ISSN 0026-6825

平成 23 年 7 月 ■ 第 203 号

MITSUI ZOSEN TECHNICAL REVIEW No. 203 2011

CO2
CO2＋H2CO2

H2ハイドレートCO2溶解塔
生成塔

ハイドレート技術小特集号

回収塔

②
①
④

③

⑤

Cover
⑥

⑦
Special Issue on Hydrate Technology
We, Mitsui Engineering & Shipbuilding Co., Ltd.（MES）
are engaged in the research and development of newtransportation system of natural gas since 2001. We

表紙説明
ハイドレート技術小特集
三井造船は，2001 年より天然ガスハイドレート（NGH）の輸送・貯蔵システムの研究開発を実施してきた．2002 年
からは当社の千葉事業所にベンチスケールの NGH 連続生成設備を建設し，NGH ペレットの特性データを取得してきた．
この度，中国電力株式会社柳井発電所内に 5 t/d の NGH
製造設備を建設し，世界初の NGH 陸上輸送の実証試験を成功裏に完了した．また，当社では商用化に向けた NGH 輸送
チェーン実現のために，大型の貯蔵設備を有する NGH 輸出基地及び NGH 輸送船の開発を進めると共に，NGH の安定性に関する基礎試験も実施している．
更に，ハイドレート技術の新たな適用先として，温室効果ガスである CO2 ガスの分離回収技術の研究開発も開始した．
①NGH 輸送船②NGH 貯蔵設備（p.10）③柳井発電所内 NGH 製造出荷設備全景（p.1）④NGH ペレットの外観（p.10，p.18）⑤NGH 輸出基地概念図（p.10）⑥NGH ペレット内包蔵ガスの分析結果（p.26）⑦CO2 分離回収設備概念（p.31）

三井造船技報 No. 203（2011-7）

constructed in 2004 a bench scale unit of Natural Gas
Hydrate（NGH）at Chiba Works, and have acquired
various characteristic properties of NGH pellet.
We have also built on NGH production demonstration
plant whose capacity is 5 tons of NGH pellet per day inYanai Power Station of Chugoku Electric Power Co., Inc,and successfully finished overland transportation of NGH
pellet. In order to establish the NGH transportation chain
on commercial base, we are now developing large scale
NGH export terminal with storage system and NGH
carrier while carrying out basic research of the stability
characteristic of NGH.
We have recently started to study on separation andcapture of CO2 gas which is called as green house effectgas using our unique hydrate technology for CCS.
①NGH Carrier②NGH Storage System（p.10）③Full View of NGH Demonstration Plant in the Yanai
Power Station（p.1）④Sample of NGH Pellet（p.10, p.18）⑤Conceptual View of NGH Export Terminal（p.10）⑥Composition of Gas in the NGH Pellet（p.26）⑦Concept of CO 2 gas Separation and Capture System（p.31）

三 井 造 船 技 報2011 年（平成 23 年）7 月・第 203 号

目次

ハイドレート技術小特集
天然ガスハイドレート（NGH）陸上輸送実証試験…………………………………………
水林
堀口

博
清司

新井
守屋

敬
英教

渡邊
茂
加藤 裕一
森 恵次郎

柳沢 直樹
渡辺 敬一
内田 和男

1

天然ガスハイドレート（NGH）ペレット用貯蔵設備の開発……………………………… 10
深沢

恵志

加藤

秀治

天然ガスハイドレート（NGH）輸送船の貨物倉内ガス化システムの開発……………… 18
吉野亥三郎

中田
島田

崇
潔

湯浅 伸哉
大石 剛央

混合ガスハイドレートペレットのラマン分光による局所構造分析……………………… 26
三町

博子

伊藤
岩崎

真人
徹

高橋 正浩
佐野 健一

CO2 分離回収へのハイドレート技術の適用………………………………………………… 31
宮川

満

松尾

和芳

櫻井聡一郎

酒井

正和

技術論文・報告CO2 排出量大幅削減船の開発………………………………………………………………… 37
藤井
木村

昭彦
校優

田中
山本

一郎
敏明

松井
山本

亨介
秀則

CO2 削減を目指した舶用ディーゼルエンジン主機の新制御システムの開発…………… 44
田中

一郎

三上

隆

青木

猛

山本

秀則

固体ソース電子磁気共鳴（ECR）プラズマを用いたLED 用インジウムスズ酸化膜（ITO）成膜装置……………………………………… 50
天沢

敬生

鳥居

博典

廣野

滋

岡崎

良弘

製品・技術ニュース
新船型 110 000 重量トン型ばら積み貨物運搬船“Mitsui 110BC”−“Nord Hercules”（ノルド ハーキュレス）−… ………………………………… 58
博多港社会実験で完全電動トランステーナが CO2 排出削減などの効果を確認… …… 59
行縢川橋上部工（P6 〜 A2）工事−合理的な断面構成，ライフサイクルコストの低減−……………………………… 60
大分県 神崎跨線橋 －ニッケル系高耐候性鋼の使用と維持管理－…………………… 61
高性能レーダシステムを搭載した新型空洞探査車による探査サービスを開始− 3 次元地中リアルモード表示機能を搭載−………………………………………… 62
風車建設用新型クレーンの開発− 1/4 スケールモデル機による要素試験で性能を確認−…………………………… 64
Home Page News
「バラスト水事業グループ」を新設−就航船へのバラスト水処理装置搭載に迅速に対応−……………………………… 65

MITSUI ZOSEN TECHNICAL REVIEW
No. 203 JULY 2011
CONTENTS
Special Issue on Hydrate Technology
Demonstration Study on Natural Gas Hydrate（NGH）Overland Transportation……

1

Hiroshi MIZUBAYASHI, Takashi ARAI, Shigeru WATANABE, Naoki YANAGISAWA,
Kiyoshi HORIGUCHI, Hidenori MORIYA, Yuichi KATO, keiichi WATANABE,
Keijiro MORI, Kazuo UCHIDA

Development of Storage Facility for Natural Gas Hydrate（NGH）Pellets…………… 10
Keiji FUKAZAWA, Hideharu KATO

Development of Regasification System inside Cargo Holdof the Natural Gas Hydrate（NGH）Carrier… ……………………………………… 18
Isao YOSHINO, Takashi NAKATA, Shinya YUASA, Kiyoshi SHIMADA, Go OISHI

Analysis of Local Structure of Mixed Gas Hydrate Pellets
by Raman Spectroscopy………………………………………………………………… 26
Hiroko MIMACHI, Masato ITO, Masahiro TAKAHASHI, Toru IWASAKI, Ken’ichi SANO

Application of Gas Hydrate Technology to CO2 Separation and Capture… ………… 31
Mitsuru MIYAGAWA, Kazuyoshi MATSUO, Souichiro SAKURAI, Masakazu SAKAITechnical Paper and Report
Development of Ship with Significantly Reduced CO2 Emission… …………………… 37
Akihiko FUJII, Ichiro TANAKA, Ryosuke MATSUI,
Koyu KIMURA, Tosiaki YAMAMOTO, Hidenori YAMAMOTO

Development of New Control System
for Marine Diesel Engine to Reduce CO2 Emission………………………………… 44
Ichiro TANAKA, Takashi MIKAMI, Takeshi AOKI, Hidenori YAMAMOTO

Deposition System of ITO Thin Films for
LED Application Using Solid-Source ECR Plasma… ……………………………… 50
Takao AMAZAWA, Hironori TORII, Shigeru HIRONO, Yoshihiro Okazaki

Products and Technology News… ……………………………………… 58,  59,  60,  61,  62,  64
Home Page News… ……………………………………………………………………………… 65

Published by
MITSUI ENGINEERING & SHIPBUILDING CO., LTD.
3-16, Nihonbashi 1-chome, Chuo-ku, Tokyo 103-0027, JAPANハイドレート技術小特集

三井造船技報 No. 203（2011-7）

天然ガスハイドレート（NGH）陸上輸送実証試験
水

林

堀

口

清

博＊

新

井

司＊

守

屋

英

敬＊＊＊

渡

邊

教＊＊＊

加

藤

森

茂＊

柳

沢

直

樹＊＊

一＊

渡

辺

敬

一＊＊

恵次郎＊

内

田

和

男＊＊

裕

Demonstration Study on Natural Gas Hydrate（NGH）Overland Transportation
Hiroshi MIZUBAYASHI, Takashi ARAI, Shigeru WATANABE, Naoki YANAGISAWA, Kiyoshi HORIGUCHI
Hidenori MORIYA, Yuichi KATO, keiichi WATANABE, Keijiro MORI, Kazuo UCHIDA   Natural Gas Hydrate（NGH）is a chemical compound where natural gas（guest molecule）is trapped within a cagecomposed of water molecule（host molecule）, and is being expected to be a new medium of transporting natural gas
economically and safely, as it can be stabilized under atmospheric pressure at only minus 20 degree Celsius.
    This demonstration study is to verify NGH production, transportation, storage, gasification and utilization as anoverland transportation supply chain. In order to produce NGH pellets, NGH production demonstration plant whose
capacity is 5 tons of NGH pellets per day has been built in Yanai Power Station of Chugoku Electric Power Co., Inc,
which is one of the LNG receiving terminals in the west side of Japan. In the production, LNG, multi-component mixed
gas is used for feed gas, and untapped LNG cold heat at the terminal is used for cooling system. After the production,
NGH pellets are delivered to two different gas users（one is the co-generation gas engine and the other is a households
use trend）. In order to transport and store the produced NGH pellets, two types of pellet containers have beendeveloped. In conclusion, the production capacity and the effectiveness of NGH land transportation system as a new
supply chain of natural gas have been confirmed.
天然ガスハイドレート（NGH）は水分子と天然ガス分子が結合した固体状の包接水和物であり，常圧−20℃付近で準安定状態となるため，新しい輸送・貯蔵媒体として注目されている．本試験は，NGH の製造・配送・利用の一連の実証を行うものであり，多成分系混合ガスである LNG を原料とし，LNG 未利用冷熱を活用した NGH 製造設備（5 トン / 日）を開発し，中国電力株式会社柳井発電所 LNG 基地にて建設・運転を行い，実用性を実証した．また，NGH 配送・利用では，
NGH ペレット配送・貯蔵・ガス化兼用容器（ペレットコンテナ）を開発し，輸送時の安定性等，実用性を実証した．更に，ガス使用パターンの異なる 2 種類の需要家（ガスエンジン及び一般家庭）それぞれに対応可能なガス供給制御機能を有す
る利用システムを開発し，各需要家に対する天然ガス供給の実証を行った．

ガスエンジン

図 1 天然ガスハイドレート製造利用システム
Natural Gas Hydrate Production and Utilization System＊＊＊

事業開発本部 NGH プロジェクト室
事業開発本部 LIB 事業室

＊＊＊

技術本部

千葉技術開発センター

三井造船技報 No. 203（2011-7）

1.

ハイドレート技術小特集

はじめに

天然ガスハイドレート（Natural Gas Hydrate：NGH）は
水分子と天然ガス分子が結合した固体状の包接水和物であり，常圧−20℃付近で準安定状態となるため 1），新しい輸送・貯蔵媒体として注目されている．三井造船は，NGH による天然ガス輸送チェーン実用化開発の一里塚として，平成 18
年から平成 22 年までの 5 年にわたり実ガスを用いた NGHの製造・配送・利用の一連の輸送チェーン全体の実証研究を実施した．
本研究は，中国電力株式会社と共に，独立行政法人新エネ
ルギー・産業技術総合開発機構（NEDO）との共同研究として実施したもので，中国電力株式会社柳井発電所構内に設置した NGH 製造出荷設備（写真 1）
を中心に製造能力を実証し，
NGH ペレット配送・貯蔵・ガス化兼用容器（ペレットコンテナ）を開発し，輸送時の安定性等，
実用性を実証した．更に，ガス使用パターンの異なる 2 種類の需要家であるガスエンジ
ン及び一般家庭のそれぞれに対応可能なガス供給制御機能を有する利用システムを開発し，各需要家に対する天然ガス供給の実証を行った．以下に研究の中心である実証試験について報告する．

2.

実証研究の背景と目的

天然ガスは，石油・石炭など他の一次エネルギーに比べて二酸化炭素の排出量が少なく，環境適合性に優れていることから，今後，新興国を中心に需要増加が見込まれている．
また，天然ガスの需給は，北米におけるシェールガス革命をはじめとする非在来型天然ガス生産コストの劇的な低減による生産増などの影響で，一時的に緩和傾向にあるものの，北アフリ
カ・中東の産ガス国における政情不安及び東日本大震災などの影響により，今後の需給はひっぱくすることが予想されており，炭層ガスなどシェールガス以外の非在来型油ガス田開発に加え，在来の中小ガス田の開発が促進されるものと思われる．しかしながら，中小ガス田は，経済性の観点から既存の手段では開発の手立てがなく，これまでに浮体式を含めた
小型液化天然ガス（Liquefied Natural Gas：LNG）の適用が多数検討されているが，実用化に至ってない．一方で NGH
輸送チェーンは，より経済的かつ安全性の高いシステムを提供できるため，中小ガス田開発ツールの一つとして注目されており 2），早期実用化を目指して開発を進めている．
当社では，平成 13 年に NGH 輸送チェーンの開発を目指した試験研究を開始し，平成 16 年には当社千葉技術開発センターに本実証試験設備の原型となる小規模試験設備（Bench Scale Unit：BSU）を設置して NGH 製造の試験研究を行ってきた 3）．
本実証研究は，上記背景を踏まえ，NGH 陸上輸送チェーン
を国内ガス導管網未整備地域における中小規模ガス需要家への新たな天然ガスの供給手段のひとつと位置付け 4），システ
ム全般の実証，並びに，より大規模な海上輸送チェーンの実
現に必要なパイロットプラント計画に資するプラント長期運
転データの検証と課題抽出を目的として実施したものである．

3.

