は圧縮機出口エンタル

F: 燃料の総投入熱量［MW］

ピから算出した。

G: 発電出力［MW］

T: タービン出力［MW］. .

燃焼器 燃焼器には，圧縮機で圧縮された空気，燃料としてメタンとアンモニアガスを供給した。燃料ー 59 ー

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60

サイクル計算によるアンモニア/天然ガス混焼ガスタービンの性能予測

日本ガスタービン学会誌の供給圧力はメタン・アンモニアともに2000 kPaとし，

HRSG有りの場合には圧力損失を考慮し104.3 kPaとし

アンモニアの温度は供給圧力における凝縮温度よりも十た。タービン効率は条件によらず85%で一定とし，以下分に高い温度とした。燃料の混合比率はアンモニア混焼のように定義した。

率で表し，投入燃料の全熱量に占める投入アンモニアの熱量の比率として以下のように定義した。
rNH3 100GNH3 HNH3 / GNH3 HNH3 CH4 HCH4⑷燃焼器内のける燃焼反応としては以下に示す

つの総

⑸

T

EX

EX

OT

IT

⑹

EX

OT

IT

⑺
⑻

A

タービン出口温度は，圧縮機と同様にタービン出口の括反応を考慮した。
CH4+2O2→CO2+2H2O+803 kJ/mol

エンタルピから算出した。

（R1）

. .

NH3+0.75O2→0.5N2+1.5H2O+318 kJ/mol （R2）
NH3+1.25O2→NO+1.5H2O+226 kJ/mol

HRSG HRSGの挙動は排気ガスと水のエネル

ギー保存則から算出した。計算では熱損失を無視し，以（R3）

反応式（R1），（R2）はメタンおよびアンモニアの完下のように定義した。

全燃焼反応式であり，反応式（R3）はアンモニアから

EX

OT

OH

W

S

⑼

W

のNO生成反応である。アンモニア/メタン混焼におけここで給水温度/圧力，蒸気温度/圧力およびHRSG出る主なエミッションとしては，未燃NH3，CO，未燃炭

口の排気ガス温度は一定とした。ガスタービン運転条件

化水素，NOxが挙げられる。本計算では，これらのうち，の変更によるタービン出口のエンタルピ変化に対しては，

NOxが生成されることによる発電端効率や総合熱効率式⑼が成り立つよう給水量を調整して計算を行った。
. .

の変化を評価するため，NOx以外のエミッションについては無視した。また，アンモニアとメタンではNOx

発電出力，発電端効率，総合熱効率

発電出力，発電端効率，総合熱効率は以下のように定義した。

の生成メカニズムが異なるが，試験結果⒀より，メタン

Gの燃焼により生成されるNOxは，アンモニアの燃焼に

GE

G

F

WG
GNH3 HNH3より生成されるNOxに比べては無視できるほど低濃度であり，NOxの主成分はNOであることがわかっている。

G

T

⑽

C

⑾

F
W hS -hWF

CH4 HCH4⑿⒀

そこで，アンモニアから生成されるNOのみを考慮した。

発電機効率については，条件によらず95%で一定とし燃焼器における実際の燃焼現象は，空間的および時間

た。また，発電出力は，条件によらず2.0 MWで一定と的に変化する非常に複雑な現象であるが，定常運転時のなるよう燃料流量を調整した。

発電端効率や総合熱効率に対しては，燃焼器出口におけ.

