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火力発電所排ガスを利用した共電解形
SOEC システムの効率解析
Efficiency of Co-electrolytic SOEC System Using Exhaust Gas
from a Thermal Power Plant
北川裕也＊１、水澤竜也＊２、前田厚史＊３、荒木拓人＊４、森昌史＊５

Yuya Kitagawa ＊１, Tatsuya Mizusawa ＊２, Atsushi Maeda ＊３, Takuto Araki ＊４, Masashi Mori ＊５＊１

横浜国立大学

工学部

Department of Mechanical Engineering, Yokohama National University＊２

横浜国立大学

大学院工学府（現 富士電機㈱）

Department of Systems Integration, Graduate School of Mechanical Engineering,Yokohama National University（Presence affiliation:Fuji Electric Co., Ltd.）＊３横浜国立大学

大学院工学府Department of Systems Integration, Graduate School of Mechanical Engineering, Yokohama National University＊４

横浜国立大学

大学院工学研究院

Devision of Systems Research, Faculty of Engineering, Yokohama National University＊５

電力中央研究所

材料科学研究所

Materials Science Research Laboratory, Central Research Institute of Electric Power Industry
概要：固体酸化物形電解セル（SOEC：Solid Oxide Electrolysis Cell）は、500 ℃以上の高温条件下で水蒸気と二酸化炭素を同時に電気分解（共電解）し、水素と一酸化炭素に変換できる。本研究では、SOEC 共電解を利用し、火力発電所の排ガスを供給ガスとした水素・一酸化炭素製造システムとその製造ガスからメタンを合成するメタン製造システムのエネルギー効率を試算した。電解電圧をサーモニュートラル電圧とした定常サイクル計算の結果より、火力発電所の排ガスに含まれる未利用熱、残留窒素および残留酸素の影響について、次の結果を得た。未利用熱を水蒸気発生器の熱源とすることで、システムの効率を高めることができる。残留酸素は SOEC 保護の点からセル前段で還元する必要があり、これに用いる水素や一酸化炭素の消費はエネルギー効率の低下要因となり得るが、残留酸素濃度40 mol％以下では酸素還元に伴う発生熱が供給ガスの予熱に使用でき、効率低下が緩和される。また、残留窒素をシステム入口で分離せずに用いた場合、システムの大型化や貯蔵ガスの純度低下の要因にもなるため、残留窒素は分離することが望ましいと考えらえる。残留窒素の分離に圧力変動吸着装置（PSA）を用いた場合の効率試算では、システム前段で排ガスから残留窒素を分離することにより、後段で分離するよりも PSA の圧縮比が小さくなることから分離動力を抑えられ、エネルギー効率は向上した。
Abstract：Solid oxide electrolysis cells（SOECs）can convert carbon dioxide and steam into hydrogen and carbon
monoxide under high temperatures. In this study, we have designed co-electrolytic SOEC systems producingmethane, hydrogen and carbon monoxide from steam and carbon dioxide. Energy efficiencies of these systems
were calculated under the thermo-neutral voltage condition by the steady cycle analysis. The issues concerning
residual heat, residual oxygen and residual nitrogen in the exhaust gas from the power plants are clarified. The
residual heat could be utilized as the heat source of the steam generator, then the efficiency could be improved
with residual heat. The residual oxygen contents need to be reduced using hydrogen or carbon monoxide toprevent SOEC degradation, and consumption of these gases cause reductions in system efficiency. However, theefficiency of the system with residual oxygen did not decrease significantly with O2 concentration of 40 mol％ orless. For the residual nitrogen, it would become a factor to increase the size of the system and decrease the purityof the stored gas when the residual nitrogen is used without being separated. By separating nitrogen from theexhaust gas at the inlet of the system, separation power can be suppressed, and system efficiency was higher thanseparation at the outlet of the system due to difference in Pressure Swing Adsorption（PSA）compression ratio.
Key Words ：Solid Oxide Electrolysis Cells（SOECs）, Co-electrolysis, Methanation system, Power to gas, Cycle
calculation

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燃料電池 Vol.19 No.1 2019

１．緒言

従って，本研究では、空気燃焼および酸素燃焼の石炭火力発電所から得られる CO2 を用いることを想定した共電気候変動問題解決に向けた世界共通の長期目標として、解システムを設計し、排ガスにおける未利用熱・残留酸素