写真 1 NGH 製造出荷設備全景
Whole View of NGH Demonstration Plant

研究開発体制実証研究を推進するため，図 2 に示す当社及び中国電力株式会社の 2 社による共同実施体制を構築した．また，社外専門家からなる特別委員会を内部に設置し，研究開発の方向性等に関する助言を得つつ開発を推進した．

4.

実施工程

図 3 に本研究の主な実証項目と工程の概要を示す．平成
20 年度の試運転段階において LNG ポンプなどの設備不具合

図 2 実証研究体制
Structure for NGH Demonstration Project

図 3 実証研究工程
Schedule for NGH Demonstration Project

天然ガスハイドレート（NGH）陸上輸送実証試験があったため，研究期間を延長して不具合対応を実施するとともに，設計点検アクションプランにより対策を立案，実施し，万全を期して平成 21 年度から実証試験を開始した．

5.

実証試験設備

本実証試験のために開発，建設した設備の概要を以下に示す．
5.1 NGH 製造出荷設備
NGH 製造出荷設備の概略系統図を図 4 に示す．本設備は，
LNG 冷熱回収設備，NGH ペレット製造設備及びペレット出荷
設備で構成されている．以下にこれらの概要を示す．
5.1.1 LNG 冷熱回収設備（1）LNG 冷熱回収系
本系では，LNG 基地から受け入れた LNG を，NGH 生成に必要な圧力（5.3 MPa）まで昇圧するとともに，保有する冷料水を気液接触させ，圧力 5.3 MPa，温度 4 〜 12℃の条件で，水相中に NGH を生成させる．生成器底部には，水相への NG
供給用スパージャがあり，NG はブロワでガス循環している．
NGH 生成は発熱反応であり，熱の除去は外部の循環水冷
却器にスラリー液を循環し，BR1 と熱交換する．生成器で生成した NGH は，NGH 率約 10% のスラリー液として脱水
塔へポンプ移送する．ここで，NGH 率とは，NGH スラリー
液中の NGH の重量比をいう 5）．
脱水塔は二重円筒構造で，内筒の中間部にはスラリー液を沪過するスクリーンが設置されている．スラリーは内筒に入り，上昇していく過程で重力により脱水される．分離した水はスクリーン部から排出される．脱水塔頂部の出口で NGH スラ

リーはパウダー状（以下，パウダーと称す）になり，約 40% のNGH 率となる．塔頂部には，パウダーをかき集めるスクレー
パとかき集めたパウダーをペレット成形系へ送るスクリューコ
熱を NGH 生成熱除去，ペレット冷却並びに各設備冷却に利ンベアを備えている．また，脱水効果を高めるために，ブロワ用するため，冷媒系にて LNG 冷熱を回収する．保冷循環しで内塔と外筒に差圧を付加するガス循環ラインを備えている．
ている LNG から分岐した LNG は第 1 及び第 2LNG 熱回収
熱交換器でプロパン冷媒と熱交換してガス化し昇温される． （2）ペレット成形・冷却・脱圧系
高圧ペレタイザは，脱水塔から供給されたパウダーをガス化した天然ガス（Natural Gas：NG）は，発電所の NG
圧搾し，ピロー型のペレット（寸法：縦 22 ×横 18 ×高さ
母管に戻されるが，一部が原料ガスとして消費され，また脱圧槽の昇圧ガスとして供給される．
（2）冷媒系（プロパン系，ブライン系）
冷媒系は，プロパンを冷媒とする REF1，REF3，ブライン（エチレングリコール水溶液）を冷媒とする BR1，BR2 で構成される．REF1 と REF3 は，BR1 及び BR2 へ冷熱を供給するための中間冷媒系となっている．
5.1.2 NGH ペレット製造設備（1）NGH 生成・脱水系
スラリー生成器では攪拌とバブリングを併用して NG と原

13 mm）に成形する．成形の際に発生する圧搾水と不要なバリ等は途中のスノコ状のペレット分離器で分けられ，ペレッ
トは冷却槽に落下する．
冷却槽では高圧状態のままペレットを−20℃まで冷却する．冷却されたペレットは脱圧槽 A/B に交互に受け入れ脱圧後，大気圧状態でペレット出荷設備に供給する．
5.1.3 ペレット出荷設備
ペレットは脱圧後に，垂直コンベア，水平コンベア，ディストリビュータを経て，貯蔵容器兼用の配送用ペレットコン

4〜12

NG
母管

循環水冷却器

生成器などへペレット
冷却槽などへ

図 4 NGH 製造出荷設備の概略系統図
Schematic Diagram of NGH Demonstration Plant

三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

テナ（大口用のコンテナ，小口用の容器）に供給される．各
設備はブライン（BR2）により−20℃に冷却されている．配送用ペレットコンテナは NGH ペレットを受け入れる前に予冷される．
5.2 ペレット配送・ガス化システム
5.2.1 ペレット配送コンテナ
大口需要家向けのガスエンジンにガスを供給するペレット
コンテナ A 及び小口需要家向けの一般家庭にガスを供給するペレットコンテナ B を新たに開発した．NGH 製造出荷設
備は NGH ペレットの貯蔵設備を持たないため，製造したペレットを直接コンテナに積載する．また，需要家設備ではコ
ンテナに循環水を流してコンテナ内で直接ガス化を行うことから，開発したコンテナは，貯蔵・輸送・ガス化の 3 つの役割を担う．表 1 にペレットコンテナ A 及びペレットコンテ
ナ B の仕様の一覧を示す．
5.2.2 大口需要家設備
大口需要家の NGH 利用システムは，中国電力株式会社エ

表 1 ペレットコンテナ仕様
Specifications of Pellet Container
項目1）ガス供給先
2）コンテナ名称
3）容器形式

大口需要家向け

小口需要家向け

ペレットコンテナ A

ペレットコンテナ B

ガスエンジン

一般家庭

1，2 号車

3 号車

1 〜 4 号容器

1 重殻縦型円筒

1 重殻横型円筒

1 重殻縦型円筒

4）容器積載形式

2 本搭載

1 本搭載

独立容器

5）設計圧力0.82 MPa0.82 MPa0.82 MPa6）容器適用法規

第二種圧力容器

第二種圧力容器

第二種圧力容器

7）容器容積7.7 m3 × 2 本

20 m3

600ℓ

8）ペレット積載量

5 000 kg

7 500 kg

200 kg/ 容器

9）コンテナ寸法

20 ft 級

30 ft 級

φ 0.8 mネルギア総合研究所構内に設置したガス供給システム（ガス発生速度 65 Nm3/h）と 280 kW のガスエンジンで構成される．
図 5 に大口需要家設備の装置構成図を示す．なお，平成 22
年度は当社玉野事業所内にガス供給システムを移設し，自家発用 2 800 kW ガスエンジンにガスを供給した．
ガス供給システムは循環水供給系，発生ガス供給系で構成される．
循環水は，流量調整弁等を経由してペレットコンテナに供給される．一部の循環水は，ガスエンジンの排熱を吸収し，循環水タンクに戻り，NGH ペレットのガス化に使用される．
ペレットのガス化の際に生成した融解水は，ペレットコ
ンテナから重力落差により遮断弁を経由して循環水タンクに戻ってくる．循環水タンクに戻った水の一部はガスエンジン
付属余剰熱放散設備の冷却塔の補給水として利用も可能であり，余剰分は融解水タンクに保管される．
発生ガス供給系は，ペレットコンテナ内で再ガス化したガ
スをガスバッファタンクに送り，ガス化速度を操作量とした圧力制御をかけてバッファタンクを一定圧に保つ．ガスバッ
ファタンクに貯蔵されたガスは，減圧弁にて所定の圧力に調整され遮断弁を経由してガスエンジンに供給される．
5.2.3 小口需要家設備
小口需要家の NGH 利用システムは，広島ガス株式会社海田
基地構内の技術研究所に設置したガス供給システムとガス消費機器となる赤火ガスバーナ及び研究所建家内の一般ガス器具で構成される．図 6 に小口需要家設備の装置構成図を示す．
ガス供給システムは大口需要家設備と同様であるが，熱源
はヒートポンプ式温水器を用いた．また，一般家庭向けであることからガス付臭装置を新たに開発し付設している．
5.3 適用法規NGH ペレットの製造，配送，利用の各工程によって適用

ペレット
コンテナB

ペレットコンテナA

図 5 大口需要家 装置構成図
Process Flow of Re-gasification System for Gas Engine



図 6 小口需要家 装置構成図
Process Flow of Re-gasification System for City Gas

天然ガスハイドレート（NGH）陸上輸送実証試験
法規が異なる．
NGH 製造設備は，LNG 及びその気化ガスを用いることから，プロパン系統と共に高圧ガス保安法の適用となっている．
NGH は大気圧下，−20℃程度に冷却した固体の状態で貯蔵・搬送されるため，貯蔵状態の NGH は高圧ガスの定義から外れ，高圧ガス保安法は適用されない．また，消防法により適用される化学物資にも分類されていない．しかし，NGH という物質が一般に知られていないこと及び可燃物であることを考慮して，関係自治体，消防署に対して事前に説明を行うとともに，輸送計画書を提出した．
配送用ペレットコンテナについては，設計圧力が 1 MPa
未満であり，高圧ガスの定義から外れ，高圧ガス保安法は適用されない．
その他の適用法規としては，労働安全衛生法，消防法，建築リサイクル法などである．

6.

実証試験結果6.1 全体概要
NGH 製造出荷設備の平成 21 年度実証試験（図 3 参照）では，日産 5 トンの NGH スラリー生成能力及びペレット製造能力を確認することができたが，ペレット分離器及びペレット冷却槽でのペレット堆積，閉塞が生じ連続運転性に課題が残った．高圧ガス設備であり，時間的制約から大幅改造まではできなかったが，定期自主検査後に設備の部分改造を行った．この結果，平成 22 年度は全系連続運転を 6 回，内 2 回
は 100 時間以上の連続運転を達成した．これにより，機器運
転安定性，設備信頼性等のデータ取得，確認ができた．
ペレット品質（NGH 率安定性）については，当初運転では製造直後のペレット NGH 率は目標値（安定化後 70%）以上
であっても急速に低下する傾向があったが，高圧ペレタイザの運転条件調整等により安定化後のペレット NGH 率で 60%台が得られた．これにより，高品質のペレット連続成形実現への見通しを得ることができ，今後，更なる改良研究を行う．
ペレットの包蔵ガス組成については，脱水塔における軽質分の NGH 分解がみられ重質分がやや高い傾向であった．これは脱水塔の温度条件，滞留時間等が影響していると考えられ，今後の機器・システム構成によってより原料組成に近づくと考えられる．
連続実証運転を行うことにより各機器の運転信頼性や耐久性，自動制御特性，大型化に向けたプロセスデータ取得ができるとともに，当初想定し得なかったスクリーンや配管閉塞とその対応などの貴重な経験を積むことができた．
また，本設備では NGH 生成やその他の冷熱源として，
LNG の冷熱を活用するシステムとなっている．LNG から回収された冷熱のプロセス利用効率は 1/3 程度であり，その他の多くは冷熱回収系ポンプやダミー負荷の入熱，温水トレー
ス等からの入熱で消費された．この利用効率向上に必要な冷熱回収システムの高度化の知見も得ることができた．
製 造 し た ペ レ ッ ト は， 配 送 コ ン テ ナ に 積 載 し 100 〜
250 km 先のガス化設備まで実際に配送してガス供給の実証を行った．これにより，配送時のペレットの安定性及び開発したガス供給システムによる燃焼が良好であることを確認できた．一方で，ペレットに同伴する粉化したパウダーに起因する運転制御性に対する課題と対策についても明らかとなり，実用化に向けたデータ取得ができた．
6.2 NGH 製造出荷設備運転結果
6.2.1 NGH 生成
本実証試験設備での NGH スラリー生成特性，循環水冷却
器性能，NGH 積算生成量と生成スラリー包蔵ガス分子量変化について報告する．
（1）NGH スラリー生成特性及び循環水冷却器性能
過冷却度に対する NGH 生成量の関係を図 7 に示す．ここで過冷却度は，気相中のガス組成に基づく NGH の三相平衡
温度と生成器液相温度との差であり，パラメータの撹拌強度
は，撹拌動力を液相体積で除した値である．同図から，いずれの撹拌強度においても，NGH 生成量は過冷却度に比例して増加する傾向がみられた．なお，生成器温度は，NGH 生成
熱を除去する循環水冷却器の交換熱量によって調整された．
単位過冷却度当りで整理した NGH 生成量と撹拌強度との関係を図 8 に示す．撹拌強度の増大は生成器の液相に散気した原料ガスと水との気液界面積を増大させる効果があり，
撹拌強度の増加に伴って NGH 生成量は増加する．
図 9 に循環水冷却器における交換熱量，総括伝熱係数及び対数平均温度差の経時変化を示す．なお，図中には NGH
スラリー中の NGH 率及び流路圧損もプロットした．NGH
スラリー濃度は，サンプリングした試料の包蔵ガス体積及び分子量を分析して求めた．生成開始初期に交換熱量が大きい

図 7 過冷却度に対する NGH 生成量
NGH Production Rate to Sub-cooling Temperatureのは，生成器ガス相のメタン割合が比較的少なく，NGH の三相平衡温度が高くなり，冷却用冷媒との温度差が大きくなるためである．その後，三相平衡温度が下がるのに伴い（後述の図 10 の NGH 積算生成量と三相平衡温度の関係を参照），
三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

率

図 8 攪拌強度に対する単位過冷却度あたりの NGH 生成量
NGH Production Coefficient of Sub-cooling Temperature
to Mixing Magnitude

NGH 積算生成量と生成器の NGH スラリー包蔵ガス分子量及び三相平衡温度
NGH Total Slurry Generation Amount and, Molecular Weight of
Gas in Slurry and Three Phase Equilibrium Temperature in Reactor