る温度および組成が重要であり，過渡的な温度および組

Table 2に計算条件を示す。Case 1はHRSGが無いガ

計算条件

成は影響しないため，総括反応式を用い，瞬時に反応す

スタービン単体運転の場合であり，アンモニア混焼率とるものとした。

NO転換率をパラメータとした。Case 2および3はHRSG

Table 1に，反応式（R1）〜（R3）の反応割合を示す。

が有るコジェネレーションシステム運転の場合であり，メタンは全量が完全燃焼するとした。一方で，アンモニ

アンモニア混焼率のみをパラメータとした。いずれの条

アについては，NO生成による発熱量の変化を表現する

件においても，発電出力が一定となるように燃料流量をため，一部がNOに変換されるものとし，反応式（R2），調整した。Case 3のみは，発電出力に加え，タービン入（R3）の反応割合をパラメータとして変化させた。反応

口温度がメタン専焼（ NH3=式（R2），（R3）の反応割合の変化は，（R3）の反応割となるように圧縮機吸気空気量も調節した。これらの計合をNO転換率として定義し，Table 1のように示す。

算条件の違いが，タービン入口/出口温度，発電端効率，%）の1045 ℃のまま一定

総合熱効率等に及ぼす影響を評価した。
Table 1 Reaction ratio of CH4 and NH3
MethaneAmmonia

Reaction ratio of R1
［%］

100

0

Reaction ratio of R2
［%］

0

100‐

Reaction ratio of R2
［%］

0

NO

Total reaction ratio
［%］

100

100

．計算結果
.
. .

NO

ガスタービン単体運転条件（Case 1）
NO発生が無い場合のガスタービン性能 Fig. 2にCase 1でNOが発生しない場合（=

NO%）におけるアンモニア混焼率とメタンおよびアンモニアの質量流量，総質量流量および燃料の総投入熱量の関係を示す。

タービンについてはタービン入口にアンモニア混焼率が増加すると，メタン流量は単調における温度，圧力，タービン入口と出口の圧力比，ター

. .

タービン

低下し，アンモニア流量は単調に増加する。増減量のビン効率，排気ガス流量を入力値とし，タービン出口に変化に着目すると，メタンの減少量に対してアンモニ

おける空気のエンタルピを算出した。タービン出口圧

アの増加量が大きく，燃料の総質量流量はアンモニア力については，ガスタービン単体の条件では101.3 kPa，混焼率に対し単調増加する傾向にある。一方で，燃料ー 60 ー
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Vol.48No.1

2020.1

サイクル計算によるアンモニア/天然ガス混焼ガスタービンの性能予測

61

Table 2 Calculation condition

Unit

Item

Case 1

System-Without HRSG

GA [kg/s]

Compressor

Combustor

Case 2

With HRSG

9.5

Calculated

TIC [Υ]15

PIC [kPaA]

101.3

TOC [Υ]377

POC [kPaA]1114

ηC [%]

75

rNH3 [%]

0-100

GCH4 [kg/s]

Calculated

TCH4 [Υ]30

PCH4 [kPaG]

2000

GNH3 [kg/s]

Calculated

TNH3 [Υ]70

PNH3 [kPaG]

2000

CNO [%]

0, 5, 100POC

PIT [kPaA]
TIT [Υ]TurbineCalculated

POT [kPaA]

Generator

1045*

101.3

104.3

ηT [%]HRSG

Case 385

TW [Υ]-

60

PW [kPaA]-

1300

TS [Υ]-

180

Ps [kPaA]-

800

TOH [Υ]-160

GW [kg/s]-

Calculated

ηG [%]

95

WG [MW]

2.0* Same value as TIT of case 2, rNH3=0%.

Mass ﬂow rate [kg/s]

0.40

NH3+CH4

7.8

0.30

7.6

0.20

7.4

0.10

NH3
CH4

0.00

7.2
7.0

（ NH3=

Total fuel heat input [MW]

8.0

0.50

%）時と同じ総投入熱量を維持すると，総燃料流量が増加し，タービン通過ガス流量が増加する。タービン通過ガス流量が増加すると，タービン出力が増加するため，MWの発電出力得るのに必要な総投入熱量が低下する。これはアンモニアのように低位発熱量が小さい燃料では，燃料供給動力の一部がタービンで回収されることを示している。このため，アンモニア混焼により0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
NH3 mixing rao [%]発電端効率は向上するものの，アンモニアの供給動力を加味した送電端効率は低下する可能性がある。一方，ア