産業革命以降の平均温度上昇を２℃未満に抑えることを定および残留窒素がエネルギー効率に与える影響について検1）

めたパリ協定が 2015 年に締結された 。日本は省エネル討した。

ギーや低炭素エネルギー技術への転換により、温室効果ガスの排出を 2030 年度までに 2013 年度比で 26％（約 10 億4200 万 t-CO2）を水準とする内容の約束草案を国連気候変動条約事務局に提出している２）。この 26％の削減目標のうち、21 . 9％分がエネルギー起源の二酸化炭素として割り当てられている。

２.共電解形 SOEC システムと計算手法
本研究では、共電解により排ガスから H2と CO まで合成する「水素・一酸化炭素製造システム」と排ガスから電気事業においては、2015 年時点で日本の CO2総排出CH4まで合成する「メタン製造システム」を対象とした。

量 12 億 2700 万 t-CO2のうち４億 4100 万 t-CO2を発生さ

そして、１）排ガス中における未利用熱、残留酸素が水３）せている 。CO2排出量が多い石炭火力発電（平均排出量：素・一酸化炭素製造システムおよびメタン製造システムの943 g-CO2/kWh）を全て天然ガス火力発電（平均排出量効率へ与える影響、２）排ガス中の残留窒素がメタン製造

４）

430 g-CO2/kWh） に置き換えたとしても、2030 年の目システムの効率へ与える影響を検討した。図１に共電解形標の達成は難しい状況にある。そこで、CO2分離・回収技

SOEC を利用した水素・一酸化炭素製造システム、図２５）６）

術 ・貯留技術が提案されているが、コストや社会の受に共電解形 SOEC を利用したメタン製造システムを示す。
図１、図２には一例として、基準条件（供給ガス条件：温容性が実用化の大きな課題になっている。
近年、再生可能エネルギーの有効活用および CO2 再資

度 25 ℃、酸素濃度０mol％、窒素濃度０mol％）における７）−９）。

流量、温度、エネルギーなどのサイクル計算結果を記載しこれは、太陽光発電や風力発電で得られた余剰電力によりた。システム計算は、要素（供給ガス）ごとに熱・物質収電解セルで水を電解し、一旦水素等のエネルギーキャリア支に基づいた熱力学計算と化学平衡計算を行い、反応は平に変換・貯蔵する技術である。このエネルギーキャリアは衡に達していると仮定した。理想気体を仮定し、ガス種濃必要時に燃料電池により発電する、あるいは都市ガス配管度については mol％を用いた。また、システムのスケール源化技術として、Power to Gas が注目されているに供給し、熱利用することが検討されている

10）をおおむね 300 Nm3 以上を対象とし、ホットゾーンから。

電解セルには主なものにアルカリ形、固体高分子形およの熱損失は十分に小さいとした。

び固体酸化物形がある。この中で、固体酸化物形電解セル（SOEC）は、水蒸気だけでなく CO2 も分解（共電解）で２．
１エネルギー効率きる特徴をもつ。我々は、CO2再資源化の視点からメタン

エネルギー効率は、高位発熱量（HHV：High Heat Val-含有燃料を製造する共電解システムを提案し、その効率をue）基準で、（a） 外部からの熱供給を含んだ効率（ηtotal）、報告した 10）,11）。火力発電所のような CO2の大量排出は環（b） 電力供給のみの効率（ηelectric）で評価し、以下の式 （1）

境への影響が大きく、再燃料化・再資源化を検討する上で～式 （3） より求めた。式 （1）、式 （3） では、貯蔵ガスの燃大変重要である。

焼熱を 25 ℃、常圧基準で計算した。また，エネルギーキャ

火力発電所からの排ガス成分については、空気燃焼のリアとしての利用を念頭に H2や CO のΔHr も含むものと石炭焚きプラントの場合、CO2：13 vol％、O2：４vol％、した。ただし、システム後段で圧力変動吸着装置（PSA）

N2：71 vol％、H2O：12 vol％と報告されている

12）。また、酸素燃焼を用いた火力発電の開発が進んでおり、あらかじを用いて窒素混合ガスから CH4 を分離する際にはメタンのみの燃焼熱ΔHr を考慮した。

め石炭の燃焼に用いる空気から窒素を分離し、酸素の燃焼で火力発電を運転することによって、処理しやすい高（1）

濃度の CO2 を排ガスとして回収することができる。酸素燃焼の石炭焚きプラントの場合、排ガス成分については、
CO2：97 vol％、O2：３vol％と報告されている

（ 2 ）

13）。また、排ガスからは 300 ℃程度までの未利用熱が得られる可能性がある 14）。

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（3）75

投稿論文

Fig. １

図１ 共電解形SOECを利用した水素・一酸化炭素製造システムと基準条件における計算結果
H2 and CO production system using co-electrolytic SOEC and results of cycle analysis under the standard condition.