図 10管内での NGH 付着を抑える効果があるものと考えられる．
（2）NGH 積算生成量と生成スラリー包蔵ガス分子量の関係
図 10 に NGH 積算生成量と生成器の NGH スラリー包蔵
ガス分子量の関係を示す．このガス分子量は NGH スラリーを融解して発生したガスをガスクロマトグラフで分析している．図中には生成した NGH スラリーの包蔵ガスと原料ガスの組成を比較するため，生成器に供給した原料ガスの分子量も示した．さらに，同図に NGH 積算生成量と三相平衡温度の関係も併記した．
生成を開始した直後の NGH スラリーの包蔵ガス分子量は，
重質分ガスが先に NGH になることから，原料ガス分子量に比べて大きい値を示すが，生成が進むに伴い直線で記した原料ガス分子量に漸近していることが分かる．また，この図か
ら，積算で 600 〜 800 kg の NGH を生成することで，原料循環水冷却器の総括伝熱係数と対数平均温度差の経時変化
Time History of Overall Heat Transfer Coefficient andLogarithmic Mean Temperature Difference in Heat Exchanger

図9

交換熱量はほぼ一定となる．なお，運転開始 12 時間から
24 時間を定常運転とみなした場合，総括伝熱係数は 482 W/
2℃），
交換熱量は 8.65 kW，
対数平均温度差は 1.23℃であっ（m・た．
また，図 9 に示した条件における循環水側の流路圧力損
失は平均 310 kPa（流量 11.5 t/h 〜 12.2 t/h）となり，時間経
過に伴って大きくなることはなかった．一方，別途行った循
環流速を半分にした試験では，時間経過と共に流路圧損が増大する傾向を示したことから，ある一定以上の流速にすると

ガス分子量とほぼ同等の NGH が生成されるという当該設備の装置特性が得られた．
6.2.2 脱水
脱水塔では，内筒に形成される NGH ベッドの安定性，脱水スクリーンの目詰まりあるいは NGH 漏れ，脱水部に作用させる差圧と脱水塔出口のパウダーの NGH 率の把握が重要である．
図 11 に供給スラリー及び払い出されたパウダーの NGH
率推移の代表例を示す．パウダーの NGH 率は，NGH 供給
量（固体量）と液体に関する物質収支により求めた．具体的には，スラリーフィード流量とスラリー NGH 率から算出される NGH 供給量を，スラリーフィード流量からスクリーン
排水量を引いた脱水塔出口流量で除したものとなる．
この図に示した運転例において，上述の計算で得られたパウダーの NGH 率は約 40%（36 〜 53%）で推移している．サンプリングで得られたパウダーの NGH 率も 36 〜 46% であ天然ガスハイドレート（NGH）陸上輸送実証試験
スラリーフィード流量

パウダー

（

（

）

）

パウダー

図 12 冷却槽入口ペレットの NGH 率推移
Change in NGH Percentage of Pellet
at Inlet of Cooling Drum

（ ）図 11 脱水塔の各流量と出口パウダーの NGH 率
Flow Rates in De-watering Tower and Outlet NGH Percentage

N・m

図 13 ロールトルクとペレット安定性の関係
Relation of NGH Percentage of Pellet to Roll Revolution Torque

写真 2 冷却槽入口ペレット（ロール回転数 4 rpm，トルク 18 N・m）
Sample of NGH Pellet at Inlet of Cooling Drum
（Roll Revolution：4rpm，Torqur：18N・m）

り，物質収支とサンプリングは対応した結果が得られると共に，脱水塔出口で目標とした 40% であることを確認した．
6.2.3 ペレット成形，冷却，脱圧（1）ペレット成形
ペレット成形運転は，高圧ペレタイザから落下し通過するペレットをペレット分離器の覗き窓に設置した監視カメラで観察しながら行った．
ペレットの搬送・貯蔵工程における環境は大気圧，−20℃であるため，NGH にとって分解領域であるが，NGH ペレッ
トには自己保存効果が発現するため NGH 率の低下，すなわ
ち包蔵ガスの放出は比較的少なくなる．なお，自己保存効
果とは，平衡圧力以下もしくは平衡温度以上においてもハイドレートの分解が抑制されるペレット独自の特性である．ペ
レット品質については，大気圧，−20℃における安定性が重要であるため 7 日経過後の NGH 率で評価した．
写真 2 に冷却槽入口から採取した代表的なペレット試料の写真を，
図 12 にペレットの NGH 率測定結果の一例を示す．
ペレットの NGH 率は，取出し直後約 75% であるが，数時間で低下した後，自己保存効果によりほぼ一定となる．
次に，図 13 に高圧ペレタイザのロールトルクとペレットの NGH 率の関係を示す．図ではデータのばらつきが大きいが，傾向としては 30 N・m 以上のロールトルクで成形したペレットと比較し，20 N・m 前後のトルクで成形したペレットの NGH 率が高い．ロールトルクはパウダーを圧縮成形する
際の成形圧に関連する指標であるが，高い安定性を有するペレットを成形するには，成形圧を適切に管理する必要がある．
なお，当社の千葉事業所に設置されている実験装置での結果では，安定後の NGH 率 70% 以上が得られており，十分な調整を行えば目標の NGH 率を達成したものと思われる．今後，高圧ペレタイザ入口のパウダー条件，ロール回転数，温三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

度などの各成形条件を含めてメカニズム解明を進め，安定で
高 NGH 率のペレット成形を目指す．
（2）ペレット冷却・脱圧
ペレットは冷却槽内を循環する冷ガスによって，直接冷却される．冷却槽にペレット投入後，30 分で脱圧・払い出しを行ったペレットを採取し温度計測した結果，ペレットの温度は−24℃であった．ペレット温度が冷却槽の温度である−20℃を下回ったのは，脱圧時に一部生じた NGH の分解による分解熱と，脱圧槽内のガスの膨張による冷却によるものと考えられる．
ペレット脱圧時には一部ペレットが割れ，小粒子化がみられた．総じて安定性が良くないペレットには小粒子化が多い
ようであり，上述のメカニズムと併せて更なる解明を進めて
いく．
6.2.4 ペレット出荷設備
ペレットを脱圧槽からコンテナにコンベアで搬送する能力
は，ほぼ計画どおりの性能を有していることが確認された．
系内の圧力はシールポットの背圧制御方式であり，安定した運転であった．
搬送時にはペレットの一部および同伴する粉体がコンベア
容器底部に堆積する現象がみられたが特に支障を生ずることはなかった．
ただし，長時間搬送休止となった場合には，容器・配管に粉体が固着して，搬送再開後の新たなペレット，粉体が配管曲がり部等に積み重なる事象がみられたことから，長時間の休止を避けるような運転，及び長期運転時には堆積物の融解・排出が出来るような対策が必要である．
6.3 ペレット配送本実証試験では，柳井発電所内で製造・貯蔵したペレット
を，柳井から約 100 km 離れた大口需要家（東広島）及び小口需要家（海田町）へ配送した．さらに，平成 22 年度には約250 km 離れた岡山県の当社玉野事業所まで配送した．コン
テナ A の 3 号車で柳井から大口需要家（東広島）へ輸送した
際のペレット移送風景を写真 3 に示す．
大口需要家向けのコンテナはデータロガを装備しており，
コンテナ輸送時の温度と圧力の時刻歴を計測することができる．柳井から東広島までの道のり 114 km の所要時間は 2 時間強であり，配送時のコンテナの温度およびコンテナ容器内の圧力を評価したところ，容器壁温度は +1℃，気相温度は+0.9℃の上昇であり，ほとんど昇温は見られず，コンテナは十分な保冷性能を有していることを確認した．
6.4 ガス供給・利用システム
コンテナは，需要家に配送された後，ガス供給・利用シス
テムとフレキシブルホースで接続され，ガス化容器として用いられる．
ガス化は，図 5 及び図 6 に示すように容器に積載したペレットの下方に温水を循環し，循環水に浸かっているペレットが融解してガスを発生させる方式である．循環水に浸かっているペレットが融解・消滅すると，上層に積載しているペレットが重力により順次，温水中に落下してガス化できることを確認した．また，ガス発生量の制御は，需要家設備の系
内圧力が目標値になるように，ペレットコンテナへの循環水流量を調整することで可能であった．
①大口需要家設備
ガス供給システムは，循環水供給設備，ガスバッファタン
クおよび関連機器・連絡配管から成る固定設備と，トラクター
ヘッドで牽引・搬入される NGH ペレットコンテナで構成され，ガス供給システムの制御盤から運転・監視される．
大口需要家システムの運転は，いわゆる Daily Start &Stop による昼間運転を行った．柳井から配送したペレットから発生したガスをガスエンジンに供給し，エンジンの定格発電量となる 280 kW の出力を確認した．ガスエンジンの燃焼状態に影響する供給ガス中の湿分については，ガス化圧力の目標値を供給圧力よりも高い値とし，供給側の自立型減圧弁でガス圧力を所定圧力まで下げることにより，減圧後のガス中の相対湿度を低くした．この操作により，目標の相対湿度 60% 以下に対して，同 30% 未満の低湿分を得ることができた．
②小口需要家設備
ガス供給システムは，基本的に，大口需要家を小規模にした準固定設備と，ユニック車で搬入される NGH ペレットコ
ンテナ（再ガス化容器 2 本）とで構成される（写真 4 参照）．
小口需要家へのコンテナの配送は，ペレット残量が少なくなった時期を見計らって，NGH 製造出荷設備から新しいペレットコンテナを輸送すると同時に，帰りのユニック車で空のコンテナを回収する方法とした．なお，需要家として一般家庭を想定しているため，ガス供給システムは 24 時間連続運転，かつ，全自動制御仕様としている．
ガス供給は，集合住宅で実際に調査したガス需要のトレンドデータに基づいており，赤火ガスバーナにシーケンサを組み合わせた装置を用いて，実際のガス消費を模擬したガス供給試験を行った．さらに，発生ガスを種々の家庭用一般ガス
器具に供給して燃焼試験を行い，写真 4 に示すように良好な燃焼状態を確認した．

7.
写真 3 コンテナによる NGH ペレット移送風景
A view of NGH Transportation by Pellet Container



おわりに

多成分混合ガスである LNG を原料として，NGH ペレットの製造出荷，配送・ガス化を行う一連のシステムを開発し，

天然ガスハイドレート（NGH）陸上輸送実証試験

写真 4

小口需要家ガス供給システムとコンロの燃焼状態
NGH Re-gasification System for City Gas
and Combustion State at House Burner

本実証試験を通じて，6. に概説した以下の項目を確認した
ことは，NGH 陸上輸送チェーンの実現化に向けて大きな一歩を踏み出すこととなった．
① NGH 製造出荷設備の長時間連続運転の達成② NGH ペレットの成形条件と安定性③ NGH 陸上輸送実証及び輸送時のペレット安定性

図 14 NGH 輸送チェーン実用化ロードマップ
Roadmap of NGH Transportation Chain toward
Commercialization3）S.…Watanabe,…et…al.：A…Demonstration…Project…of…NGH…
Land… Transportation… System,Proceedings… of… the… 6th…
International…Conference…on…Gas…Hydrates,（2008-7）4）野上．ほか：天然ガスハイドレート（NGH）
海上輸送チェー
ンの事業性調査，三井造船技報，198（2009-10），p.…15）M.… Takahashi.… et… al.：Development… of… Natural… Gas…
Hydrate（NGH）Pellet… Production… System… by… Bench…
Scale… Unit… for… Transportation… and… Storage… of… NGH…
Pellet,…Proceedings…of…the…6th…International…Conference…
on…Gas…Hydrates,（2008-7）④ガス供給・利用システムの運転実証⑤課題の把握と対策
当社では，
図 14 に示すロードマップに沿い NGH 輸送チェー
ン実用化に向けた開発を進めており，次のステップとしては，
NGH 日量 100 トン規模のパイロットプラントを計画している． 〔問い合わせ先〕
事業開発本部 NGH プロジェクト室
パイロットプラントのプロセスは，本実証試験により確立された NGH 製造プラントの連続操業条件をベースとし，スTEL…03−5202−3980

水林

博

水林

博

新井

敬

渡邊

茂

柳沢

直樹

堀口

清司

守屋

英教

加藤

裕一

渡辺

敬一

森

恵次郎

内田

和男

ラリー生成器，脱水機などの主要機器については，これまでに別途並行して進めてきた高速・コンパクト化技術開発の成果をフィードバックしたものである．
今後，早期にパイロットプラント建設に着手して実用化を加速し，NGH 輸送チェーンをタイムリーに天然ガス市場に導入していきたい．
最後に，本研究実施にあたって，多大なご協力・ご支援をいただいた，独立行政法人新エネルギー・産業技術総合開発機構，中国電力株式会社，広島ガス株式会社，中電環境テク
ノス株式会社並びに関係協力会社の方々，また，適切なご助言をいただいた特別委員会の方々に心より感謝の意を表する．

参

考

文

献

1）岩崎．ほか：天然ガスハイドレートペレットの自己保存性に関する研究，三井造船技報，187（2006-2），p.…152）高橋．ほか：天然ガスを模擬した多成分混合ガスハイド
レートの生成特性，三井造船技報，198（2009-10），p.…129三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

天然ガスハイドレート（NGH）ペレット用貯蔵設備の開発
深

沢

恵

志＊

加

藤

秀

治＊＊

Development of Storage Facility for Natural Gas Hydrate（NGH）Pellets
Keiji FUKAZAWA, Hideharu KATO
Mitsui Engineering & Shipbuilding Co., Ltd. has brought forward a palletizing of Natural Gas Hydrate（NGH）for new
medium of transporting and storing natural gas and has been engaged in the research of its availability. NGH Pellets
under atmospheric pressure can be kept stable at minus 20 degrees Celsius, which is a relatively moderate condition
due to their unique characteristics, so-called Self-Preservation Effect.
In storage condition, owing to a self-weight consolidation, a block-up condition caused by their mutual adherence of
NGH Pellets and their adherence to inner surface of the silo are the issues of concern. Design of discharging unit of
the storage silo has to sufficiently reflect the characteristics of NGH pellets.
In this paper, such characteristics of NGH Pellets obtained through property tests of their adherence and clogging
analyses are discussed in consideration of influencing factors of NGH Pellets storage. The element test using scalemodel machine is also conducted for confirmation of applicability of screw type discharge machine and its specificationis studied. In addition the simplified calculation method of power is proposed for design of actual machine.
三井造船は，天然ガスの新しい輸送・貯蔵媒体として NGH をペレット化することを提案し，その有効性について研究を続けてきた．NGH ペレットは，大気圧下−20℃程度の比較的穏やかな温度領域において自己保存性と呼ばれる保存効
果により，本来は不安定な状況下でも安定した状態を保つことが可能である．
しかし，貯蔵設備中での NGH ペレットは，その自重により圧密状態となり，ペレット間の固着と貯蔵設備側面との固着による閉塞が懸念される．そのため，貯蔵設備計画の際には，NGH ペレットの性質に十分配慮した上で払出装置等の仕様を決定する必要がある．
本報では，物性試験により，固着ペレットの物性を明らかにするとともに，得られた物性値を用いた閉塞解析により，閉塞状態の発生に及ぼす影響因子について検討した．また，スクリュー式下部払出装置の適用性を確認するため，縮小モ
デル試験機による要素試験を実施し，仕様を検討するとともに実機設計のための簡易動力算定方法を提案した．

図 1 NGH ペレット用貯蔵設備の概要
Outline of NGH Pellets Storage Tank＊

10

事業開発本部

NGH プロジェクト室＊＊

鉄構・物流事業本部

建設エンジニアリング部

天然ガスハイドレート（NGH）ペレット用貯蔵設備の開発

1.