Fig. 2 Eﬀect of NH3 mixing ratio on fuel mass ﬂow rate andtotal fuel heat input（Case 1, NO= %）ンモニアの気化，昇温にガスタービンや工場の未利用排熱が利用できれば送電端効率の低下を抑制できる可能性の総投入熱量はアンモニア混焼率が増加すると単調減がある。また，実際のガスタービンでは，タービン通過

少しており，メタン専焼（ NH3=%）からアンモニア

ガス流量が増加すると，タービン効率が変化する。ま専焼（ NH3=100%）へ変化すると約3.7%低下した。これた，タービンでの圧力損失が増加すると，圧縮機出口圧

はアンモニアの低位発熱量がメタンの約37%と非常に小力が増加し，圧縮機効率にも影響を与える可能性があ

さいことが原因である。アンモニアは低位発熱量が小さる。より詳細な検討を行うためには，具体的なアンモニ

いため，アンモニア混焼（ NH3>

ア供給方法やタービンおよび圧縮機の性能変化を考慮し%）時にメタン専焼ー 61 ー
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62サイクル計算によるアンモニア/天然ガス混焼ガスタービンの性能予測

日本ガスタービン学会誌

焼率に依らずNO転換率はた計算モデルが必要となる。

，10%で一定とした。実際の%）における

ガスタービンでは，アンモニア混焼率によってNO転換

アンモニア混焼率と発電端効率およびCO2排出量削減率

率が変化するはずであるが，本計算はNO発生の影響をの関係を示す。CO2排出量削減率は，メタン専焼（ NH3

検討することが目的であるため，NO転換率を固定した=検討を行った。

Fig. 3にNOが発生しない場合（=

NO%）のCO2排出量に対する削減割合と定義した。発Fig. 5にNO転換率

電端効率はアンモニア混焼率の増加に対して単調増加しており，メタン専焼（ NH3=%）からアンモニア専焼（ NH3=100%）へ変化すると最大で%程度高い値となる。

%および10%におけるアンモニ

ア混焼率とタービン出口におけるNO濃度の関係を示す。ここでNO濃度は無水条件での濃度とし，酸素濃度

これはアンモニア混焼率の増加により総投入熱量が低下

16%に換算して示した。NO濃度はアンモニア混焼率にしたためであり，発電出力が一定のため発電端効率が増対し単調に増加する。計算した条件中でNO濃度が最加する結果となった。CO2排出量削減率は，アンモニアも高くなるのは，NO転換率10%のアンモニア専焼条件

混焼率に対しほぼ線形に減少している。アンモニア混焼（ NH3=100%）であり，1800 ppm以上の値となる。
NO concentraon [ppm@16%O2]

率50%でのCO2排出量削減率は約51%と発電端効率が向上する効果によりアンモニア混焼率よりもやや高いCO2

100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0

28.0
27.5
27.0
26.5
26.0
25.5
25.0

CO2 reducon rao [%]Generator-end eﬃciency [%]削減効果が得られている。

2000
1500

CNO=10%1000

CNO=5%

500
00

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
NH3 mixing rao [%]Fig. 5 Eﬀect of NH3 mixing ratio and NO conversion ratio on
NO concentration at turbine outlet（Case 1）

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
NH3 mixing rao [%]Fig. 6，7にアンモニア混焼率と，総燃料流量およびFig. 3 Eﬀect of NH3 mixing ratio on generator-end eﬃciency
and CO2 reduction ratio（Case 1, NO= %）発電端効率の関係，CO2排出量削減率の関係をそれぞれ示す。ここで，総燃料流量，発電端効率，CO2排出量削Fig. 4にNOが発生しない場合（=

NO%）における

減率はNOが発生しない場合（

NO=%）を基準として，

アンモニア混焼率とタービン入口および出口ガス温度のそこからの差分で示した。 総燃料流量は，アンモニア

関係を示す。アンモニア混焼率が増加すると，双方のガ混焼率が高いほど，またNO転換率が高いほど増加する。

ス温度が単調に低下する。これはアンモニアの火炎温度

これは，式（R2），（R3）に示すように，1molのアンモがメタンに比べ低いこと，アンモニア混焼により燃料のニアが完全燃焼すると318kJの熱量が得られるが，NO