Fig. ２76Paper

図２ 共電解形SOECを利用したメタン製造システムと基準条件における計算結果
CH4 production system using co-electrolytic SOEC and results of cycle analysis under the standard condition.

燃料電池 Vol.19 No.1 2019

ΔHr：貯蔵ガスと酸素との燃焼熱 [J/mol]、m：モル流量・a）SOEC 電解槽の電解電圧[mol/sec]、Lsupply：供給電力 [W]、Qsupply：未利用熱から電解槽における反応は、式 （4） の水蒸気電解反応、式の供給熱量 [W]、ΔHlv：供給ガスの潜熱 [J/mol]、Cp：（5） の二酸化炭素電解反応および式 （6） の水性シフト反応

定 圧 比 熱 [J/mol K]、T： 温 度 [K]、 添 え 字 i： 化 学 種、を考慮した。電解槽のカソード側出口ガスは水蒸気、H2、

std：基準温度、sup：供給ガス温度

CO2、CO の混合ガス、アノード側出口ガスは O2となる。

２．２

（4）

共電解システムの構成要素

電解電圧は電解槽温度一定のサーモニュートラル電圧を仮定した 10）。メタン製造システムは、①水蒸気と CO2 を共電解して H2と CO を製造する電解部と、② CH4の合成・（5）（6）分離・貯蔵部で構成される。表１に計算に用いた水素・一酸化炭素製造システムとメタン製造システムの各要素にお水蒸気と CO2 の電解割合については、測定が難しく詳

ける温度条件、表２に水素・一酸化炭素製造システムとメ細な報告は無い。これは、式 （4） と式 （5） の反応に加え、タン製造システムの各要素における計算条件をまとめた。

カソード中の Ni が触媒になり、電解槽中の未電解 CO2と電解で得られた H2からも式 （6） の水性シフト反応により

表１ 共電解形SOECシステムの各構成要素における温度条件
Table １ Calculation conditions of temperatures in the coelectrolytic SOEC system.

LocationsTemperature[ºC]

CO が得られるからである。本計算では、電解槽内部の水性シフト反応は十分に速く平衡に達し、電解割合は影響しないと仮定した。その結果、電解槽出口のガス組成は、入口のガス組成、電解電流量（酸素生成量）および温度で決まる。

Supplied gas

25

Co-electrolyzer

850

電解槽の電解電圧は式 （7） より求めた。電解電流についOutlet of steam generator

120ては酸素生成量 300 Nm3/h と供給ガスの利用率 80％とし5て式 （8） から求めた。また、式 （7） で用いた各化学種のエ

Outlet of chiller
Methanation reactor

300Stored gas temperature

25

ンタルピー変化ΔHi は式 （9） より求めた。
（7）
（8）

表２ 共電解形SOECシステムの各要素における計算条件15）−17）
Table ２ C alculation conditions of components in the coelectrolytic SOEC system.

Parameters

ValuesUnits

Temperature efficiency

90

[％ ]

Supplied gas utilization

80

[％ ]

O2 generation rate

300

[Nm3/h]Coefficient of power

1.0[−]

Current efficiency

100

[％ ]

CH4 PSA recovery rate

95

[％ ]

CO2 PSA recovery rate

90[％ ]

Adiabatic efficiency

80

[％ ]

Machine efficiency

90[％ ]

Motor efficiency

90

[％ ]

CH4 PSA adsorption pressure

0 . 30[MPa]

CH4 PSA recovery pressure0 . 09[MPa]

CO2 PSA adsorption pressure0 . 11[MPa]

CO2 PSA recovery pressure0 . 01[MPa]（9）I：電解電流 [A]、V：電解電圧 [V]、ΔH：エンタルピー
変化 [J/mol]、F：ファラデー定数、Δf H °：標準生成エンタルピー変化 [J/mol]、Uf：供給ガス利用率b）熱交換器
熱交換器は対向流型とし、温度効率の上限値を 90％と仮定した 15）。本計算では、図１、図２に示すように、供給ガスを昇温する熱交換器（HEX1）、水蒸気発生器出口の水蒸気を昇温する熱交換器（HEX2）、電解槽出口ガスの排熱を電解槽の予熱に利用した熱交換器（HEX3）、を設けた。なお、メタン製造システムでは、メタン生成器の発熱量を熱交換器（HEX4）で回収し、製造ガスの昇温に利用するとした。