はじめに

三井造船は，新しい天然ガスの輸送媒体として天然ガスハ
イドレート（Natural Gas Hydrate：NGH）をペレット化して用いることを提案し，輸送及び貯蔵手段としての有効性について検討を行ってきた．NGH ペレットを用いた海上輸送

設備は，ペレットの受入れ及び払出しに対し同時に対応ができるほか，電動機等の電気品を可燃ガス雰囲気外に設置が可能であるため，安全性，メンテナンス性に優れる特長を持つ．
NGH ペレット貯蔵設備を設計するためには，NGH ペレットの様々な物性データが必要である．本報では，実験により取得した各種物性データに基づき設計した貯蔵設備とその検チェーンを考えた場合，NGH ペレットを製造し，輸送船に積み込み出荷する輸出基地及び輸送船より NGH を受入れ，再ガス化する受入れ基地が設けられるが，双方に一時貯蔵のための設備が併設される．輸出基地の概念を図 2 に示す．これは，100 万 t/y（Natural Gas：NG）規模の輸出基地で，製造設備の奥に貯蔵設備を配置し，岸壁に係留した NGH 輸送
船にペレットを積み込む様子を示している．

討結果について報告する．

NGH ペレットの貯蔵設備内部は，可燃ガス雰囲気となるため気密性，防爆性が求められるほか，温度を−20℃程度に保持することから，低温に伴う氷結対策も必要となる．また，ペレットの受入れ，払出しに対し柔軟な運転が可能で，長時間運転に対する信頼性及び優れたメンテナンス性が必要であり，これらの要求仕様を満足し，かつコスト的にも優れた貯蔵設備を開発することが求められる．

NGH ペレットの閉塞解析に当たり，圧密されて固着したペレットの物性値取得を目的として要素試験を実施した．表 1に要素試験の種類と求めた物性値を示す．
2.1 供試用ペレット
要素試験に用いる供試用ペレットは，現在，当社千葉事業所にて稼動中のベンチスケール装置にて製造されたもので，ピロー型のメタンハイドレートペレットを使用した．供試用ペレッ

現在計画している NGH 貯蔵設備を図 1 に示す．本貯蔵設
備では，サイロ上部に設置したシュート部よりペレットを投トの寸法については図 3，外観については写真 1 に示す．
2.2 NGH ペレットの壁面せん断試験

入し，貯蔵した後，サイロ下部に設置したスクリュー式払出装置にてペレットを払出すシステムを採用している．この払出装置は，センターコーンと呼ばれるケーシング内部に電動機や減速機を格納することが可能となっており，これは払出しのためのスクリューフィーダを支える軸受としての機能も実施した要素試験のうち，壁面せん断試験についての概要を示す．試験の目的は，固着したペレットとサイロ壁面の摩擦係数及び解析用のせん断ばね定数を求めることである．試験2.

NGH ペレット物性試験

本貯蔵設備では，サイロ下部に設置したスクリュー式払出装置にて NGH ペレットの払出しを計画しており，安定的な払出しを実現させるためにはペレットの固着等によるサイロ内部の閉塞現象を正確に把握する必要がある．ここでは，有する．スクリュー本体は，払出しのため水平軸回りに回転（自転）するとともに，センターコーンを中心としてサイロ周方向へも垂直軸回りに旋回（公転）が可能である．本貯蔵

25mm
20mm
16mm

図 3 供試用ペレットの概略寸法
Dimensions of NGH Pellets Used for Test

図 2 NGH ペレット輸出基地の概念
Conceptual View of NGH Pellet Export Terminal
表 1 要素試験名と得られる物性値
Names of Element Tests and Obtained Property Values
要素試験名
壁面せん断試験

物性値
固着ペレットと壁面材料の摩擦係数
固着ペレットと壁面のせん断ばね定数

一面せん断試験

固着ペレットの粘着力及び内部摩擦角

一軸圧縮試験

固着ペレット弾性係数及び圧縮強度

写真 1 NGH ペレットの外観
Appearance of NGH Pellets

11

ハイドレート技術小特集

三井造船技報 No. 203（2011-7）

は，土のせん断試験に準じて図 4 に示す要領に従って実施した．壁面材料としてステンレス 2 種（表面粗度：Ra ＝ 15μm
及び Ra ＝ 5μm）
，黒皮の鋼板及び鋼板にポリウレタン塗装を施したもの 4 種類について，実機の貯蔵期間と荷重状態を想定
し，加圧日数 0 日，5 日，12 日及び加圧応力度 0.025 N/mm2，
0.075 N/mm2 及び 0.150 N/mm2 の組合せにて試験を行った．
写真 2 に試験前の壁面せん断試験用の供試体を示す．
2.3 壁面せん断試験結果実施した試験のうち，ステンレスの表面粗度について
は，加圧日数が長いほど摩擦係数が大きくなることが確認数については，これらの実験値より適宜補間して設定した．
その他，一面せん断試験により粘着力及び内部摩擦角を，
一軸圧縮試験により弾性係数を求めた．

できた．一方，表面粗度を 5μm とした場合では，表面粗度15μm の場合の約半分となった．また，黒皮の鋼板及びポ
リウレタン塗装を施したものについては，ステンレスの表面
粗度 5μm の結果に比べ半分以下となった．
水平移動量と壁面摩擦応力度の関係についての典型例を
図 5 に示す．図 5（a）より水平移動量 6 mm 程度において壁においては，固着状態にある石炭を一塊の弾性体と考え，有限要素法などの数値解析の実施及び縮小モデルによる実験や実機との整合性を確認することで，その正当性の裏付けを行っている．
粒状 体の挙動を表現する解析手法としては個別要素法（Distinct Element Method：DEM）が知られているが，要素面とペレットの固着が一度切れ，応力が急落するのが確認でき，その後，さらに最大摩擦応力度が発生する 12 mm 程度

試験の結果から NGH ペレットバルクは内部摩擦角及び粘着力を持つことから，土の挙動と似ていると考えられ，バルクを形まで増加している．この傾向はいずれの試験においても観測成した場合には連続体とみなすことができる．そのため，ここでは有限差分法を用いて評価を行うこととした．有限差分法

された．
2.4 解析用物性値の設定得られた結果をもとに解析用のせん断ばね定数を設定する．図 5（b）に示すとおり，固着が切れる位置及び最大摩擦
応力度が発生する位置で勾配を変化させる 3 本の接線によるトリリニア置換を行った．なお，最大摩擦力発生以降は応力度は変化しないものと仮定した．また，今回得られたせん断
ばね定数は，壁面垂直応力度が 0.025 N/mm2，0.075 N/mm2

3.

NGH ペレット閉塞解析

本貯蔵設備では図 1 に示したとおり，底部からの払出しを想定しており，払出しの際にサイロ内で固着による閉塞が発生せず，ペレットが順次底部に崩落することがシステム成立の前提条件となる．
一般に，石炭サイロ等の底部払出しを前提とした閉塞検討

は地盤の破壊や崩壊を伴う解析で多くの事例がある．今回は，
NGH ペレットバルクの破壊，壁面との固着及び摩擦という非線形の挙動を表現する必要があったため，非線形の有限差分法による解析を行った．

及び 0.150 N/mm2 の 3 ケースとなるが，それ以外のばね定

図 4 壁面せん断試験の概要
Outline of Shear Testing of Wall Surface（a）試験結果（b）解析用物性値
図512

写真 2 壁面せん断試験用供試体
Specimen of Shear Testing of Wall Surface

せん断ばね係数導出試験結果と解析用定数への設定方法
Set up of Shear Spring Coefficient for Analysis

天然ガスハイドレート（NGH）ペレット用貯蔵設備の開発
3.1 解析モデル
商業機を想定して，直径 30 m の貯蔵サイロにペレットを積込んだ状況の解析モデルを設定した．図 6 に解析モデルを示
す．ペレットの払出しについては，タンク円周方向の払出し
範囲を 90 度，180 度，270 度，360 度の四つのステップに分（け，払出装置のスクリュー上面から床面までの要素を削除することで表現した．なお，せん断ばね定数は，事前解析で得られたサイロ壁面の垂直応力度を適宜グルーピングし，実験より得られたばね定数をもとにグループごとに設定した．また，固着ペレットの塑性条件としてモール・クーロン（MohrCoulomb）の破壊基準を適用し，破壊線については，一面せん
断試験より得られた粘着力及び内部摩擦角により設定した．
3.2 解析結果
図 7 に固着ペレットの塑性状況を示す．ペレットの払出
しが進むにつれ，センターコーンの上部において塑性領域が進んでいくのが確認できる．
これより固着ペレットが崩壊し，サイロ下面に落ちてくると想定される．

）
（

（

）

）

図 6 解析モデル
Analysis Model

図 7 固着ペレットの塑性状況
Plastic Situation of NGH Pellets Adherence

13三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

NGH ペレット払出装置としては，−20℃でかつ可燃ガス
雰囲気の条件下において確実にペレットを払い出すことが可
能な信頼性を有し，構造がシンプルで高いメンテナンス性が求められる．スクリュー方式の払出装置は同様の条件下で使用されたことはないものの，燃料チップや石炭用サイロ向け

デルの縮尺の設定に当たっては，−20℃の状態で試験が実施可能な実験室の寸法及びスクリュー径とペレットサイズの関係を考慮し，長さを実機の 1/10 縮尺，断面を 1/7 縮尺とした．図 8 に今回の要素試験に使用する基準となるスクリューの形状及び寸法を示す．
4.1.1 払出要素試験機の仕様
払出試験機本体の概要を図 9 に示す．スクリューの回転で既に多くの採用実績がある．今回，本払出装置を NGH ペ
レット用貯蔵設備に適用するに当たり縮小モデルを製作し，それにて要素試験を実施することで，NGH ペレットに対す
る払出特性について検討を行った．
4.1 払出要素試験
払出要素試験においては，本払出装置の特徴であるスクと旋回については油圧モーターにて駆動する．旋回範囲は中心角で 37 度となる．払出されたペレットは試験機下部に設けた受箱に蓄えるとともに，受箱下部に設置したロードセル
により，時間ごとの総重量の計測が可能である．また，スクリューに発生するトルクについても，トルク計により計測が可能である．

リューによる払出特性を把握することを目的とする．要素試
験機のスクリューについては，実機として実績のあるスク
リューの仕様を参考に，NGH ペレット用の実機の仕様を想定し，それをベースに縮小モデルを設定した．なお，縮小モ

4.1.2 角氷を使用したパラメータ試験
ペレットによる試験に先立ちスクリューの払出特性を把握するため，試験試料として角氷（20…mm × 13…mm × 20…mm）
を使用したパラメータ試験を実施した．払出量や所要動力に影響を与えると考えられる項目を抽出し，試験ケースを設定した．項目及び試験ケースを図 10 に示す．試験ではスクリュー
可動範囲内に角氷を充填した後，スクリューを自転させ，数4.