総投入熱量が低下することが原因である。タービン入口に変換されると226 kJの熱量しか得られず，より多くのガス温度の低下は，タービンの耐久性の向上や破損リス

燃料を投入する必要があるためである。発電端効率は，クの低減に寄与すると考えられる。

アンモニア混焼率が高く，またNO転換率が高いほど低Temperature [Υ]下する。アンモニア専焼条件（ NH3=100%）で発電端効
1200
1100
1000
900
800
700
600
500
400

率を比較すると，NO転換率が%増加する毎に約0.38%が低下する。Fig. 3で示したようにNOが発生しない場

Turbine inlet

合（=%）に，メタン専焼（ NH3=%）からアン

モニア専焼（ NH3=100%）への変更で約%の発電端効NO率上昇が得られる。しかし，NO転換率と発電端効率がTurbine outlet

正比例の関係にあると仮定すると，NO転換率13%以上
0でアンモニア専焼（ NH3=100%）の場合の発電端効率が10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
NH3 mixing rao [%]メタン専焼（ NH3 =%）よりも低くなると推定される。

CO2排出量削減率は，NO転換率が高いほど減少する。

Fig. 4 Eﬀect of NH3 mixing ratio on gas temperature at turbine
inlet and outlet（Case 1, NO= %）アンモニア混焼率50%では，NO転換率が%増加する

毎にCO2排出量削減率が約0.35%減少する。
. .

NO転換率の影響

ガスタービン単体運転条件

以上のように，アンモニアからのNO生成は，発電端（Case 1）で，NO転換率をパラメータとし，エンジンに効率低下などガスタービンの運転性能に悪影響を及ぼす。

及ぼす影響を調査した。ここで計算では，アンモニア混NO生成による総燃料流量の増加は，CO2排出量の削減

ー 62 ー
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No.1

2020.1

0
-0.1
-0.2
-0.3
-0.4
-0.5
-0.6
-0.7
-0.8

CNO=5%

0.010
CNO=10%

0.006
0.004

CNO=10%0.002

CNO=5%

0.000

ジェネレーションシステムで約0.46%低いことが確認できる。これらの変化は，HRSGを設けたことでタービン出口の圧力損失が kPa増加した影響によるものである。
Fig. 9 〜 11にコジェネレーションシステムのアンモ
ニア混焼率と，HRSGへの給水量および総合熱効率の関係，タービン入口および出口ガス温度の関係，排気ガス流量の関係をそれぞれ示す。給水量および総合熱効率は0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
NH3 mixing rao [%]アンモニア混焼率に対し単調に減少する。この理由はChange in CO2 reducon rao [%]Fig. 6 Eﬀect of NH3 mixing ratio on change in total fuel mass ﬂow
rate and generator-end eﬃciency（Case 1, NO=5, 10%）

タービン入口および出口ガス温度と排気ガス流量の変化から理解することができる。アンモニア混焼率が増加す
ると，ガス温度は単調に減少し，ガス流量は単調に増加

0
-0.1
-0.2
-0.3
-0.4
-0.5
-0.6
-0.7
-0.8

する。これらの変化により，式⑼左辺で排気ガス流量の増加よりも，タービン出口エンタルピの減少，すなわち，

CNO=5%

タービン出口温度の低下が支配的となり，給水量が低下する。本計算モデルにおける総合熱効率は，式⑿に示す

CNO=10%

ように，給水量と燃料の総投入熱量のバランスによって変化する。ここではアンモニア混焼率の増加に対する給

0

10

20

30 40 50 60 70
NH3 mixing rao [%]80

90 100

Water supply rate [kg/s]

Fig. 7 Eﬀect of NH3 mixing ratio on change in CO2 reduction
ratio（Case 1, NO=5, 10%）

量が期待値を下回るなどの結果を引き起こす。このため，エンジン性能の正確な予測のためには，NOx生成量の正確な予測が重要となる。さらに，大量のNOx生成は，

1.70

81.0

1.65

80.5

79.5
1.55

燃焼技術の開発も非常に重要である。
. .

