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共電解を利用した SOEC 型メタン混合ガス製造システム
及び製造ガスの都市ガスパイプラインへの供給検討
Consideration of Mixing Gas for City Gas Pipeline from the Methanation
System with a SOEC Using Co-electrolysis
前田厚史＊１、渡邉憲太郎＊１、荒木拓人＊２、森昌史＊３

Atsushi Maeda ＊１, Kentaro Watanabe ＊１, Takuto Araki ＊２, Masashi Mori ＊３＊１

横浜国立大学

大学院工学府

Department of Systems Integration, Graduate School of Mechanical Engineering, Yokohama National University＊２

横浜国立大学

大学院工学研究院

システムの創生部門

Division of Systems Research, Faculty of Engineering, Yokohama National University＊３

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：固体酸化物形電気分解セル（SOEC）は、CO2を水蒸気と同時に共電解できるため、本研究では SOEC 共電解を用いたメタン混合ガス製造システムを提案し、製造ガスの組成及びシステム効率計算を行った。システムは、１）
SOEC を用いた水蒸気と CO2の共電解後、フィッシャー・トロプシュ法を利用したメタン生成器によりメタン生成を行うシステム（System A）、２）SOEC を用いて水蒸気電解を行い、その後、サバティエ反応を利用したメタン生成
器によりメタン生成を行うシステム（System B）を対象とした。System A では最大 41 vol％、System B では最大
14 vol％のメタン混合ガスが、都市ガス配管に供給可能なことが分かった。またシステム効率も HHV 基準で System
A は 85 . 3％、System B は 81 . 7％であり、共電解を行うシステムの方が優位であることが示された。水蒸気を電解し、水素を製造するシステムの効率は 98 . 0％であるが、都市ガス配管への供給量は最大 22 vol％であることから、都市ガス配管への供給量を増加させる場合、SOEC 電解漕に共電解を用いた System A の方が有利であることが示された。
Abstract：In this paper, gas production systems were designed to calculate syngas compositions with methaneand efficiency in the systems. In addition, the quantity of the syngas suppling to the city gas pipelines in Japan, wascalculated. Two systems were proposed; ⅰ）System A produces the syngas with methane in methanation reactors
based on the Fischer-Tropsch synthesis after co-electrolysis for SOEC, ⅱ）System B produces the syngas withmethane in methanation reactors using Sabatier reaction after steam electrolysis for SOEC. In the calculation, themaximum supplies for the gas pipelines were 14 volt％ in System B, 41 Vol％ for System A and 22 Vol％ for onlyhydrogen, hence the amount of input of System A was the best. Furthermore, energy efficiencies were 85 . 3％（HHV）
in System A and 81. 7％（HHV）in System B, hence System A was more efficient than System B.

Key Words ：Power to Gas, Solid Oxide Electrolysis Cells（SOECs), Co-electrolysis, Methanation system, wobbe
index, City gas pipeline

1.緒言で、送配電系統を保護し、再生可能エネルギーの大量導入を可能にする方策の一つとして Power to gas（PtG）技術

近年、再生可能エネルギーの電力系統への導入が進められているが、再生可能エネルギーの大量導入時には、送配が注目されている。PtG は電力を水素やメタンなどの気体
燃料に変換して貯蔵・利用する方法である１）。

電系統は大きな影響を受けることが想定されている。そのドイツでは再生可能エネルギーで発電した電力を輸送対策として大容量の二次電池や揚水発電所の設置などが考する高圧送電線が不足している一方で、天然ガスパイプ

えられるが、高コストや長期間の工期の問題がある。そこ

ラインのネットワークが充実している。そのような状況

燃料電池 Vol.17 No.1 2017

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から、現在 PtG の研究、実証試験が積極的に行われてい２）

電気分解による水素製造装置には、アルカリ形、固体る 。例えば、Audi はアルカリ形電解セルの水電解によ

高分子形及び固体酸化物形電解セル（Solid Oxide Electro-

り水素を生成し、その水素と二酸化炭素からメタンを合成

lyte Cell：SOEC）がある。電気分解に必要なエネルギーするプラントを 2013 年に建設した３）。このプラントは入は電気エネルギーと熱エネルギーであり、電解温度が高く