NGH ペレット払出装置の検討

675.0

127.1

1 415.0

69.6

98.3

180.0

740.0

180.0

4×P140＝560.0

132.0 124.0 116.0 108.0 100.0 92.0

図 8 縮小モデルのスクリュー寸法
Dimension of Screw on Reduced Model秒後に公転を開始させた．スクリューの自転回転速度については実機で想定している 21…rpm とし，旋回（公転）速度は1 分当たり 3 度（1/120…rpm）とした．なお，各氷の積み付け
高さは底面から 680…mm とし，圧密状態を一定に保つため，払い出された量と同量の角氷を随時追加投入した．
4.1.3 パラメータ試験結果
設定した試験ケースのうち，表面粗度及びスクリュー羽根

図 9 払出要素試験機の概要
Outline of Discharging Test Machine14

天然ガスハイドレート（NGH）ペレット用貯蔵設備の開発

図 12 スクリュー羽根間隔と外径比の影響
Effect of Screw Blade Intervals and External Diameter Proportion
図 10 試験ケース
Test case

図 11 スクリュー表面粗度の影響
Effect of Surface Roughness of Screw

間隔と外径比の影響確認のために実施した試験の結果を以下に示す．
（1）表面粗度の影響
図 11 に ス ク リ ュ ーの表面粗度が梨地（表面粗度 Ra ＝5μm）の場合のものと研磨（表面粗度 Ra ＝ 1μm）した場合のものについて実施した試験結果を示す．梨地のスクリューで実施した試験の払出量とトルク値を標準値 1.0 とし，研磨したスクリューの結果をその比率で表現した．これより研磨
した場合の払出量は約 1 割多くなったにもかかわらず，トル
ク値は 2 割以上少なくなっており，表面粗さが細かい程，払写真 3 ペレットによる払出試験の状況
Discharging Test of NGH Pelletsに比べ劣ると判断できる．
4.1.4 ペレットを使用した要素試験
パラメータ試験の結果より，図 10 に示す試験 No.2 を標準ケースと設定し，ペレットを使用した試験を実施した．
写真 3 に試験状況を示す．試験に用いるペレットは先に実施した物性試験と同様のものを使用した．また，その他の試

験条件についてはパラメータ試験と同様としたが，本試験は，ペレットの追加投入を行っていない．
（1）試験結果
試験時間と払出量の関係を図 13 に示す．これより線形性が出効率が高いことが確認できた．
（2）羽根の間隔と外径比の影響確認でき，安定的な払出量が得られていると判断できる．な
図 12 にスクリューの羽根の間隔 P とスクリューの外径 Dお，試験開始後 1 分から 3 分までの平均払出量は 18 660 N/hの比 P/D について 0.6，0.8 及び 1.0 とした場合の結果を示す． となった．また，試験時間と作用トルクの関係を図 14 に示す．
作用トルクのばらつきも少なく，平均値である 23.5 N−m に
なお，P/D を 0.8 とした場合の結果をベースに，0.6 及び 1.0
対し± 10% 程度に収まっていることが確認できる．
の結果をそれに対する比率で示した．これより，P/D が 0.6
4.2 払出量及び所要動力算定方法の提案の場合の結果は，払出量が約 4 割低下しているにもかかわら実機の設計においては実験等で裏づけされた算定式が必要
ずトルク値は約 2 割増えており，P/D が 0.8 のスクリューにとなる．ここでは既存のスクリューフィーダの算定式をベー
比べ効率的に劣ると判断できる．また，P/D が 1.0 の場合のスとして，本払出システムにおける払出量及び所要動力算定
結果は払出量が約 1 割増えるもののトルク値は 3 割以上増え
方法について検討した．
ており，これについても効率の点で P/D が 0.8 のスクリュー
15

三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

図 13 試験時間と払出積算量の関係
Relation between Testing Timeand Accumulated Discharging Amount図 15 所要動力算定モデル
Model for Calculation of Required Power
図 14 試験時間とトルク値の関係
Relation between Testing Time and Torque Value

図 15 に示すモデルを想定した．スクリュー羽根内にあるペレットはスクリュー羽根の外にあるペレットと接しており，ペレットをスクリューによって運搬するためには，ペレット

4.2.1 払出量
スクリューの外周のある 1 点で考えた場合，その点にある間の摩擦力と同等の荷重が必要となる．この摩擦力は作用す
る鉛直圧力にて算定されるが，これは積み付け高さに依存することとなる．
スクリュー軸方向の力のつり合いを考えると，以下のように表現できる．

NGH ペレットはスクリュー軸に対し，スクリューのねじれ角とスクリュー壁面とペレットとの摩擦角分ずれた方向に押し1）
出される ．ここで，スクリューが 1 回転した際にスクリューの羽根間にあるペレットが全量払出された場合を基準として1.0 とした場合の効率をηとすると，ηは次の式で表現できる．

η＝cosα（cosα-μsinα） ……………………（ 1 ）ここで，α：スクリューのある外周点におけるリード角｛α＝tan−1（S/πD）｝
μ：スクリュー羽根表面とペレットの摩擦係数
これより，払出効率を考慮した払出量を以下のとおり設定する．

Q＝60π/4（D2 −d2）S・γ・V・ω・η ………（ 2 ）ここで，Q ：払出量

D ：スクリュー根元部における羽根の外径
d ：スクリュー根元部における軸径
S ：スクリュー根元部の羽根の間隔
γ ：ペレット単体の比重V ：ある圧密下におけるペレットの充填率
ω ：スクリューの回転数（rpm）
η ：払出効率
4.2.2 簡易所要動力算定方法の提案
一般にスクリューフィーダ等においては，フィーダ内部にある内容物の重量を時間当たりの運搬距離から算定することが可能である．ところで，本払出システムの場合，スクリューにはその上部に積まれたペレットの自重が作用するため，必
要動力は積み込み高さの影響を受けると考えられる．そこで，
16

fδ＝Ps・cosα−μ・Ps・sinα−μp・N・A1…………………………………………（ 3 ）ここでf δ ：スクリュー軸方向の力
μ ：スクリュー表面とペレットの摩擦係数
μp ：ペレット間の摩擦係数
A1 ：1 ピッチ当たりのスクリュー外径面の表面積
N ：スクリュー設置位置におけるペレット圧
Ps ：スクリューがペレットを押す力
α ：スクリューのある外周点におけるリード角
スクリューがペレットを軸方向へ運搬するための条件として fδ＝ 0 とすると，スクリューがペレットを押す力は以下のように設定できる．

Ps＝μp・N・A1/（cosα−μ・sinα）
スクリューの全ピッチにおいて Ps を積分し，払出量から単位時間当たりの運搬距離を算出し，上記 Ps より必要動力を算定することが可能となる．
スクリュー設置位置におけるペレット圧については，石炭貯蔵用サイロ等の設計に用いられる鉛直圧力式であるヤンセン（Janssen）式により算定する 2）．なお，円形断面に作用す
る内容物圧力は上下面，側面で異なるが，スクリュー中心位
置における鉛直及び水平圧力の平均値が一様に周方向に作用するものと仮定した．

天然ガスハイドレート（NGH）ペレット用貯蔵設備の開発

図 17 実験値と計算値の比較 : 所要動力
Comparison of Experimental and Calculation Values（Required Power）

図 16 実験値と計算値の比較 : 払出量
Comparison of Experimental and Calculation Values（Amount of Discharge）

4.2.3 計算値と実験値の比較
図 16 に払出量について計算値と実験値の比較及び図 17に所要動力の比較を示す．なお，積み付け高さの影響を調べるため，先述したペレットを使用した要素試験の条件下において，高さ 430…mm で実施した試験の結果も併記する．また，計算値において，ペレットの充填率は 55%，ペレットとス
クリュー面の摩擦係数は 0.1，ペレット間の摩擦角度は 46.4
度とした．これらは物性試験より得られたデータである．払
出量については，積み付け高さの影響がほとんどなく，計算値ともよく一致している．また，所要動力については，実験結果より明らかにその影響があることが確認でき，今回，提案した算定方法でほぼ模擬できることが分かった．

5.

まとめ

NGH ペレットの貯蔵設備の概要を示すとともに，その商業化実現に向け実施した閉塞解析及び払出試験の概要について紹介した．得られた知見を以下に示す．
①実際の NGH ペレットを使用して行った物性要素試験より得られた物性値を使用し，実機を想定した非線形の有限差分法による閉塞解析を実施した．

②積み付け高さの影響の確認
今回，実験室及び試験機の寸法の関係で積み付け高さが680…mm までの試験となった．今後，3…000…mm 程度まで積み付けが可能なように試験機を改造し，払出特性や所要動力を確認するとともに，算定式の妥当性について検証する．

7.

おわりに

今回，NGH ペレットを対象とした貯蔵設備について，閉塞解析及び払出装置の要素試験の結果から，その実現性が検証された．今後は，課題の一つである解析の妥当性を確認するとともに，閉塞が発生した場合の対応策について具体化していくことが重要と考える．
最後に今回の研究に際し，ご協力いただいた三井住友建設
株式会社及び株式会社三井三池製作所の各位に対し，ここに感謝の意を表する．

参

考

文

献

1）和久．ほか：リボンスクリュー式泥土圧シールドの②解析の結果より，自重にてセンターコーン上部付近におけ
排 土 機 構 解 明 に 関 す る 研 究， 土 木 学 会 論 文 集，574…
る固着ペレットが崩壊することが確認できた．
（1987-9），p.…97③スクリュー式下部払出装置のペレット払出特性を把握するた
2）容器構造設計指針・同解説，日本建築学会
めに縮小モデル試験機による，スクリュー仕様を変化させたパラメータ試験を実施し，その影響を把握することができた． 〔問い合わせ先〕④ペレット払出しのための払出量及び所要動力算定式を提案
事業開発本部 NGH プロジェクト室
し，実験結果と比較することで，その妥当性を検証した．
TEL…03−5202−3980 深沢 恵志

6.

今後の課題

①閉塞解析の妥当性の検討
今回の閉塞解析では，ペレットの払出しに従いセンター
コーン上部を中心として塑性領域が広がっていくことが分かった．固着ペレットは塑性すると自重により落下すると予想されるので，今後，崩落試験等を実施して実際の挙動を確認するとともに解析の妥当性を検証する．

深沢

恵志

加藤

秀治

17

三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

天然ガスハイドレート（NGH）輸送船の貨物倉内ガス化システムの開発
吉

野

亥三郎＊

中

田

崇＊＊＊

湯

浅

伸

哉＊＊＊

島

田

潔＊＊＊

大

石

剛

央＊＊＊

Development of Regasification System inside Cargo Holdof the Natural Gas Hydrate（NGH）Carrier
Isao YOSHINO, Takashi NAKATA, Shinya YUASA, Kiyoshi SHIMADA, Go OISHI    In the case of a failure of the mechanical unloading system of Natural Gas Hydrate（NGH）carrier in the cargohold, the NGH pellets stored in its cargo hold must be urgently gasified.  Gasification work is also required for NGH
regasification carrier that transports gas to onshore terminal after gasifying the pellets in the cargo hold.  For both
emergency regasification in NGH carrier and normal gasification work in NGH regasification carrier, the establishmentof safe and rapid regasification system for huge volume of NGH pellets in the hold is quite essential.
   For investigation of the regasification system, model test, modeling of calculation and simulation have been carriedout and a practical simulation program has been developed so as to study the full scale regasification system which
can analyze the freezing phenomenon expected in the full scale carrier.
三井造船では，天然ガスハイドレート（NGH）ペレットをばら積み貨物として運搬する機械式荷役方式の NGH 輸送船を開発してきた．その荷役装置が故障した場合，貨物倉内の NGH を緊急にガス化する必要がある．また，NGH を貨物
倉内でガス化し，ガスを直接陸上に送る NGH リガス船においては，貨物倉内ガス化が通常のオペレーションになる．このように，NGH 輸送船（機械式荷役方式船及びリガス船）の実現のためには，貨物倉内で大量の NGH を安全かつ迅速にガス化するシステムの開発が必要となる．
そこで，NGH ペレットのガス化試験を行い，貨物倉内のガス化時の凍結等の現象を解明すると共に，数値計算モデルを構築した．更に，その数値計算モデルを用いたシミュレーションプログラムを作成し，実船における凍結現象等を予測することにより，ガス化システムの検討を行った．また，これらの検討結果を用いて，NGH リガス船の概念設計を実施
した．

ガス機器室

積荷用コンベア
積荷用コンベア
分配用コンベア

積荷用シャトルコンベア
分配用コンベア

循環水タンク

ポンプ室，熱交換機室

循環水タンク（P）
循環水タンク（S）

図 1 NGH リガス船の一般配置図
General Arrangement of Regasification Carrier

＊
＊＊＊

18

三井造船ヨーロッパ株式会社
株式会社三井造船昭島研究所＊＊

船舶・艦艇事業本部

基本設計部

積荷用コンベア天然ガスハイドレート（NGH）輸送船の貨物倉内ガス化システムの開発

1.

緒言

天然ガスの新しい輸送媒体として天然ガスハイドレート（Natural Gas Hydrate：NGH）が注目されている．NGH は，
メタンなどの天然ガス分子が水分子に取り込まれた包接水和物であり，高いガスの包蔵性を有する．また，液化天然ガス（Liquefied Natural Gas：LNG）よりも製造が容易であり，かつ，大気圧下の穏やかな温度（約−20℃）で輸送・貯蔵できることから，1 000 〜 5 000 km 程度の中距離輸送の中小ガス田に対し，製造を含めたサプライチェーン全体において，
LNG よりも経済性が高いと考えられている 1）．
三井造船では，NGH の製造・貯蔵・輸送・利用について研究開発を進めており，NGH ペレットの海上輸送を担う NGH
輸送船について，NGH ペレットをばら積み貨物として運搬す
る機械式荷役方式船の開発を実施している 2）〜 5）．この NGH針である 6）．リガス船の場合にこの方式を適用すると，貨物倉を 5 MPa の高圧に耐えるように設計する必要があり，これは技術的にもコスト的にも困難である．そこで，機械式荷役方
式船の緊急時ガス化と同様に，リガス船では貨物倉内で NGH
ペレットをガス化し，その後昇圧する方式を採用することとした．貨物倉内ガス化方式についての詳しい検討は 5.1 に示す．
2.2 海水を熱源とするガス化
貨物倉内の NGH ペレットのガス化にあたって，CO2 削減
及び経済性の観点から化石燃料を使用せず，海水を熱源として考えることとした．すなわち，貨物倉内ガス化用循環水（清水）
を海水と熱交換することにより熱を供給する．NGH ペレッ

輸送船の荷役装置が貨物倉内で故障した場合，装置の修理を行うために，
該当貨物倉内の NGH ペレットを緊急にガス化し，貨物層内のガスを空気置換する必要がある．また，当社では，

トがガス化するとガスだけでなく水も生成する．この水には天然ガスが溶存しているが，循環水として使用されるため，海水と共に船外放出されることはない．
ガス化後の循環水は 0℃に近い温度になり，20℃程度の海水温を想定すると，海水との熱交換により循環水温度は十数度になる．このため，海水を熱源としたガス化においては，
比較的低温の循環水によりガス化を行う必要があり，NGH

機械式荷役方式船の他に，NGH ペレットを貨物倉内でガス化
し，ガスを直接陸上に送る船の開発も行っており，当社ではペレットの温度が約−20℃であるため，循環水や NGH ペレッ
ト分解水の凍結について考慮する必要がある．

これを“リガス船”と呼んでいる．このリガス船においては，
貨物倉内ガス化が通常のオペレーションになる．
しかし，貨物倉内で大量の NGH ペレットを安全かつ迅速にガス化する手法は解明されておらず，上記の機械式荷役方式
船の緊急時ガス化及びリガス船実現のために NGH ペレットの貨物倉内ガス化システムを確立させることが必要である．
本報では，このガス化システムの開発にあたって実施した，ガス化試験及びシミュレーションについて説明し，また，ガス化システムを搭載したリガス船の概念設計について紹介する．
2.