燃料電池 Vol.19 No.1 201977投稿論文

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およびドレンの動力は成績係数 COP = 1 . 0 として算出しc）供給ガス
25 ℃の水を水蒸気発生器（STEAM GENERATOR）にた。

供給し、熱交換器で昇温した後に、水蒸気と CO2 を混合し た。CO2 供 給 量 は、S/C（Steam carbon ratio）= 4 . 0f）メタン生成器とした。式（10）の水性ガス化反応、式（11）のメタン分解反メタン生成器では式（13）のメタン生成反応と式 （6） の水応、（12）式のブドワール反応を考慮し、特に炭素析出条件性シフト反応が起こると仮定した。また、反応に伴う発熱の厳しいメタン反応器出口（300  ℃）においても、C-H-O

は、図２に示すように、メタン生成器入口の予熱（HEX3

三元状態図から炭素析出が発生しないことを確認しから METHANATHON REACTOR まで）と水蒸気発生

た18）,19）器（STEAM GENERATOR）の熱源として利用し、この。
（10）
（11）

エネルギー収支は式（14）で表される。メタン生成器からの発熱が水蒸気発生器の必要熱量を超える場合、排熱（Heatloss3）としてシステム外に放出した。

（12）

（13）

d）混合器

（14）

高温で水蒸気と CO2 のみを電解した場合、カソード中の Ni が酸化され、電極の性能低下を引き起こす可能性がある。そのため、共電解後の還元ガス（H2、水蒸気、

Qmethanation：メタン生成反応熱 [W]、Qshift：シフト反応熱

CO2、CO）のうち５mol％を循環させるシステムとした。

[W]、Qsteam：水蒸気発生器の熱源 [W]、Qloss：メタン生

さらに、O2 を含むガスを供給するシステムの場合、上記成器からの排熱（Heat loss3）[W]、Tin：メタン生成器５mol％の循環量に加え、残留酸素モル量に対して 1 . 1 倍入口の熱交換器（HEX3）における低温側出口温度 [K]、に相当するモル量の還元ガス（H2、CO）を含むガスを循Tout：メタン生成器の温度 [K]環させ、残留酸素を還元するとした。循環させたガスは図１、図２に示す混合器（MIX）で供給ガスと混合した。

g）圧力変動吸着装置
供給・製造ガス中の N2分離には、PSA を用いた。図３にメタン製造システム供給口の混合ガス（CO2、N2）かe）冷却器、ドレン
水分を多く含むガスを貯蔵する場合、水蒸気が凝縮し、ら CO2を分離する PSA システム、図４にメタン製造シス容器腐食の原因となる。
そのため、図１、図２に示すように、テム出口の混合ガス（CH4、H2、H2O、CO、CO2、N2）

タンクの前段に冷却器（CHILLER）を設け、製造ガスを５℃から CH4を分離する PSA システムを示す。

まで冷却して飽和水蒸気量の 0 . 9％まで水分を減らし、貯PSA 法では、分離回収動力のほとんどが圧縮機械（ブ蔵するとした。また、メタン生成量を平衡論的に増加させロワ、コンプレッサおよび真空ポンプ）の動力である 17）。

るために、ドレン（DRAIN）をメタン生成器入口に設置し、圧縮機械出口温度は断熱効率ηc を考慮した断熱変化と貯蔵ガスを 25 ℃に冷却して 3 . 1％まで脱水した。冷却器、し、圧縮機械の運転に必要な動力は式（15）と式（16）を用い

図３ CO２分離PSAシステム
Fig. ３ CO２ separation PSA system.

図４ CH４分離PSAシステム
Fig. ４ CH４ separation PSA system.

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燃料電池 Vol.19 No.1 2019

計算した。機械効率ηmac とモータ効率ηmot はそれぞれ 0 . 9

82 . 8％、4 . 3％および 0 . 1％以下であり、熱損失は 12 . 9％とした。混合流体の比熱は化学種のモル分率により重みづであった。
水素・一酸化炭素製造システムと比較し、メタン製造シけした。

ステムの効率が低い理由は、メタン生成反応は発熱反応で（15）あり、その発熱の全量をシステム内で利用できないためである。図２に示すように、322 kW のメタン生成器発熱の一部は、水蒸気発生器の熱源として供給できる。一方で、