3

力電力 6000 kW で 300 Nm /h のメタンを合成することがなるに従い、電気エネルギーが少なく、熱エネルギーが多できる。また、E.ON、Hydrogenics、Solvicore などが参くなる。電解反応は吸熱反応であるため、高温作動（500 ℃

加する Wind Gas Hamburg プロジェクトでは、固体高分～）である SOEC は反応に伴う過電圧発熱やジュール熱

子形電解セルを用いた製造システムによって水素を製造をより多く回収でき、高効率なシステムが実現可能であし、ガスネットワークにより流通させる計画になっている。また、アルカリ形セルや固体高分子形セルでは難しい

４）

CO2 電解も可能という特長をもつ。それゆえ、水だけで3なく CO 2 も同時に電解（共電解）し、メタンの原料ガスる 。このシステムは 1000 kW のスタックを用いて、265
Nm /h の水素を製造することができる。
日本でも電力系統の負荷平準化を目的とした電解技術の研究開発は行われている５），６）。しかしながら、日本では、である H2 と CO を同時に製造可能である８） − 10）。図１にSOEC システムの利用概念図を示す。

欧州のようにガスパイプラインの整備が進んでおらず、電SOEC 電解技術を用いたシステムのエネルギー効率や炭解による製造ガスをガスパイプラインに流すことは難し

化水素変換技術については、国外では幾つか報告されていい。しかし、一次エネルギーに占める天然ガスの割合の増る 11），12）。Emanuele Giglio らは SOEC 電解槽とメタン生

加や都市ガスの普及地域が増加していることから、日本で成漕を組み合わせたシステムを用いてイタリアの天然ガス

も PtG 技術により製造したガスをガスパイプラインに流パイプラインに直接流すことのできる代替天然ガスの製造す方策を検討する意味がある。

を検討している 11）。彼らは SOEC 電解漕で水蒸気電解を

PtG 技術の一つとして、電気分解により製造した水素を用いたシステムと共電解を用いたシステムのエネルギー効

都市ガスのパイプラインに導入する考えがある。しかし、率を比較しており、共電解を用いたシステムの方が LHV

水素は都市ガスと比較し体積当たりの熱量が低く、ガス器基準で 4 . 4％効率が大きいことを示している。

具の使用可能な熱量範囲を考慮した場合、欧州では 10％

Haldor ら 12）は SOEC を用いた電解漕とメタン生成器を程度しか流すことができないため7）、再生可能エネルギー

組み合わせたシステムを構成し、デンマークのガスパイプの活用量は大きく制限される。多くのガスを都市ガス配管

ラインに流すガスと同等の熱量を持つガスの製造についてに導入するためには、水素をより高い熱量をもつ炭化水素

検討している。この論文では SOEC 電解漕で共電解を行（メタン、エタン等）に変換する必要がある。

う場合と水蒸気電解を行った場合でメタン製造効率を比較

図１ SOECシステムの利用概念図
Fig. １ Concept for the use of SOEC systems.

82

燃料電池 Vol.17 No.1 2017

しており、水蒸気電解を行った場合の方がエクセルギー効率が約３％大きいが設備投資にかかる費用を考慮すると共電解を行った場合の方が費用対効果が高いことを示している。
国内では日立造船が再生可能エネルギー由来の電力を利用して製造した水素を用い、工場、発電所、下水処理場

表１ メタン混合ガス製造システムの各要素における温度条件
Table １ Assumed temperatures of components in the methanation system.

LocationsTemperature [℃ ]Supplied gases

25

Co-electrolyzer

850

Methanation reactor

300

等の排ガスから分離した CO2 と反応させてメタンを製造

Stored gas temperature

25

し、都市ガスパイプラインに供給した実証試験検討例があOutlet of drain 1

35

Inlet of drain 2

110

Outlet of drain 2

35

Outlet of chiller

5

る

13）

。しかし、SOEC を用いて製造したガスについての、

日本国内の都市ガスのパイプラインへ導入する検討はほとんどされていない。
我々は SOEC とメタン製造装置を組み合わせたシステムを提案し、システム効率 87％でメタンが約 60 vol％含まれるガスの製造例をすでに報告した 14）。本研究では、SOEC

表２ メタン混合ガス製造システムの計算条件
Table ２ C alculation conditions of components in the methanation system.