ガス化の基本的考え方

2.1 貨物倉内ガス化
当社の NGH サプライチェーンの検討においては，NGH ペレットからガス化された天然ガスは，需要家に 5 MPa の高圧

3.

貨物倉内ガス化試験

3.1 目的及び試験条件
安全かつ迅速な貨物倉内ガス化システムを確立するためには以下の知見が必須であり，これらのデータ取得を目的に貨物倉内ガス化試験を実施した．
①常圧下で貨物倉内の NGH ペレットを十数度の循環水によりガス化させる際の問題点の確認．
②実船に適用可能なガス化シミュレーションプログラムを作成する際に必要となる基礎データの取得．
本試験では NGH ペレットとして，メタンハイドレートペ
レットを使用した．本ペレットの形状は，
写真 1 に示すピロー型で，長さ約 25 mm，幅約 20 mm，厚さ約 16 mm である．

ガスで供給する計画とし，陸上ガス化装置の場合は，昇圧に動力・コストを掛けないように高圧容器内でガス化を行う方

これは当社の千葉事業所内に設置しているベンチスケール装置で製造されたものである．
貨物倉内壁温度を約−18℃に保つように，写真 2 に示す大写真 1 NGH ペレット
NGH Pellets

写真 2 大型簡易冷凍庫
Large Freezer for Model Test

19

三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

75

450

75

（a）管路 A 平面構成（b）管路 B 平面構成

写真 3 貨物倉模型（管路 A）
Hold Model（Pipe Line A）

図 3 給排水管の管路
Line of Supply and Discharge Pipes

図 2 貨物倉模型概略図
Sketch of Hold Model

写真 4 NGH ペレット投入後の貨物倉模型（管路 B）
Hold Model after Filling Pellets（Pipe Line B）

型簡易冷凍庫内で試験を実施した．写真 3 に示す貨物倉模型
は一辺が 600 mm の立方体であり，図 2 及び図 3 に示すように，下部に循環水用の給排水管を，上部にスプレー用給水管を設置した．また，NGH ペレット投入後の貨物倉模型の状
況を写真 4 に示す．
表 1 に代表的な試験条件を示す．循環水の方式として，「模

表 1 試験条件
Test Condition
ケース

方式

管路

ペレット重量
［kg］

充填率

循環水流量
［ℓ/s］

1

下部循環水

A

54.6

0.55

0.20

2

上部スプレー

B

51.6

0.52

0.20

3

下部循環水・
上部スプレ併用

A

50.8

0.54

0.20
0.20

型下部で給排水する方式（ケース 1）」，「貨物倉上部からスプレーし，模型下部から排水する方式（ケース 2）」及び「両者を組み合わせた方式（ケース 3）」の 3 通りの試験を実施した．
各循環水方式で給排水管の管路タイプについては，下部循
環水単独及びこれに上部スプレーを併用した場合は，流れの水温は熱電対により計測し，温度計測点は図 4 に示したとおりである．貨物倉模型内の熱電対は，水温が計測できる

ショートカットを防ぐため図 3 の管路 A を，上部スプレー
単独の場合は，貨物倉下部で平均的に熱交換するため管路 Bを採用した．
試験における計測項目を以下に示す．
・発生ガス流量・循環水入口流量，温度（給水タンク温度）
・循環水温度（模型内 9 箇所，出口配管 4 箇所）

レベルに設置した．
循環水は温度一定の給水タンクから給水し，排水は再循環させずに保管した．循環水は NGH ペレット融解の様子を観察するために赤色に着色した．
3.2. 試験結果及び考察
3.2.1 下部循環水方式（ケース 1）
下部循環水方式の試験結果を図 5 に示す．循環水は，ガ

20

天然ガスハイドレート（NGH）輸送船の貨物倉内ガス化システムの開発（a）管路 A（a）経過時間と水温の推移
排出ガス量

排出ガス量

（a）管路 B

排出ガス流量

排出給水流量

図 4 温度計測点
Points of Temperature Measurement（b）経過時間と給水流量及び排出ガス流量の推移
図 5 計測結果（ケース 1）
Test Result（Case 1）

写真 5 上部スプレー方式の試験状況
Hold Model during Test of Overhead Spray Method

観察された．トンネルの流路ができると伝熱面積が極端に小さくなり，熱交換効率が低下すると考えられる．
また，NGH ペレットの温度は約−20℃であるため，模型内壁への NGH ペレットの多少の固着は避けられず，この固着がトンネル形成を助長すると考えられる．したがって，下部循環水方式の場合，循環水の流量を適切に設定すると共に，
貨物倉壁面のペレット固着防止対策が必要になる．
3.2.2 上部スプレー方式（ケース 2）

スの排出が始まってから，平均 12ℓ/min で給水されており，測定開始から約 25 分でガスの排出量が減少するとともに，貨物倉模型内の水温も上昇した．本方式では，模型下部

上部スプレー方式の試験状況を写真 5 に示す．貨物倉模型内壁温度は約−18℃であるため，模型内壁への NGH ペレッ
トの多少の固着は避けられないが，上部スプレー方式はこの壁面の固着を防止する効果がある．実際，ケース 2 では側壁
周りの NGH ペレットから融解が進む様子が観察された．たの NGH ペレット融解後，直上のペレットが連続して崩落することによって安定的なガス化が達成できた．
下部循環水方式の場合，循環水の流速は速い方が熱伝達率は大きくなる．ケース 1 の試験条件では，熱伝達効果を示す
ヌセルト数（4.2 の式（6）参照）は 60 程度であるが，これは流速下では静止状態（ヌセルト数＝1）より 60 倍熱伝達率が増大することを意味する．すなわち，流水により熱伝達効果を飛躍的に向上させることができるため，この下部循環水方式はガス化を迅速に行う際に有効な方式であると言える．
しかし，ケース 1 より流速を速めたときに，NGH ペレット下

だし，側壁周りのペレットが全て融解されると，ペレット周りに流路が形成され，ケース 1 のトンネル形成と同様に，熱交換効率が低下した．
3.2.3 下部循環水・上部スプレー併用方式（ケース 3）
下部循環水・上部スプレー併用方式のケース 3 においては，下部でのトンネルの形成がなく，また，側壁周りの流路形成
後に上部スプレーの熱交換効率低下を下部循環水が補完し，長時間に渡り安定したガス化を継続することができた．一連の試験結果において，この方式は「下部循環水方式で発生する可能性のあるトンネル形成」や「上部スプレー方式におけ部にトンネルを形成し，ほとんど熱交換が行なわれない状況がる側壁流路形成後の熱交換効率低下」を避けることができ，
21

三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

最も有効な方式であった．
なお，実際の NGH ペレットの輸送では，輸送効率を高めるために，大きさの異なるペレットを混ぜて貨物倉に搭載す② ペレット内における熱伝導を無視し，氷及びペレットのることが計画されている．これを模擬するためにペレットに粉末状のハイドレートを混ぜて試験を行った結果，スプレー
水が凍結して流路を塞ぎ，水位が上昇する現象が観察された．
側壁周りに流路を形成する過程におけるこの凍結・閉塞現象
は，安全性上解決しなくてはならない問題である．この考察については，4.3 で補足する．
3.2.4 ガス流量
ケース 1 〜 3 の試験におけるガス流量の計測値と計算値の③ 循環水の凍結温度は一定とする．（別途実施した試験結比較を表 2 に示す．ここで，計算値は以下のように 2 通りの方法で推定した．この計算値α及びβの入熱量計算には，
試験結果より出口水温−2.5℃を使用した．
α：NGH が融解することなく，投入した熱量がガスの分離のみに作用する場合（使用ペレットの分解熱約90 kJ/kg）

表面温度は一定とする．
（別途実施した試験結果より，
氷及びペレットの表面温度を−4.0℃に設定した．
）
果より−3.0℃に設定した．）④ ペレットとの熱交換によって冷却された循環水が凍結温度になると，その熱移動量と同量の循環水が凍結し，循環水の温度は凍結温度になると仮定した．
⑤ 上部要素にペレットが存在する場合，分解及び移動したペレットと同体積分のペレットが，上部要素から落下すると仮定した．すなわち，要素内のペレット充填率は常に一定とする．
⑥ 同一要素内のペレットサイズは同一とする．
⑦ 船倉壁面の流れはスリップとする．
また，本計算おける数値計算アルゴリズムを以下に示し，計算フローを図 6 に示す．

β：投入した熱量が NGH の融解・ガス分離に作用する
場合（使用ペレットの分解熱約 430 kJ/kg，−20℃のNGH から出口水温の水が生成）
表 2 より，最大ガス流量計測値 M は， β の 1.5 〜 2 倍程
度の数値になっていることが分かる．また，図 5 において，定常状態で β に近い流量でガスが発生している．このことから，初期状態においては，ペレットの融解だけでなく，融解を伴わないガス分解があること及び定常状態では融解を伴ったガス分解が支配的になるものと考えられる．
4.

ガス化シミュレーション

4.1

計算の概要

2.2 に示したように，NGH ペレットガス化の検討においては，循環水や NGH ペレット分解水の凍結について考慮する必要がある．そこで，この凍結現象を考慮したシミュレー
ションプログラムを作成し，試験結果との比較から計算の妥
当性を確認し，更に，実船用の計算を実施してガス化システ
ムの検討に用いた．
計算は 3 次元差分法による数値計算とし，計算の仮定や境界条件を含め，以下の前提条件を設定した．
（前提条件）① NGH ペレット，水，氷及びガスの 4 相を考え，ガスを除く 3 相について差分法における微小セル内の充填率として各々の相をモデル化する．

表 2 ガス流量の計測値と計算値の比較
Comparison of Test Result and Calculation for Gas Flow Rate

22

ケース

入口
水温
T［℃］

最大ガス
流量計測値
M［m3/h］

ガス流量
計算値
α［m3/h］

ガス流量
計算値
β［m3/h］

1

12.5

18

61.0

12.5

2

14.6

32

69.5

13.2

3

13.9

55

133.3

28.9

図 6 計算フロー
Calculation Flow

天然ガスハイドレート（NGH）輸送船の貨物倉内ガス化システムの開発（数値計算アルゴリズム）① 計算条件の入力（要素分割，初期条件の設定等）② 境界条件の設定③ 各要素について，水位，圧力，流速，温度，ペレット分解，流水の凍結，氷の融解及びペレット挙動の計算
4.2 定式化
本プログラムの基礎式は，以下に示す 6 つの式である．計算により解くべき主な未知数は，x，y，z 方向の流水速度 u，v，w，液相率ε，流水の圧力 PW，局所水温 TW である．

∂ε
∂u
∂v
∂w
……（ 1 ）
＋
＋
＝
∂x
∂y
∂z
∂t

②運動方程式：

1 ∂u
1 ∂PW
ε ∂t ＝−ρW ∂x −β ………（ 2 ）
1 ∂v
1 ∂PW
ε ∂t ＝−ρW ∂y −β ………（ 3 ）
1 ∂w
1 ∂PW
ε ∂t ＝−ρW ∂z −β−g …（ 4 ）ここで， β は粒子充填層における圧力損失を表わす実験式（Ergun の式）であり，以下の式で表わされる．
2
μWU
（1−ε）
（1−ε） U ×｜U｜
β＝ 150＋ 1.753ε ρW d 2P
ε3
dP③エネルギー保存式（熱伝導方程式）
：

∂TW
∂TW
∂TW
∂TW
∂t ＋u ∂x ＋v ∂y ＋w ∂z＝g：重力加速度U：平均流速（U ＝ε u ＋ v ＋ w ）

2

2

2

ε ：液相率εp ：NGH ペレット相率④ ②と③を繰り返し計算①連続の式：

u，v，w：x，y，z 方向流水速度

（

λW
∂2TW
∂2TW
∂2TW
2 ＋
2 ＋
ρWCpW ∂x∂y∂z2）………（ 5 ）④分解速度式：

6εp NuλW∂ε＝ d d ρ dE （TW−TP）…………………（ 6 ）∂t
P0 P Pm

ここで，Nu ＝ CRep （ヌセルト数）

ρW
Rep ＝ dPU μ （レイノルズ数）
W

−0.22

C ＝ 1.3Pη

− 0.06m ＝ 0.55Pη

NGH ペレットの分解速度式は，ペレットサイズ一定の条件
で田中等 7）により提案されているが，式（6）は融解によりペレッ
トが小さくなる影響を考慮して田中等の式を修正したものである．なお，
ヌセルト数は，
本実験結果から推定した実験式である．
式（1）〜式（6）の基礎式に使用している変数は，以下の通りである．

TW ：局所水温TP ：ペレット表面温度
dP0 ：初期ペレット直径
dP ：ペレット直径
PW ：流水圧力
Pη ：静圧ρW ：流水の密度
ρP ：ペレットの密度
μW ：流水の粘性係数λP ：ペレットの熱伝導率
λW ：流水の熱伝導率
CpP ：ペレットの比熱容量
CpW ：流水の比熱容量
dE ：ペレットの分解潜熱
4.3