（16）メタン生成器後段の排熱回収用熱交換器（HEX4）で回収しきれなかった熱は、排熱としてシステム外に放出する

Lcom：圧縮機械動力 [W]、y：モル分率、Cp：定圧比熱 [J/ことになる。この熱は 103 kW であり、供給エネルギーのmol K]、R： 気 体 定 数 [J/K mol]、P： 圧 力 [Pa]、 ηc：5 . 4％にあたる。

断熱効率、ηmac：機械効率、ηmot：モータ効率、添え字３．２ 未利用熱がエネルギー効率に与える影響

in：圧縮機械入口、out：圧縮機械出口

火力発電所の排ガス中の未利用熱がエネルギー効率に与３．結果および考察える影響について議論するため、CO2と水または水蒸気の３．１を行った。

供給温度を 25 ℃～ 300 ℃としたシステムのサイクル計算基本システムの解析結果

基準条件でのシステムのエネルギー効率は、水素・一酸

図６に水素・一酸化炭素製造システムにおける未利用化炭素製造システムが 94 . 2％（HHV）であり、メタン製熱による供給ガス温度と効率を示す。基準条件の供給ガ造システムが 87 . 0％（HHV）であった。

ス温度 25 ℃の場合、式 （3） で定義したηelectric は 94 . 2％で

図５に水素・一酸化炭素製造システムとメタン製造シスあった。このエネルギー効率は未利用熱による供給温度テムにおけるエネルギー収支を示す。水素・一酸化炭素製の上昇とともに微増し、蒸気の供給が可能となる 100 ℃で造システムの供給エネルギーに占める各要素の割合は、電急激に増加した。100 ℃以上では再び微増し、供給ガス温解電力 84 . 5％、水蒸気発生器 14 . 3％、加熱器 0 . 6％、冷度 300 ℃では効率 110 . 2％となった。特に 100℃以上で効却器 0 . 7％であった。貯蔵ガスの燃焼熱に占める各要素の率が増加したのは、基準条件（25 ℃）で全供給エネルギー割合は、H2と CO それぞれ 75 . 1％と 19 . 1％であり、熱損の 14 . 3％に相当する 322 kW 必要であった水蒸気発生器へ失は 5 . 8％となった。一方、メタン製造システムの供給エのエネルギー供給が不要になったためである。また、温度

ネルギーに占める各要素の割合は、電解電力 98 . 8％、加加熱器（HEATER）への電力供給は、基準条件で 14 kW

熱器 0 . 7％、冷却器 0 . 5％であった。貯蔵ガスの燃焼熱にであったが、供給ガス温度 300 ℃においても熱交換器の温占める各要素の割合は、CH4、H2 および CO がそれぞれ

図５

 素・一酸化炭素製造システムとメタン製造システムのエ
水
ネルギー収支Fig. ５ Energy balances of H２-CO production system and CH４production system.

Fig. ６

図６ 供給ガスの温度とエネルギー効率の関係
 elationship between supplied gas temperature andR
the system efficiency.

燃料電池 Vol.19 No.1 201979

投稿論文

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度効率の制限から９kW と僅かな変化であった。
一方ηtotal は、供給ガス温度 25 ℃の場合ではηelectric と等
しく 94 . 2％であり、未利用熱温度の上昇とともに微減し、供給ガス温度 300 ℃の場合、効率 90 . 5％となった。この理由は、定義した式 （1） より、未利用熱がシステム投入エネルギーに加算されることにより、システム内で熱回収量が少なくなることによる。図１において、供給ガス温度25 ℃の場合、熱損失（Heat loss2）が全供給エネルギーの 4 . 0％に相当する 90 kW であるのに対して、供給ガス温度 300 ℃の場合は、全供給エネルギーの 6 . 9％に相当する161 kW がシステム外部に放出されることとなった。
図６にはメタン製造システムにおける未利用熱温度ごとの効率も示した。ηelectric は、未利用熱温度が上昇しても、基準条件の結果である 87 . 0％からほとんど上昇せず、供給ガス温度 300 ℃では効率 87 . 2％となった。これは、メタン製造システムでは、基準条件においてもメタン生成器からの発熱によって水蒸気生成器での必要熱量をおおむね賄えており、未利用熱を有効に利用できなかったためであ

図７ 供給ガス中の酸素濃度とエネルギー効率の関係
Fig. ７ Relationship between oxygen content in the supplied
gas and the system efficiency.