電解槽において共電解を行った後、フィッシャー・トロプ

Parameters

ValuesUnits

シュ法 15）によりメタン生成を行うシステム（System A）、

Gas recirculation ratio

SOEC 電解槽において水蒸気電解を行った後、サバティエ

Supplied gas utilization

80

[%]

Supplied CO 2 flow rate

1.0[mol/sec]

Supplied H 2 O flow rate

4.0[mol/sec]

Coefficient of power

1.0

[-]

反応

1）

によりメタン生成を行うシステム（System B）の２種類のシステムを提案し、これらのシステムについて、メタンを含む合成ガス組成及びシステム効率を試算した。

5[%]

また、本システムを用いて製造したメタン含有製造ガス及び水素について、都市ガス（13 A）パイプラインに導入で域での熱損失であれば熱を再利用することで効率低下を防きる量を検討した。更に、既に実用化されているアルカリ

ぐことができる。電解漕部分に関しては既報の試算におい形電解水素製造システムや実証段階である固体高分子形電て、高性能断熱材を用いることで熱損失を投入エネルギー

解水素製造システムとのエネルギー効率を比較した。

の 0 . 5％以下にできることが示されているため、本研究では考慮しないものとした 14）。計算条件は温度に関するも

２．SOEC システムと計算手法
システムサイクルは既報のメタン混合ガス製造システム
14）のを表１に、温度以外に関するものを表２にまとめた。
フィッシャー・トロプシュ法は一般的には反応漕の圧力
１〜 50 気圧、温度 200 〜 300 ℃の条件下で鉄やコバルト。図２に共電解とフィッシャー・トなどの触媒を用いて液化炭化水素を合成する手法である。

ロプシュ法を利用した System A、図３に水蒸気電解とサ

本研究では、システムの簡略化のため、メタン反応器は圧

バティエ反応を利用した System B を示す。

力１気圧、温度 300 ℃を仮定した。

を参考に設計したシステムは SOEC 型電解漕、熱交換器、蒸発器、ドレ供給ガスは電解漕において共電解を行う際に触媒上で炭ン、メタン生成器及び冷却器で構成されている。本システ

素析出の危険性がない H/C=８の条件で供給し、また電解ムでは効率を高めるため、電解反応に伴う過電圧発熱を電後のガス組成を用い反応させた際にメタン生成器でも炭素解槽に、高温の排熱やメタン生成の反応熱を燃料予熱に利析出の危険性のない、水４mol/s、二酸化炭素１mol/s で用している。システム計算は、各要素（供給ガス）ごとに供給するものとした 23）。

熱・物質収支計算に基づいた熱力学計算と化学平衡計算を行った。平衡反応はすべて平衡に達するものと仮定した。

２．
１共電解を用いた System A

圧力損失に関して、本研究ではガス配管の太さや長さ、L

本メタン製造システムにおける物質反応部は、①電解を字管の個数等が分からず、計算するのが困難であるため考行う SOEC 型電解槽と、②フィッシャー・トロプシュ法

慮しないものとした。しかし、今後実機レベルで計算を行を用いてメタン製造を行う触媒反応器である。SOEC 型電う際には考慮する必要があると考えられる。熱損失に関し解漕における共電解の反応は、H2O と CO2の電解反応でて、本システムではドレン入り口や酸素貯蔵前段におけるある式 （1）、式 （2） と水性シフト反応の式 （3） が起こると110 〜 320 ℃の熱放出があるため、この温度より低い温度した。共電解槽のカソード側出口ガスは H2、CO2、CO、燃料電池 Vol.17 No.1 2017

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図２ 共電解+フィッシャー・トロプシュ法を用いたメタン混合ガス製造システム（System A）
Fig. ２ Methanation system with a SOEC using co-electrolysis and results of cycle analysis.

Fig. ３84

図３ 水蒸気電解+サバティエ反応を用いたメタン混合ガス製造システム（System B）
Methanation system with a SOEC using steam electrolysis and results of cycle analysis.