空 気 流 量 一 定 の 場 合（Case 2） 発 電 出 力

78.5
78.0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
NH3 mixing rao [%]備および運用コストの増大にもつながるため，低NOx
コジェネレーションシステム運転条件（Case 2，
3）

79.0

1.50
1.45

脱硝装置の大型化，脱硝用還元剤の流量増加といった設

.

80.0

1.60

Temperature [Υ]熱回収ボイラを設けたコジェネレーションシステムとして使用すること一般的である。そこでコジェネレーションシステムにおけるアンモニア混焼の影響を検討した。
Fig. 8にコジェネレーションシステムにおけるアンモ
ニア混焼率と燃料の総投入熱量および発電端効率の関係を示す。燃料の総投入熱量については，Fig. 2とFig. 8の

1200
1100
1000
900
800
700
600
500
400

Turbine inlet

Turbine outlet0比較から，アンモニア混焼率によってコジェネレーションシステムで0.14 MW程度多いことが確認できる。また，

7.8

27.5
27.0

7.6

26.5
7.4

26.0

7.2

25.5

7.0

25.0

Exhaust gas ﬂow rate [kg/s]

28.0

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
NH3 mixing rao [%]Fig. 10 Eﬀect of NH3 mixing ratio on gas temperature at turbine
inlet and outlet（Case 2）

Generator-end eﬃciency [%]Total fuel heat input[MW]8.0㻌

Fig. 9 Eﬀect of NH3 mixing ratio on water supply rate to HRSG
and total thermal eﬃciency（Case 2）

MW程度の小型ガスタービンでは，タービン出口に排発電端効率については，Fig. 3とFig. 8の比較から，コ

Total thermal eﬃciency [%]Change in total fuelmass ﬂow rate [kg/s]

0.012

0.008

63

サイクル計算によるアンモニア/天然ガス混焼ガスタービンの性能予測

Change in generator-end
eﬃciency [%]Vol.48

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
NH3 mixing rao [%]

10.0
9.5
9.0
8.5
8.0
7.5
0

Fig. 8 Eﬀect of NH3 mixing ratio on total fuel heat input andgenerator-end eﬃciency（Case 2）

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
NH3 mixing rao [%]Fig. 11 Eﬀect of NH3 mixing ratio on exhaust gas ﬂow rate at
turbine outlet（Case 2）

ー 63 ー
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64

サイクル計算によるアンモニア/天然ガス混焼ガスタービンの性能予測

日本ガスタービン学会誌

水量低下の影響が，燃料の総投入熱量減少の影響よりもび発電端効率の関係を示す。Fig. 8とFig. 14の比較から，強く，総合熱効率が低下した。このように，アンモニア

タービン入口温度一定の場合（Case 3）にも空気流量一混焼によるタービン出口温度の低下は，コジェネレー

定の場合（Case 2）と同様に，アンモニア混焼率が増加

ションシステムにおいて，総合熱効率の低下を起こす可

すると燃料の総投入熱量が減少し，発電端効率が増加す能性がある。一方で，タービン入口温度は，ガスタービ

る傾向であることが確認できる。しかし，アンモニア混

ン単体運転条件（Case 1）の場合と同様に，アンモニア

焼率の変化に対する感度は，タービン入口温度一定の場

混焼により低下しており，タービンの耐久性に良好な影合（Case 3）の方が大きい。これは圧縮機吸入空気量が響をもたらすと考えられる。

減少することで，圧縮機動力が低下したためである。圧. .