る。
一方ηtotal に関しては、基準条件から未利用熱温度の図７に、水素・一酸化炭素製造システムおよびメタン製上昇とともに微減し、100 ℃で大きく減少した。さらに造システムにおける供給ガス中の酸素濃度と効率の関係を100 ℃以上でも減少傾向は続き、供給ガス温度 300 ℃では、示す。水素・一酸化炭素製造システムにおいて、供給ガス効率 71 . 6％となった。この理由は、水素・一酸化炭素製中の酸素濃度0mol％および 40 mol％の場合、効率はそれ造システムと同様に未利用熱がシステム投入エネルギーにぞれ 94 . 2％と 91 . 9％であり、2 . 3％pt の減少に抑えられた。

加算されることで、システム内で発生する熱の回収量が少しかしながら、酸素濃度 41 mol％から 50 mol％の間では効なくなるためである。水蒸気生成器からの熱損失（Heat率は 91 . 2％から 82 . 7％まで 8 . 5％pt と大きく低下した。

loss２）に水素・一酸化炭素製造システムと同様の増加傾

水素・一酸化炭素製造システムにおいて、酸素濃度向が見られた。加えて、メタン生成器からの熱損失（Heat0mol％から 40 mol％の範囲まで効率が大きく低下しない

loss３）においても、供給ガス温度 25 ℃の場合、全供給エ理由は、燃焼器の熱で加熱器および水蒸気発生器に必要なネルギーの 1 . 1％に相当する 22 kW であるのに対して、供熱を賄えるためである。しかしながら、酸素濃度 41 mol％

給ガス温度 300 ℃の場合は、全供給エネルギーの 14 . 7％に以上の場合、燃焼器の熱量が水蒸気発生器で必要な熱量よ相当する 343 kW がシステム外部に放出されることとなっりも大きくなり、システム外に放出せざるを得ず、効率はた。

低下した。この結果から、空気燃焼および酸素燃焼を用い以上より、水素・一酸化炭素製造システムでは、水蒸気発生器の吸熱量が大きいため、特に 100 ℃以上で未利用熱た火力発電所の排ガス成分では、効率がほとんど低下しないことがわかった。

を有効に利用できることがわかる。一方，メタン製造シス

一方、メタン製造システムにおいては、供給ガス中の酸テムではメタン生成器の発熱のため、未利用熱をシステム素濃度0mol％および酸素濃度３mol％で、効率は 87 . 0％で有効に利用できる度合いは小さかった。と 86 . 9％であり、この範囲では 0 . 1％pt と効率低下は小さ
いが、それ以上では酸素濃度 50 mol％で 65 . 4％と 21 . 6％３．
３ 残留酸素がエネルギー効率に与える影響pt の大きな減少となった。これはメタン製造システムで火力発電所の排ガス中の残留酸素がエネルギー効率に与は、酸素濃度３mol％までは燃焼器の熱で加熱器と水蒸気える影響について議論するため、供給ガス中に酸素を含む発生器に必要な熱を賄うことができるが、それ以上の濃度条件でのサイクル計算を行った。このシステムでは、電解では燃焼器の熱がシステム外に放出されることになるため槽の前に設置した燃焼器で酸素を還元し、発生する熱をガである。

スの予熱や水蒸気発生器の熱源として利用している。

80

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３．４ 残留窒素がエネルギー効率に与える影響かった。

火力発電所の排ガス中の残留窒素がメタン製造システム

一方、システム後段で窒素分離するケースでは、窒素濃の効率に与える影響について議論するため、供給ガス中に度0mol ％の場合においても窒素分離を考慮しないケース

窒素を含む条件について、①窒素を分離しないケース②窒の効率 87 . 0 ％に対して、81 . 4 ％と 5 . 6％pt の低下がみら素をシステムへ供給する前に分離するケースおよび③メタれた。これは図４に示すように、システム後段で窒素分離ン貯蔵直前に窒素を分離するケースの計算を行った。なお、するケースで用いる CH4 分離 PSA コンプレッサは圧縮比窒素分離の最適な手法については、製造ガスの利用目的にが 3 . 0 と大きいことに起因する。また、CH4 分離 PSA で応じて異なるため、本稿では再生可能エネルギーをエネル

は H2 を回収できず、N2 と H2 の混合ガスから H2 を回収ギーキャリアの形で貯蔵することを目的としたメタン製造するには H2 分離 PSA がさらに必要となる。本システム

システムに限定して議論することとした。図８にメタン製

では、排気ガス（Exhaust gas）中の H2を N2とともにそ造システムにおける供給ガス中の窒素濃度と効率の関係をのまま排気するとしたため、窒素濃度0mol ％においては、示す。