燃料電池 Vol.17 No.1 2017

２．
２

H2O の混合ガス、アノード側出口ガスは O2となる。

水蒸気電解を用いた System B

System B では電解漕では式 （1） に示した水蒸気電解の


（1）



（2）



（3）

H2O と CO2の電解割合については、測定が難しく未だ
詳細な報告は無い。この理由は、式 （1） と式 （2） の電気化みが起こり、水蒸気電解により発生した酸素ガスと熱交換を行った CO2を直接メタン生成器に投入するものとした。
メタン生成器では式 （8） に示したサバティエ反応及び式（3） の水性ガスシフト反応が起こるものと仮定した。
（8）

その他のシステム構成は System A と同様であり、計算条件については表１、表２に示したものを用いた。

学反応と同時に進行するが、SOEC 電極材料として用いられている Ni の触媒作用により電解で得られた H2及び COが式 （3） の水性シフト反応の平衡状態になるからである。
しかし本計算においては水性シフト反応が共電解槽内部で２．
３システム効率シ ス テ ム 効 率 は 高 位 発 熱 量 基 準（HHV：High Heat
Value）で式 （9） より計算した。

平衡まで達すると仮定しており、この場合は共電解槽出口



のガス組成は入口のガス組成、
イオン電流量（酸素生成量）、（9）

η：システムのエネルギー効率、ΔH r st：貯蔵ガスと酸素

温度で決まるため電解割合は影響しない。
電解電圧は熱力学的に過電圧による発熱と反応に伴う吸との燃焼熱 [J/mol]、m：単位時間当たりの生成ガスの熱が釣り合い、共電解槽の温度が維持されるサーモニュー

貯蔵量 [mol/sec]、L supply：全供給電力 [W]、添え字 i：

トラル電圧

16）

とし、式 （4） から算出した。供給ガス利用

4

化学種。

率はシステム入口における供給ガスの 80％として、式 （5）より電解電流量を計算し、セルに与えた電流は全て電解に

２．
４

ウォッベ指数及び最大燃焼速度用いられるとした。また、式 （5） で用いた各化学種毎のエ

現在日本において供給されている都市ガスの燃焼性はガ

ンタルピー変化は式 （6） より算出した。共電解槽内部の温ス事業法によりウォッベ指数（Wobbe Index：WI）と最度は一様と仮定し、電極材料の再酸化を防ぐために水素と大燃焼速度（Maximum Combustion Potential：MCP）の

CO を含んだ共電解槽出口ガスの５％を共電解槽入口に再組み合わせによって定められる 17）。式 （10） にウォッベ指循環するシステムとした。

数の計算式を示す。


（4）


（5）



（6）



（10）

WI：ウォッベ指数、H：ガスの総発熱量 [MJ/Nm3]、a：
空気に対するガスの比重。

I ：電解電流 [A]、V ：電解電圧 [V]、ΔH ：エンタルピー

ウォッベ指数（WI）はガス器具を用いて燃焼を行う際

変化 [J/mol]、F ：ファラデー定数、Δf H°：標準生成エンに重要なパラメータであり、WI が等しい場合、ガス熱量

タルピー変化 [J/mol]、C p：定圧比熱 [J/mol K]、U f：供に差があってもガス器具にかかる熱負荷は等しい値とな

給ガス利用率、T ：温度 [K]、添え字 in：熱交換器の入口る。次に式 （11）、（12） に MCP の計算式を示す。

側、out：出口側、c：低温流体、h：高温流体。



（11）

メタン生成器では式 （7） で表されるメタン生成反応及び式 （3） の水性ガスシフト反応が起こるものとした。また、反応に伴う発熱は、メタン生成器入り口のガス予熱と蒸発（12）器の熱源として再利用した。



（7）

MCP：燃焼速度 [cm/s]、K：減衰係数。Si：各可燃性ガスの燃焼速度 [cm/s]、fi：各可燃性ガスにかかる係数、

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表３ 各可燃性ガスのS i ，f i 、αi の値15）
Table ３ Values of S i ，f i ，αi of each flammable gas.

H2

CO

CH 4

C2 H6

C3 H8

C 4 H 10

Si

282

100

36

41

41

38

fi

1 . 000 . 788 . 7216 . 624 . 632 . 7αi

1 . 33

1 . 002 . 004 . 554 . 555 . 56

表４ 13Aのガス組成及び発熱量、WI、MCPの値18），19）
Table ４ Heating value, WI, MCP and gas composition of the
13A standard city gas.