タービン入口温度一定の場合（Case 3） 前

縮機動力の低下は，式⑽よりMW発電に必要なタービ

節で総合熱効率の低下はタービン出口温度の低下が主

ン出力が減少をもたらし，結果として総投入熱量の低下要因であることが示された。そこで，アンモニア混焼につながる。

（ NH3=%）のタービン入口温度がメタン専焼時

Total fuel heat input[MW]

焼時（ NH3>%）のタービン入口温度1045 ℃のまま一定となるよう，圧縮機吸入空気量を調整した計算を行った。
アンモニア混焼率と圧縮機吸入空気量および排気ガス
流量の関係をFig. 12に，タービン入口および出口のガス温度の関係をFig. 13に示す。圧縮機吸入空気量および排気ガス流量はアンモニア混焼率が増加すると単調に

8.0

28.0

7.8

27.5
27.0

7.6

26.5
7.4

26.0

7.2

25.5
25.0

7.0

Generator-end eﬃciency [%]によるHRSGへの影響を回避するため，アンモニア混

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
NH3 mixing rao [%]減少する。このとき，一定に固定しているタービン入口
温度だけでなく，タービン出口温度もアンモニア混焼率

Fig. 14 Eﬀect of NH3 mixing ratio on total fuel heat input andgenerator-end eﬃciency（Case 3）によらず一定になることがFig. 13より確認できる。タービンの入口および出口の条件は式⑸〜⑺に従うため，条件を固定したタービン入口温度および圧力，タービン出

Fig. 15に，アンモニア混焼率に対するHRSGへの給口圧力だけでなく，タービン出口温度も一定の状態でバ

水量および総合熱効率の変化を示す。Fig. 9とFig. 15のランスするよう圧縮機吸入空気量が調整されていること

比較から，アンモニア混焼率に対する給水量の変化は，を示している。

タービン入口温度一定の場合（Case 3）と空気流量一定

Fig. 14にアンモニア混焼率と燃料の総投入熱量およの場合（Case 2）で同じ傾向である。しかし，アンモニ
定の場合（Case 3）方が大きい。この傾向から，空気流量一定の場合（Case 2）におけるタービン出口温度の低9.5
Exhaust gas

下よりも，タービン入口温度一定の場合（Case 3）にお9.0

ける排気ガス流量の減少の方が，給水量に与える影響が8.5

強いことが確認できる。一方で総合熱効率に関しては，

Air

8.0

タービン入口温度一定の場合（Case 3）と空気流量一定7.50の場合（Case 2）で大きく傾向が異なる。これはタービ

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

ン入口温度一定の場合（Case 3）にも，アンモニア混焼

NH3 mixing rao [%]

1200
1100
1000
900
800
700
600
500
400

率増加に対する給水量低下による熱効率低下の影響があるが，燃料の総投入熱量低下の影響がより大きく，発電

Turbine inlet

Water supply rate [kg/s]

Temperature [Υ]Fig. 12 Eﬀect of NH3 mixing ratio on compressor inlet air ﬂow
rate and exhaust gas ﬂow rate at turbine outlet（Case 3）

Turbine outlet

1.70

81.0

1.65

80.5
80.0

1.60

79.5
1.55

79.0

1.50

78.5
78.0

1.45
0

10 20

Total thermal eﬃciency [%]Air and exhaust gas ﬂow rate [kg/s]

ア混焼率に対する給水量の変化量はタービン入口温度一10.0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
NH3 mixing rao [%]30 40 50 60 70 80 90 100
NH3 mixing rao [%]Fig. 13 Eﬀect of NH3 mixing ratio on gas temperature atturbine inlet and outlet（Case 3）

Fig. 15 Eﬀect of NH3 mixing ratio on water supply rate to
HRSG and total thermal eﬃciency（Case 3）