供給エネルギーの 4 . 3 ％に相当する 83 kW の H2の燃焼熱窒素を分離しないケースでは、供給ガス中の窒素濃度を利用できなくなり、効率の低下をもたらした。さらに、

０mol ％ お よ び 窒 素 濃 度 80 mol ％ で、 効 率 は 87 . 0 ％ とシステム後段で窒素分離するケースでは、窒素濃度の増加

82 . 7 ％であり、窒素濃度０mol ％から 80 mol ％の範囲でに伴い窒素濃度 80mol ％で効率 73. 9 ％と窒素濃度0mol％4 . 3％pt 効率が低下した。これは図２において、窒素濃度に対して、7 . 5％pt の低下となった。この理由は、１）窒増加に伴い供給ガスの流量が大きくなり、熱損失（Heat

素分離を考慮しないケースと同様の熱損失の増加、２）窒loss１）が増加したためである。

素流量の増加による圧縮機動力の増加、３）メタン生成器

システム前段で窒素を分離するケースでは、窒素濃度0mol％の場合でも PSA の圧縮機は動かすこととしたため、での反応平衡が偏り、メタン生成量減少による水素排出量の増加に関係する。

効率 86 . 1 ％と窒素分離を考慮しない場合よりも 0 . 9％pt以上を踏まえると、排ガス中の残留窒素が少ない場合、効率が低下した。ただし、図3に示すように、CO2 分離窒素を分離しないケースでも残留窒素がエネルギー効率へ

PSA ではコンプレッサの圧縮比が 1 . 1 と小さいため、窒与える影響が小さいことから、窒素分離工程の必要性は、素濃度の上昇に対する動力の増加は少ない。そのため、窒製造ガスの要求純度と設備投資を含めて検討する必要があ

素濃度 80 mol ％でも効率 85 . 9 ％と、窒素濃度0mol ％にる。一方、残留窒素が多い場合、流量の増加に伴い熱交換対して 0 . 2％pt の効率低下に止まり、効率への影響は小さ

器や配管の規模、SOEC 電解槽の濃度過電圧が大きくなり、設備投資の負担が大きくなることや、効率的な輸送や貯蔵および製造ガスの燃料化・工業原料化には、体積エネルギー密度や純度を高めることが不可欠であることから、窒素の分離を検討する必要がある。特に、窒素分離したガスを製造する場合、システム後段で分離するケースの効率低下は大きく、システム前段で窒素を分離することが望ましいといえる。

4．結言
火力発電所の排ガスを用いることを想定し、共電解形SOEC を利用した水素・一酸化炭素製造システムとメタン製造システムのエネルギー効率を議論した。SOEC の運転温度を 850 ℃とし、供給ガス（S/C = 4 . 0、25 ℃）に窒素や酸素を含まない条件において、水素・一酸化炭素製造システムの効率は 94 . 2 ％であった。また、メタン製造シス
図８ 供給ガス中の窒素濃度とエネルギー効率の関係
Fig. ８ Relationship between nitrogen content in the supplied
gas and the system efficiency.

テムの効率は 87 . 0 ％であった。

燃料電池 Vol.19 No.1 201981投稿論文

Paper１）未利用熱がエネルギー効率に与える影響
水素・一酸化炭素製造システムでは供給ガスのもつ熱量

www.env.go.jp/earth/ondanka/ghg-mrv/emis
sions/results/index.html）

を利用できるため、特に未利用熱温度 100  ℃以上の領域で４）今村栄一、井内正直、坂東茂：日本における発電技エネルギー効率が上昇した。一方、メタン製造システムで術のライフサイクルCO2排出量総合評価、電力中央

は、メタン生成反応が発熱反応であり基準条件においても研究所報告Y06（2016）

熱過剰であるため、未利用熱の供給によるエネルギー効率改善は認められなかった。

５）L. Riboldi, O. Bollanda ：Evaluating Pressure
Swing Adsorption as a CO2 separation techniquein coal-fired power plants, International Journal of２）残留酸素がエネルギー効率に与える影響

Greenhouse Gas Control 39, 1-16（2015）

水素・一酸化炭素製造システムでは、供給ガスの酸素濃６）R. Stuart Haszeldine ：Carbon Capture and Stor-

度 40 mol ％以下では、酸素除去に伴う発熱を供給ガスのage How Green Can Black Be?, Science , 325（5948）,予熱に使用できる。そのため、残留酸素濃度0mol ％のケー
スから 40 mol ％のケースの間でのエネルギー効率の低下
幅は 2 . 3％pt と小さかった。