Gas composition[vol%]

３．
１

エネルギー収支

本計算では、電解漕の温度維持に熱供給を必要としないサーモニュートラル電圧での電解を想定した。また、
System A では電解電圧は 1 . 32 V、電解電流は 772 kA を仮定し、System B では電解電圧は 1 . 29 V、電解電流は618 kA を仮定した。式 （9） より算出したエネルギー効率
は、System A：85 . 3％、System B：81 . 7％であった。図４にそれぞれのシステムにおけるエネルギー収支を示す。
System A では供給エネルギーの 96 . 8％が電気分解に必要

CH 4

89 . 6な電力となり、残り 1 . 5％が共電解漕への投入ガスの予熱

C2 H6

5 . 62分、蒸気発生器の動力が 1 . 3％、冷却器の動力が 0 . 37％で

C3 H8

3 . 43C 4 H 10

1 . 35あった。System B では水蒸気電解に必要なエネルギー割

Heating value [MJ/Nm 3 ]44 . 7（43 - 46）

MCP [cm/s]

38 . 4（35 - 47）

WI [-]

56 . 1（52 . 7 - 57 . 8）

合が 90 . 3％であり、残り 2 . 9％が水蒸気電解漕への投入ガスの予熱分、蒸気発生器の動力が 5 . 7％、冷却器の動力が0 . 43％であった。System A 及び System B のエネルギー
効率はそれぞれ 85 . 3％と 81 . 7％であり、残りのエネルギー
はドレン及び貯蔵酸素の冷却に伴って熱として放出され添え字 i：ガス種、Ai：ガス中の各可燃性ガスの含有率、
αi：ガス中の各可燃性係数の補正係数、CO2、N2、O2はた。
System A と比較し、System B ではメタン生成器で反応による生成熱が少なく、蒸発器に必要な電気エネルギー

それぞれの不燃性ガスのガス中の含有率。

割合が 4 . 4％大きかった。更に、System B では、メタン
表３に各可燃性ガスの Si 、fi 、αi の値を示す 17）。MCP

生成漕に投入する CO2 の温度を 300 ℃にするため電解漕が規格を逸脱したガスを用いた場合、噴出ガス速度に対しで発生した酸素ガスとの熱交換量が System A と比較してて燃焼速度が遅い場合、火炎がバーナーより浮き上がる現

小さかったため、酸素ガスの冷却によるエネルギー損失の象（リフト）が起こる。また、噴出ガス速度に対して燃焼割合が 3 . 6％大きかった。そのため、System A は貯蔵ガ速度が速い場合、火炎がバーナー管内に戻ってしまう逆火スのエネルギー割合が System B より大きく、エネルギー現象（バック）などが起きてしまい、安定した燃焼の確保

効率は 3 . 6％高かった。

が困難となる。
現在日本で用いられている都市ガスの種類は 13 A、12 Aのような数字と英字の組み合わせで表される。数字は式（10） のウォッベ指数をカロリー基準で計算し、小数点以Heat supply
Steam generator
Chiller

Chiller
Cooling ofoxygenHeat supply
Chiller

Chiller
Cooling ofoxygen

下を切り捨てたものに相当する。英字は燃焼速度の種別を示し、燃焼速度は A（遅い）、B（中間）、C（速い）の３種類がある。国内で主流となっている規格は 13 A であり、本研究では、この 13 A のガスにメタン混合ガス製造シス
テムより製造したガスを加えるものとした。表4に本研究で用いた 13 A の規格の都市ガスの発熱量、WI 値、MCP
値の代表値を示す。発熱量、MCP、WI の括弧内の数字は13 A の規格におけるそれぞれの値の許容範囲を示す。

３．結果及び考察
図２及び図３に System A、System B における各シス
テム構成要素のガス流量をモル比で示す。また温度、エネ
ルギー移動量などの計算結果を示す。

86

図４ 水
 蒸気電解及び共電解を利用したシステムの製造ガスのエ
ネルギー収支Fig. ４ Energy balance of the syngas by methanation systems
with a SOEC using steam-electrolysis and coelectrolysis.