計算結果

4.3.1 模型試験と計算結果の比較
シミュレーションプログラムの妥当性を評価するために，試験結果と数値計算結果の比較を行った．
図 7 に，ケース 1 における水温変化及び分解ガス流量（瞬時値）の時系列データを示す．ここで，以下のように循環水の上流側から上流，中流，下流とした．
上流温度：計測点 2，3，4 の平均値（図 4 参照）
中流温度：計測点 5，6，7 の平均値
下流温度：計測点 8，9，10 の平均値
模型試験において安定したガス化が行われたケース 1 の水
温及び分解ガス流量共に，試験結果と計算結果は良く一致している．なお，この試験においては，ほとんど凍結現象が観察されず，計算においても凍結は見られなかった．
一方，模型底部にトンネルが形成された試験（下部循環水方式）や模型側面に流路が形成された試験（上部スプレー方式）の結果に対しては，試験結果と計算結果に差異が生じた．
この差異の原因として，計算では流路及びガス化状況が常時一定で理想的な流れであるのに対し，試験ではトンネルや模型壁面あるいは，底面近傍の流路形成等により，不均一な流れになっていたことが考えられる．
4.3.2 実船の計算
模型レベルの計算においては顕著な凍結は発生しなかったが，冷熱量の大きな実船においては模型試験以上に顕著な凍結現象が見込まれる．そこで，投入した水がどのような状況で凍結するのかを確認し，凍結しない状況を探って適切な貨
23

三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集（a）経過時間と上流温度の推移（b）経過時間と中流温度の推移（c）経過時間と下流温度の推移（d）経過時間と排出ガス流量の推移

図 7 試験と計算結果の比較（ケース 1）
Comparison of Test Result and Calculation（Case 1）

物倉内ガス化方式を選定するために，実船におけるガス化シ
ミュレーションを実施した．
以下に主な計算結果を示す．
（1）下部循環水方式
・小流量（ガス化日数 10 日相当）の場合，急激に水位が上昇することもなく，安定したガス化が行われた．
・大流量（ガス化日数 2 日相当）の場合，大量の循環水が流れてペレットが急激に分解されるが，同時に循環水が凍結し，徐々に空隙率が減少することで水位が異常に上昇した．
（2）上部スプレー方式
・小流量（ガス化日数 10 日相当）の場合，計算開始後急
激に凍結量が増加するが，徐々に融解し，水位が大きく上昇することもなく，安定したガス化が行われた．
・大流量（ガス化日数 2 日相当）の場合，スプレー開始
直後に凍結が起こりやすくなるが，別途流路を確保す
れば小流量時と同様に安定したガス化が行われた．
4.3.3 シミュレーションの課題
4.3.2 に示した計算結果により，上部スプレー方式単独，
または，これに下部循環水方式を組み合わせた方法により実用的なガス化が可能であることが明らかになった．凍結現象についても模擬できるが，実船でのシミュレーションを考え
24

ると，以下の課題が考えられ，「氷が付着した NGH ペレットの特性」を模擬する必要があると考えられる．
・本計算では NGH ペレットと水の熱交換により凍結を模擬しているが，実際は NGH ペレットの周りに氷が付着するため，ペレット表面の伝熱状況が変化する．
・凍結は発熱現象であるため，本計算では凍結が進展するほど NGH ペレットのガス化が進行する．これは熱力学上発生し得る現象であるが，NGH ペレットの周りに氷が付着すると，この氷はガス化を阻害する方向に作用すると推測される．

5.

リガス船の概念設計

5.1

再ガス化方式の検討

2.1 で示したように，ガスの需要地では 5 MPa の高圧ガスを需要家に供給する計画である．そこで，リガス船のガス化方式として以下の 3 通りを想定した．
① 貨物倉内常圧ガス化（ガス化後昇圧）② 貨物倉内中圧ガス化（貨物倉内で約 0.4 MPa（G）程度の中圧でガス化後昇圧）③ 高圧ガス化装置によるガス化（昇圧装置不要）①は装置の CAPEX（投資コスト）を抑えることができる
が，昇圧に要する OPEX（オペレーションコスト）が大きく

天然ガスハイドレート（NGH）輸送船の貨物倉内ガス化システムの開発
表 3 リガス船ガス化方式のケーススタディ結果
Case Study of Regasification Method for Regasification Carrier
ケース
ガス化方式

1

2

3

貨物倉内
常圧ガス化

4

貨物倉内
中圧ガス化

ガス化の場所

貨物倉

昇圧コンプレッサ

陸上
陸上（常圧→ 5…MPa） （0.4 → 5…MPa）

5

6

表 4 リガス船の主要目
Principal Particulars of Regasification Carrier
垂線間長［m］

Lpp

250.0

高圧ガス化装置
によるガス化

幅［m］

B

42.0

深さ［m］

D

22.5

船上

喫水［m］

d

11.0

貨物積載量［t］

Cargo…DW

約 57…000

なし

荷役日数

2

10

2

10

2

輸送船隻数

8

11

8

11

8

10
11

ライフサイクルコスト比率

109％

116％

100％

114％

116％

104％

参
なる．一方，③については，昇圧コストは不要であるが，高圧ガス化装置及びこの装置に NGH ペレットを搬送する機械式荷役装置の CAPEX が大きくなる．
また，ガス化日数として 2 日と 10 日を想定した．ガス化
日数 2 日の場合，昇圧用コンプレッサの CAPEX は大きくなるが，船の必要隻数を減らすことができる．一方，ガス化
日数 10 日の場合は，この逆となる．
サプライチェーンの検討条件 6）を以下のように設定し，上記①〜②のガス化方式及びガス化日数をパラメータとしてライフサイクルコストのケーススタディを行った．
（サプライチェーン検討条件）
・年間ガス輸送量 ：100 万 t
・輸送距離：2…600…M（海里）・輸送船貨物重量 ：約 57…000…t
この検討条件においては，表 3 に示すように，20 年間の
OPEX を含めたライフサイクルコストは，ケース 3 の「貨物倉内中圧ガス化，ガス化日数 2 日」が最適となる．
5.2 概念設計
5.1 の検討結果より，「貨物倉内中圧ガス化，ガス化日数 2日」を採用し，ガス化方式としては，下部循環水方式と上部
スプレー方式を組み合わせた方法を想定して，リガス船の概念設計を行った．主要目を表 4 に，
一般配置図を図 1 に示す．
貨物倉は NGH ペレットの他に，バラスト航海時には分解水を搭載する．この分解水をガス供給地に輸送して NGH 製
造に使用する計画である．また，最初の貨物倉をガス化する

考

文

献

1）J.S.…Gudmundsson,…et…al.：Frozen…hydrate…for…transport…
of… natural… gas,… Proceedings… of… 2nd… International…
Conference…on…Gas…Hydrate,…（1996），p.…4152）T.… Takaoki,… et… al.：Use… of… Hydrate… Pellets… for…
Transportation…of…Natural…Gas…–…I,…Proceedings…of…the…
Fourth… International… Conference… on… Gas… Hydrates,……
（2002），p.…982
3）T.… Nakata,… et… al.：STUDY… OF… NATURAL… GAS…
HYDRATE（NGH）CARRIER−,…ICGH…6,（2008）
4）中田．ほか：天然ガスハイドレート（NGH）輸送船の開発，三井造船技報，198（2009-10），p.…75）吉野．ほか：NGH 輸送船の開発，第 1 回メタンハイド
レート総合シンポジウム，（2010），p.…1016）野上．ほか：天然ガスハイドレート（NGH）海上輸送
チェーンの事業性調査，三井造船技報，198（2009-10），p.…17）田中．ほか：強制対流下におけるハイドレートペレッ
ト充填層の熱伝達特性，第 28 回エネルギー・資源学会
研究発表会講演論文集，（2009）〔問い合わせ先〕
船舶･艦艇事業本部 基本設計部
TEL…03−5202−3528 湯浅 伸哉

ときに分解水（循環水）を一時保管するタンクが必要になるため，貨物倉後部に循環水タンクを設置した．
6.

結言

機械式荷役方式船の緊急時ガス化及びリガス船の通常ガス化検討のために，ガス化試験，計算モデル化及びシミュレー
ションを実施し，凍結現象を含めた実船のガス化システム検討に用いることができる実用的なシミュレーションプログラ
ムを作成した．また，これらの検討結果を用いてリガス船の概念設計を行った．今後は，4.3.3 に示した課題を解決するた
めに，模型試験で凍結現象を確認し，この成果を反映してシ
ミュレーションモデルをブラッシュアップすると共に，より
安全かつ迅速なガス化システムを構築する計画である．

吉野亥三郎

島田

中田

崇

潔

大石

湯浅

伸哉

剛央

25

三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

混合ガスハイドレートペレットのラマン分光による
局所構造分析
三

町

博

子＊

伊

藤

岩

崎

真

人＊＊

高

橋

正

浩＊

徹＊＊

佐

野

健

一＊

Analysis of Local Structure of Mixed Gas Hydrate Pellets
by Raman Spectroscopy
Hiroko MIMACHI, Masato ITO, Masahiro TAKAHASHI, Toru IWASAKI, Ken’ichi SANO
It is necessary to establish the analytical method of investigating into the hydrate quality for the new gas transportsystem using natural gas hydrate（NGH）pellets.
In this report, distribution of crystal structure and gas composition in local parts of the mixed hydrate pellets ofsimulated natural gas composed of methane, ethane and propane are revealed by means of Raman mapping. Crystal
structure of pellet formed at 281 K has proved to be structure II on the basis of the proportion of occupied cages:
small cage: large cage ＝ 2：1. Meanwhile, the pellet formed at 278 K shows some spread toward the straight line
representing structure I ratio, which suggests that both structure I and structure II exist in this sample. Furthermore,
the pellet formed at 281 K has been more stable than that formed at 278 K under 253 K storage condition. It indicatesthat the former has higher quality than the latter.

メタン，エタン及びプロパンの天然ガスハイドレート（NGH）ペレットによる天然ガス輸送システムの実現に向け，ハイドレート品質の把握に必要な分析法は，確立すべき重要技術の一つである．
本報では，天然ガスを模擬したメタン，エタン及びプロパン混合ガスからハイドレートペレットを製造し，ラマンマッピン
グ測定によりハイドレートの局所結晶構造と局所ガス組成を明らかにした．その結果，生成温度 281 K では包蔵ガスの小（S）
ケージと大（L）ケージの存在比が 2 対 1 であることから結晶構造 II 型のハイドレートが生成しており，生成温度 278 K では小（S）ケージと中（M）ケージの比が構造 I 型に近づく部位も見られたことから，
構造 I 型と II 型が混在していることが分かった．また，253 K の貯蔵では，281 K で生成したペレットの方が分解は少なく，より高品質なペレットであることが示された．

メタンの
図 1 混合ガスハイドレートのケージ占有性
Proportion of Occupied Cages about Mixed Gas Hydrates

＊

26

技術本部

千葉技術開発センター

図 2 構造Ⅰ型とⅡ型の結晶を構成するケージのモデル
Cage Models Constructing Crystal Unit Structure ⅠandⅡ

＊＊

技術本部

技術総括部

混合ガスハイドレートペレットのラマン分光による局所構造分析

1.

はじめに

天然ガスハイドレート（Natural Gas Hydrate：NGH）は，メタン，エタン，プロパンなどの天然ガス分子が，水分子によって形成された多面体のケージに取り込まれた包接水和物であり，優れたガス包蔵性を持つと共に，ペレット状の NGH は自己保存性によって温和な条件でガスを輸送・貯蔵できることを特長とする．この特性を利用して，ペレット状の NGH を新しいガスの輸送・貯蔵媒体として用いる天然ガス輸送システムの開発が行われている 1）．
ここで，自己保存性とは，氷点下の温度領域においてハイ
ドレートの分解する圧力条件であっても分解が抑制され，準安定にハイドレートとして存在する特性である．例えば，大気圧下では，
メタンハイドレートは 193 K 以下で安定であるが，メタンハイドレートペレットは 253 K 前後で準安定に存在する．しかし，分解挙動は，貯蔵条件によって異なることはもちろん，ハイドレートの原料となるガスや水に含まれる成分
によっても変化する 2）〜 4）．
一成分のガスを包蔵するハイドレートの生成条件や結晶構造などは既によく調べられているが，NGH のような複数成分のガスを包蔵するハイドレートに関する知見は，未だ十分ではない．また，NGH 製造プロセスにおいては，NGH の生成
圧力における生成分解平衡温度と生成温度との差である過冷
却度を大きく取る方が生成速度を速めるために有利である 5）．
しかし，この過冷却度が NGH の微細構造や貯蔵性にどのような影響を与えるかは明らかになっていない．

して 5.4 MPa まで加圧した．反応器内を 278 K 又は 281 K に冷却して撹拌し，ハイドレートスラリーを生成した．ハイド
レートの生成に伴い圧力が低下するため，5.4 MPa を維持するように，混合ガスを適宜追加した．生成したスラリーをペレタイザーに送り，φ33 mm，長さ約 40 mm，重量約 30 gの混合ガスハイドレートの円柱状ペレットを作製した．続いて，ペレットを 253 K に冷却後，大気圧に減圧して取り出した．円柱状ペレットサンプルを写真 1 に示す．

3. 混合ガスハイドレートペレットのラマン分光分析
3.1 ハイドレートの結晶構造
ラマン分光分析では，ケージを占有するガスの種類を同定することができる．ハイドレートを構成するケージは，表 1に示すとおりである．5 角形 12 面からなる 12 面体（512）を S
ケージ，5 角形 12 面と 6 角形 2 面からなる 14 面体（51262）を
M ケージ，5 角形 12 面と 6 角形 4 面からなる 16 面体（51264）
を L ケージと呼び，これらで構成された結晶構造には，構造I 型，
構造 II 型がある．前者は 2 個の S ケージと 6 個の M ケージから構成され，後者は 16 個の S ケージと 8 個の L ケージで構成されているため，それぞれの単位格子は取り込めるガスの種類や数が異なる．例えば，メタン（CH4）は S，M 及びL のケージを占有するが，エタン（C2H6）は M と L ケージを，プロパン（C3H8）は L ケージを占有する．なお，エタンは数十MPa 以上の高圧条件下では S ケージも占有するとの報告があるが，本報ではハイドレート製造圧力が低いため，エタン及びプロパンは S ケージを占有しないとした 6），7）．

そこで，天然ガスを模擬したメタン，エタン及びプロパンから成る混合ガスを用い，過冷却度の異なる生成条件においてハイドレートペレットを製造し，ラマン分光分析及び貯蔵試験を行った．更に，その分析から得られたガスの分布状態，
結晶構造及び貯蔵中の分解特性との関連を検討した．

2.