1647-1652（2009）７）M. Bailera, P. Lisbona, L. M. Romeo, S. Espatolero：
Power to Gas Projects review Lab, Pilot and demo

一方、メタン製造システムでは、供給ガスの予熱にメ

plants for strong renewable energy and CO2, Re-タンの生成熱を利用することから、酸素除去に伴う発熱

newable and Sustainable Energy Reviews , 69, 292-は利用できない。そのため、残留酸素濃度0mol ％のケー312（2017）

スから 50 mol ％のケースの間での、エネルギー効率の低８）M. Götz, J. Lefebvre, F. Mörs, A. M. Koch, F. Graf,

下幅は 21 . 6％pt と大きかった。ただし、残留酸素濃度３

S. Bajohr, R. Reimert, T. Kolb：Renewable Power-

mol ％までは酸素除去に伴う発熱を、メタン生成反応より

to-Gas：A technological and economic review, Re-

も温度域の高い電解槽の予熱に利用できるためエネルギー

newable Energy , 85, 1371-1390（2016）

効率の低下幅は 0 . 1％pt にとどまった。

９）C. Graves ：Sustainable hydrocarbon fuels by re-

このため、どちらのシステムにおいても空気燃焼石炭

cycling CO2 and H2O with renewable or nuclear

焚きプラントの４vol ％、酸素燃焼石炭焚きプラントの３energy, Renewable and Sustainable Energy Re-

vol ％程度の残留酸素では12），13）、エネルギー効率の低下はviews , 69, 292-312（2017）10）水澤竜也、荒木拓人、森非常に少ないと考えられる。

昌史、山口十志明、藤代芳伸：共電解を利用したSOEC型メタン製造システ
３）残留窒素がエネルギー効率に与える影響
残留窒素を排ガス・貯蔵ガスのどちらからも分離しない
場合、供給ガスの窒素濃度増加に伴い、エネルギー効率はムに関する定常サイクル計算、燃料電池、14（4）、81-86（2015）11）前田厚史、渡邊憲太郎、荒木拓人、森昌史：共電低下する。一方で、残留窒素の分離に PSA を用いた場合解を利用したSOEC型メタン混合ガスシステムによは、エネルギー効率は PSA の動力分だけ低下する。ただる製造ガスの都市ガスパイプラインへの供給の検し、システム前段で排ガスから残留窒素を分離することに討、燃料電池 、17（1）、81-89（2017）より、後段で貯蔵ガスから分離するよりも PSA の圧縮比が小さくなることから分離動力を抑えられ、エネルギー効率は向上した。

12）平野正樹：CO2リサイクル技術の開発研究、火力原
子力発電、47（7）、821-828（1993）13）内田輝俊：酸素燃焼を用いたCO2を排出しない石炭火力発電所の実現に向けて、火力原子力発電、47、

参考文献

101-106（2014）

１）United Nations ：Report of the Conference of the14）独立行政法人科学技術振興機構 研究開発戦略セン

Parties on its twenty-first session, held in Paris

ター編 :「中低温熱利用の高度化に関する技術調査

from 30 November to 13 December 2015, 1-36
（2016）
２）経済産業省編 :「平成27年度エネルギーに関する年
次報告（エネルギー白書2016）」109-137（2016）３）環境省、温室効果ガス排出量の算定結果（http://82報告書」、16-25（2013）15）化学工学会編:「改訂七版化学工学便覧」、丸善出版
株式会社、258-281（2011）16）堀岡竜治、安武昭典、朝長成之、高月誠治：火力発電プラントからのCO2回収技術の開発、三菱重工技燃料電池 Vol.19 No.1 2019

ria with applications to fuell cells, Advanced En-報 35（6）、406-409（1998）17）春名一生：圧力変動吸着法によるガス分離技術、

Journal of the Vacuum Society of Japan , 43（12）,ergy Cobversion , 5, 365-382（1965）19）Y. Kato, Y. Kojima, S. Yoon ：Hydrogen-rich gas
production by steam gasification of bio-char char-1088-1093（2000）
18）G. H. J. Broers, B. W. Treijtel ：Carbon deposition

acters reaction temperature and steam supply

boundaries and other constant parameter curves

on gas composition and hydrogen gas yield, Bullin the triangular representation of C-H-O equilib-Facul Agric Niigata Univ , 67（2）,117-124（2015）

燃料電池 Vol.19 No.1 201983