燃料電池 Vol.17 No.1 2017

３．２

システムを用いた製造ガス組成定した。図５に製造ガス及び水素を都市ガスに加えた割合

System A 及 び System B の ガ ス 組 成 割 合、 発 熱 量、に対する混合ガスの発熱量の変化を示した。また図６に製MCP 及 び WI を 表 ５ に 示 す。 ま た、 比 較 の た め に 水 素造ガス及び水素を都市ガスに加えた割合に対する混合ガス

100％ガスについても併せて記載する。System A の製造の WI 及び MCP を示した。図６中の塗りつぶした枠内はガス中の可燃性ガスは CH4 が 81 . 8％、H2 が 13 . 9％であ

13 A の規格の都市ガスの WI と MCP の許容範囲を示す。

る。一方、System B ではメタンが 68 . 1％、H2が 10 . 6％、

図５において製造ガス及び水素を都市ガスに加える割合

CO が 0 . 04％であった。製造ガスの発熱量を比較した場を増やしていくと混合ガスの発熱量は単調減少した。製造

3合、System A は 34 . 3 MJ/Nm であり、System B の 28 . 4

ガスの発熱量は System A では 34 . 3 MJ/Nm3、System B

MJ/Nm3より 20 . 8％大きかった。

では 28 . 4 MJ/Nm3、水素は 12 . 8 MJ/Nm3 なので、図５

System A の方が発熱量が大きいことに加えて、System

において製造ガス及び水素を都市ガスに加える割合を増やB は空気に対する比重の大きい CO2 割合が System A よ

していくと混合ガスの発熱量は減少した。しかし、現在のり 16 . 8％大きかったため、WI の値は System A の方がガス事業法においては発熱量によって都市ガスの組成は制40 . 9％大きかった。また、System A と水素 100％のガス限されないため、発熱量によって製造ガス供給量は制限さを比較した場合、発熱量は System A の方が 2 . 7 倍大きい。

れない。

一方、空気に対する比重を比較した場合、System A の方

図６において、WI は製造ガス及び水素を加えた割合にが 6. 9 倍大きい。その結果、System A の WI は水素の 0. 98

対して単調減少していた。水素を加えた場合は 22％まで倍であった。更に、System A と表４に示した都市ガスを

13 A の規格の都市ガスの WI の許容範囲内に含まれてい比較すると、System A の WI は都市ガスの WI の 0 . 85 倍た。また、System A では製造ガスを加えた割合が 41％まであった。この WI の差は都市ガスの方が発熱量の大きなで、System B では加えた割合が 14％まで 13 A の規格のアルカンが 10％含まれていたことに加え、不燃性ガスでWI の許容範囲内に含まれていた。System A は水素のみあり空気に対する比重の大きい CO2が 3 . 5％含まれていたを加える場合と比較して、発熱量が大きな CH4が 81 . 8％ためである。

含まれていたため、供給後の割合が大きくなった際の WI本研究ではメタン反応器は１気圧で運転することを想定の減少量が小さかった。また、System A は System B としたが、実機では１気圧以上の加圧状態で運転する。その比較して CH4と H2の割合が大きいことに加えて、不燃性

際、製造ガスは常圧で運転した場合よりメタンが多く含まガスである CO2 の割合が小さいため、供給後の割合を大れたガスとなり、ウォッベ指数は大きくなる。そのため、きくした際、WI の減少量は小さかった。

加圧運転を行った場合、都市ガスへのガス供給量は増加す

MCP は System A では製造ガス供給後の割合が 50％以る。本研究では SOEC のメタン製造システムについて検上、System B では製造ガス供給後の割合が 40％まで 13 A討しているため加圧効果については検討しないものとしの規格の都市ガスの許容範囲内であった。水素の場合、供た。

給後の割合が 26％までは都市ガスの許容範囲内であった。
水素は都市ガスの主成分であるメタンと比較して燃焼速

３．３

製造ガスの都市ガスへの供給

度が 7 . 8 倍大きいため、水素を混合した場合、混合ガスの表５に示したそれぞれのシステムの製造ガス及び水素を
表４に示した 13 A の規格の都市ガスに供給することを想MCP は水素を加えた割合が大きくなるほど急激に大きくなった。

表５ メタン混合ガス製造システムにおける製造ガスと水素のガス組成、比重、発熱量、WI及びMCP
Table ５ Gas compositions, specific weight, heating values, WI and MCP of syngas by the methantion systems.