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Vol.48No.1

2020.1

サイクル計算によるアンモニア/天然ガス混焼ガスタービンの性能予測⑷

端効率が増加の影響が支配的になるためである。

Hayakawa A., Goto T., Mimoto R., Arakawa Y., Kudo

以上のように，タービン入口温度を一定に保つように

T., Kobayashi H., Laminar Burning Velocity and

圧縮機吸入空気量を調整することで，アンモニア混焼時

Markstein Length of Ammonia/Air Premixed Flamesに総合熱効率を高く保つことができることが示された。
しかし，実際のガスタービンでは，圧縮機吸入空気量の減少により高温部材の冷却空気の不足やタービン入口ガ
ス温度の上昇に依るダメージが懸念されため，これらのバランスを取るような装置の変更が必要である。

．まとめ
NO転換率を考慮したアンモニア/天然ガス混焼モデ
ルガスタービンのサイクル計算を行い以下の知見を得た。
⑴

アンモニアの低位発熱量はメタンに比べ小さいため，
アンモニア混焼率が増加すると，燃料の総質量流量が増加するが，総投入熱量は低下し，発電端効率が
増加する。

⑵

アンモニアからのNO発生は完全燃焼と比べて30%程度の発熱量の損失となる。このためアンモニア混焼でNOが生じると燃料の総質量流量増加，発電端
効率低下といったエンジン性能への悪影響が発生する。

⑶

アンモニアは燃焼温度が低いこと，またアンモニア

at Various Pressures., Fuel, 159（2015）, pp. 98-106.
⑸

モニア混焼によりタービン入口および出口のガス温度が低下する。この結果，コジェネレーションシス
テムの総合熱効率が低下する可能性がある。
⑷⑾⑿

アンモニア混焼によるコジェネレーションシステムの総合熱効率の低下を防ぐため，タービン入口ガス
温度が一定になるよう圧縮機入口空気流量を減少さ⒀せると，総合熱効率は増加する。
⒁

謝辞
本研究は，内閣府総合科学技術・イノベーション会議の戦略的イノベーション創造プログラム（SIP）「エネ⒂

ルギーキャリア」（管理法人：JST）によって実施された。
ここに記して謝意を表する。
⒃

参考文献
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fuel, Journal of Power Sources, Vol. 185, Issue 1（2008）,
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facility, Renewable Energy, Vol. 71（2014）, pp. 361-367.
⑶ P.Trop, D. Goricanec, Comparisons between energy
carriers' productions for exploiting renewable energy
sources, Energy, Vol. 108, Issue C（2016）, pp. 155-161.

⑴⒄

ー 65 ー
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小林秀昭, 早川晃弘, カーボンフリーアンモニア燃焼, 日

本燃焼学会誌, 58巻, 183号（2016）, pp. 41-48.
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of combustion-generated nitrogen oxides by selective
non-catalytic reduction, Journal of Environmental
Management, No. 83（2007）, pp. 251-289.
⑺ 小池誠, 宮川浩, 鈴置哲典, 小笠原和人, 水素エネルギキャ
リアとしてのアンモニアとレシプロエンジン燃焼への適用, 日本燃焼学会誌, 58巻, 184号（2016）,pp. 99-106.
⑻ 石川遥平, 林潤, 武石裕行, 岡南貴大, 山本康之, 飯野公夫,
赤松史光, 同軸流拡散火炎におけるNH3/N2/O2火炎の安定性に関する研究, 日本機械学会論文集, Vol. 84, No. 859（2018）, pp. 1-17.
⑼ Iki, N., Kurata, O., Matsunuma, T., Inoue, T., Suzuki,M., Tsujimura, T. and Furutani, H., Micro Gas Turbine
Firing Kerosene and Ammonia, Proceedings of ASME
Turbo Expo 2015, GT2015-43689（2015）.
⑽ Kurata, O., Iki, N., Matsunuma, T., Inoue. T., Tsujimura, T.,
Furutani, H., Kobayashi, H., Hayakawa, A., Performancesand emission characteristics of NH3-air and NH3-CH4-air

混焼時には燃料の総投入熱量が減少するため，アンPowered by TCPDF (www.tcpdf.org)

65

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