Parameters

Gas composition [vol%]Specific weight for the air [-]Heating value [MJ/Nm 3 ]MCP [-]
WI [-]

CH 4
H2
CO 2
H2 O
CO

System A
81 . 813 . 93 . 45
0 . 860 . 000 . 480
34 . 338 . 847 . 5

System B
68 . 1
10 . 6
20 . 30 . 860 . 040 . 71328 . 429 . 633 . 7

燃料電池 Vol.17 No.1 2017

Hydrogen
0.0
100
0.0
0.0
0.0
0 . 0695
12 . 8282
48 . 4

87

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図５

 ステムを用いた製造ガス及び水素を都市ガスに加えた割シ合に対する混合ガスの発熱量
Fig. ５ Heating values of the mixture gases as a function ofadded hydrogen gas or syngas into city gas.

図６ シ
 ステムを用いた製造ガス及び水素を都市ガスに供給後の割合に対する混合ガスのWI及びMCP
Fig. ６ W I a n d M C P v a l u e s o f t h e m i x t u r e g a s e s b ymethanation systems with a SOEC using steamelectrolysis and co-electrolysis.

４．システムの優位性についての検討

加えて、システム計算の段階であるが、650 ℃の中温セ

本研究で用いた混合ガス製造システムでは電解漕への供り 22）、同様の仮定を設けて計算したアルカリ形や固体高給ガスの熱交換及びメタン生成器での反応熱を SOEC へ

分子形システムの計算値（83％）と比較して効率が 15％供給する H2O の蒸発器に利用することでシステム効率を程度大きかった。そのため、System B のように電解によ高めた。System A では、電解漕で生成した O2と CO2とり製造した水素を用いてメタン混合ガス生成を行う場合はの熱交換量が System B より大きく、またメタン生成器でSOEC を用いた電解システムはアルカリ形水電解システムの発熱量が大きく、蒸発器に投入したエネルギーが小さや固体高分子形水電解システムと同等かそれ以上のエネル

かったため System B よりも効率が高くなった。

ギー効率を達成することが可能であると考えられる。

ルを用いてシステム効率が 98％であることが示されておWI の許容範囲を基準にすると、System A は System Bに比べて 27％多くのガスを都市ガスに供給することができる。また、System A の製造ガスと水素を比較した場合、

５．結言

System A の方が 19％多くのガスを都市ガスに供給するこ本研究では SOEC を利用したメタン製造システムを用とができる。そのため、本システムは検討していく価値がいて製造したガスを 13 A の規格の都市ガス配管に直接供ある。今回は1気圧、300 ℃の運転条件でのメタン生成を給することを検討した。System A により製造したガスは、仮定したが、より高い圧力、低い運転温度でメタン生成を

WI 基準で考えると最大 41％、System B を用いて製造し行うことにより、製造ガス中のメタン割合が増え、都市ガ

たガスは最大 14％、水素単体では 22％流すことが可能でスへのガス供給量の範囲は大きくなると考えられる。

あることが示された。また、システム効率は System A

最後に、SOEC を用いた水素製造システムのエネルギーは 85 . 3％であり、System B は 81 . 7％であった。そのため効率と既に実用化されているアルカリ形電解水素製造シス

System A は System B や水素単体よりより多くのガスをテムや実証段階である固体高分子形電解水素製造システム

都市ガス配管へ供給できると共に、System B よりもシスとのエネルギー効率を比較する。アルカリ形水素製造シス

テム効率も 3 . 6％大きいことが示された。また共電解を用

テムのエネルギー効率は欧州における試算であるが、現状いたメタン生成システムは、都市ガス配管への製造ガスの50 . 9 〜 79 . 4％を達成している 19）。また固体高分子形電解供給範囲やシステム効率を他の電解技術と比較した際、供水素製造システムは NEDO 事業において 80 . 4％を達成し給範囲が広く、システム効率も高くなることが分かった。

ている

20）

。一方で SOEC を用いた水蒸気電解システムはシステム効率 80％が可能であるとしている報告がある 21）。

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燃料電池 Vol.17 No.1 2017

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