円柱状ハイドレートペレットサンプルの作製

ハイドレートペレットは，図 3 に示す半回分式製造装置
で以下のとおり作製した．ステンレス鋼製の容量約 1ℓの反応器に精製水（KOGA Chemical Mfg Co., Ltd.）約 0.7ℓを入れ，メタンガスを供給して 4.5 MPa まで加圧後，メタン，エタン及びプロパンの組成比が 90 対 6 対 4 の混合ガスを供給

写真 1 メタン，エタン，
プロパン混合ガスハイドレートの円柱状ペレットサンプル
Cylindrical Pellet Sample of CH4-C2H6 -C3H8 Mixed Gas Hydrate

表1

構造 I 型、構造 II 型を構成するケージ
Cages of Structure-I and -II

構造
混合

図 3 半回分式ハイドレートペレット製造装置
Scheme of the Formation Equipment of Semibatch System for Hydrate Pellet

I型

II 型

ケージ

5

12

12 2

5 6

5

12

51264

ケージの名称S

M

S

L

単位格子を構成するケージの数

2

6

16

8

ケージ内部の空隙直径（nm）

0.51

0.58

0.50

0.67

占有するガス

CH4

CH4
C2H6

CH4

CH4
C2H6
C3H8

27

三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

3.2 顕微ラマン分光による局所ガス組成の分析
日本分光株式会社製の顕微レーザラマン分光光度計
NRS-1000 によりラマン分光分析を行った．光源は，波長発振出力 35 mW の Ar レーザである．分析のため，
514.5 nm，
図 4 のように円柱状ペレットを粒径 1 〜 2 mm の大きさに削ってサンプルを調整した．また，分解を防ぐため，液体窒
素流通による冷却ステージを用いて計測中の温度を 183 K に保持した．1 サンプルにつき，XY 平面上の 8 μm × 22 μm
四方をステップ幅 2 μm でスキャンし，60 点のデータ取得を基本として，更に広い範囲の測定も行い，ガス組成の分布を解析した．なお，観察サンプルの方向は，円柱状ペレットの元の方向とは対応しない．
図 5 と図 6 は，ペレットサンプルの C-H 伸縮振動モード領域のラマン分光スペクトルである．生成温度が 278 K と 281 Kのハイドレートサンプルは，共に六つのピークが観測された．
これらはハイドレートにメタン，エタン及びプロパンが取り込まれていることを示しており，各々のピークにおけるガスの種類と包蔵されたケージは図 5 に示すとおりである 8），9）．
また，278 K で生成したサンプルでは，図 6 に示すように計測箇所によって変化が見られた．Y が零の原点では図 5ンシフトと強度を基に，3.2 で得られた混合ガスハイドレートのラマンスペクトルをローレンツ関数でカーブフィッティング
して分離した．それらのピーク面積と，組成既知の混合ガス
ハイドレートのピーク面積との直接比較によって各ガスの各
ケージの占有量を求めた 11）．表 1 に示したように，結晶構造によって，ケージの種類や数が異なるため，ガスに占有された各ケージの比率から，結晶構造を推定することができる．
検討結果を図 1 に示す．同図では，単位格子を構成する
ケージ全体を 1 として，横軸は S ケージをメタンが占有している割合，縦軸は L ケージ又は M ケージをメタン，エタン
及びプロパンのいずれかが占有している割合とした．すなわち，
構造 I 型は S ケージと M ケージの比は 2 対 6 であるため，全てのケージをガスが占有している場合，図上では四角形で表した点（0.25，0.75）に位置する．同様に，構造 II 型の場合は，
S ケージと L ケージの比は 16 対 8 であるため，三角形で表した点（0.67，0.33）になる．また，原点とこれらの点を結んだ直線上にデータが位置するときは，各々の構造のケージ存在比と同じ割合で各ケージが占有されていることを示す．
281 K で生成したサンプルは，
傾き 0.5 の直線に沿っており，
構造 II 型と同じケージ存在比でハイドレートが生成したこと同様の六つのピークが見られたが，Y が 22 μm 以上の位置では最も大きな二つのピークの強度が逆転した．そして，
同サンプルの別の部位からは，図 6 の a）のように純粋なメ
タンハイドレートの存在を示すスペクトルが得られた 10）．
278 K においては，メタンガス分圧がこの温度におけるメタ
ンハイドレートの平衡圧力より高いため，部分的にメタンハとが確認された．すなわち，構造 II 型のみからなるハイドレー
トを生成したと言える．なお，全てのケージが占有されている場合に比べて値が小さいが，これは必ずしも空のケージをイドレートの生成が起こったと考えられる．
3.3 混合ガスハイドレートペレットの結晶構造
2 900 cm− 1 付近に複数の C-H 伸縮振動によるピークを持つ
メタン，エタン及びプロパンの単一組成ハイドレートのラマ

がりが見られ，構造 II 型に少量の構造 I 型が混在していることが示唆された．

（相対値）

（相対値）

図 4 ラマン分光分析サンプルの調製
Sample Preparation for Raman Spectroscopic Analysis

意味するものではなく，共存する氷のラマン散乱光による影
響によるものと考えられる．一方，278 K で生成したサンプ
ルでは，傾き 3，すなわち構造 I 型を示す直線に向かって広281 K で生成した混合ガスハイドレートのC-H 伸縮振動モードラマンスペクトル
Representative Raman Spectra for C-H Stretching Modeof Mixed Gas Hydrate Formed at 281 K
図5

28278 K で生成した混合ガスハイドレートのC-H 伸縮振動モードラマンスペクトル
Representative Raman Spectra for C-H Stretching Modeof Mixed Gas Hydrate Formed at 278 K
図6

混合ガスハイドレートペレットのラマン分光による局所構造分析
3.4 局所ガス組成分布3.3 で得られた各ガスのケージ占有量から，ガス組成を算出してマッピングすると，図 7 〜図 12 のように表される．
特に，図 7 では，Y ＝ 20 μm に近づくにつれて，メタン濃度が高まる傾向が顕著に見られた．
これらの図より，ラマン分光分析から局所的なガス組成分
布が得られ，ミクロな視点でサンプルの均質性を把握することが可能になった．

4.

分解特性

の貯蔵期間を考慮して 14 日とした．
281 K で生成したサンプルは計測 1 日後には約 0.5% の包蔵ガスが減少したが，それ以降は減少が見られず，2 週間後も同値であった．一方，278 K で生成したサンプルは，計測期間中包蔵ガスが減少し続け，2 週間後には 1% 以上のガスが減少した．また，その後もガスが減少を続ける傾向が見られた．したがって，貯蔵期間が 1 週間以上の長期に亘る場合，より過冷却度の小さい生成温度にする方が貯蔵性の良いサン
プルが得られることが分かった．
ラマン分光分析結果より，278 K で生成したサンプルは構
造 I 型と構造 II 型が混在して分解が継続するが，281 K で生成したサンプルは構造 II 型で構成され，より安定性に優れて

2. に従って作製したペレットサンプルの大気圧下，253 Kにおける分解計測結果を表 2 に示す．計測開始時のガス包
蔵量を 100% として，任意時間ごとの重量計測によって，分解量を把握した 12）．計測時間は，天然ガス輸送システムでいると言える．
構造 I 型と構造 II 型が混合している場合，構造 I 型のメタ

図 7 278 K で生成した混合ガスハイドレートペレットのメタン分布
Methane Composition Map of Mixed Gas Hydrate Pellet formed at 278 K

図 8 281 K で生成した混合ガスハイドレートペレットのメタン分布
Methane Composition Map of Mixed Gas Hydrate Pellet formed at 281 K

図 9 278 K で生成した混合ガスハイドレートペレットのエタン分布
Ethane Composition Map of Mixed Gas Hydrate Pellet formed at 278 K

図 10 281 K で生成した混合ガスハイドレートペレットのエタン分布
Ethane Composition Map of Mixed Gas Hydrate Pellet formed at 281 K

図 11 278 Kで生成した混合ガスハイドレートペレットのプロパン分布
Propane Composition Map of Mixed Gas Hydrate Pellet formed at 278 K

図 12 281 Kで生成した混合ガスハイドレートペレットのプロパン分布
Propane Composition Map of Mixed Gas Hydrate Pellet formed at 281 K

29三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

表 2 混合ガスハイドレートペレットの大気圧下 253…K における分解挙動
Decomposition Behavior at 253 K of Mixed Gas Hydrate Pellets
生成温度 278…K

生成温度 281…K

０〜１日後までの平均分解速度

計測限界以下0.51%…/…d１〜 14 日後までの平均分解速度

0.08%…/…d

計測限界以下０〜 14 日後までの平均分解速度

0.08%…/…d

0.04%…/…d

14 日後のガス残存率

98.89%

99.49%…2）… H.… Sato,… et… al.：Preservation… of… Methane… Hydrates…
Prepured… from… Dilute… Electrolyte… Solutions,… Int.… J.…
Chem.…Eng.,…Article…ID…843274,（2009）,…p.…1…3）… G.… Zhang,… et… al.：Ultra-stability… of… gas… hydrates… at…
1…atm…and…268.2…K,…Chem.…Eng.…Sci.,…63（2008）,…p.…2066…4）… S.…Takeya,…et…al.：Dissociation…Behavior…of…Clathrate…
H y d r a t e s… t o… I c e… a n d… D e p e n d e n c e… o n… G u e s t…
Molecules,…Angew.…Chem.…Int.…Ed.,…47（2008）,…p.…1276…5）… 加藤．ほか：天然ガスハイドレートの生成特性に関する実験的研究，三井造船技報，175（2002-2），p.…1…6）… K.… Morita,… et… al.：Structure… and… Stability… of… Ethane…
Hydrate…Crystal,…Fluid…Phase…Equilibria.…169（2000）,…p.…167

ンハイドレートと構造 II 型の混合ガスハイドレートの混合物と仮定し，Sloan らの方法（平衡シミュレーションソフト
CSMHYD）13）を用いて計算すると，構造 I 型ハイドレートの253…K における平衡圧力は 1.4…MPa であるのに対し，構造 II型ハイドレート（例えば包蔵ガスのメタン，エタン及びプロパンの比が 84 対 10 対 6）ではそれよりも 0.3…MPa 程度低い．
このように，構造 II 型ハイドレートは平衡圧力と貯蔵条件の圧力との差が構造 I 型に比べて小さい．したがって，構造 II型のみで構成される場合に分解しにくい要因は，第一義的には，その圧力差に起因する分解の推進力が小さいことによると考えられるが，その他の要因もあるのではないかと検討を進めている．

5.

おわりにメタン，エタン及びプロパンからなる混合ガスを用いてハイドレートを生成し，ラマン分光分析を行った結果，生成温度 281…K の場合は構造 II 型の結晶となり，278…K の場合は構造 I 型と構造 II 型が混在することが分かった．また，前者を大気圧下 253…K で貯蔵すると，1 日後から 2 週間の間，分解が進まず，後者に比べて安定であった．すなわち，過冷却度…7）… E.…D.…Sloan…Jr.：Clathrate…Hydrates…of…Natural…Gases,（1998）,…p.…53,…Marcel…Dekker,…Inc.
…8）… S.… Hashimoto,… et… al.：Isothermal… Phase… Equilibria…
for… Methane… +… Ethane… +… Water… Ternary… System…
Containing…Gas…Hydrates,…The…Open…Thermodynamics…
Journal,…2（2008）,…p.…100…9）… T.… Uchida,… et… al.：Two-Step… Formation… of… MethanePropane… Mixed… Gas… Hydrates… in… a… Batch-Type…
Reactor,…AIChE…J.,…50（2004）,…p.…51810）…A.… K.… Sum,… et… al.：Measurement… of… Clathrate… Hydrates…
via…Raman…Spectroscopy,…J.…Phys.…Chem.…B,…101（1997）
,…p.…
7371
11）…T.…Makino,…et…al.：Isothermal…Phase…Equilibria…and…Cage…
Occupancies…for…CH4+CHF3…Mixed-Gas…Hydrate…System,…
The…Open…Thermodynamics…Journal,…2（2008）,…p.…1712）…岩崎．ほか：天然ガスハイドレートペレットの自己保存性に関する研究，三井造船技報，187（2006-2），p.…1513）…E.…D.…Sloan…Jr.：Clathrate…Hydrates…of…Natural…Gases,…
（1998）,…p.…602,…Marcel…Dekker,…Inc.

の小さい 281…K で生成する方がハイドレートの安定性は高く， 〔問い合わせ先〕
その要因の一つとして結晶全体が構造 II 型のみから構成さ技術本部 千葉技術開発センター
れ，均質であることが挙げられる．同時に，ラマン分光分析
TEL…0436−41−1930 三町 博子
によって，ガス組成の均質性をμm オーダで把握することが可能となった．このように，微細構造からペレットの安定性や均質性を評価できる技術は，NGH ペレットによる天然ガ
ス輸送システムの開発に大きく寄与し，今後の事業化を支えるものとなる．
最後に，本研究を進めるに当たり，ラマン分光分析装置による計測・解析・評価について多大なるご指導と，全般に亘る有益なご助言を頂いた大阪大学の大垣一成教授，佐藤博准教授，菅原武助教に深く感謝の意を表する．

参

考

文

博子

伊藤

真人

高橋

献

…1）… 松尾．ほか：NGH…PDU の運転研究（第 1 報）…
− NGH による天然ガス輸送システムの実証−，三井
造船技報，181（2004-2），p.…50
30

三町

岩崎

徹

佐野

健一

正浩

ハイドレート技術小特集

三井造船技報 No. 203（2011-7）

CO2 分離回収へのハイドレート技術の適用
宮

川

満＊

松

尾

和

芳＊

櫻

井

聡一郎＊

酒

井

正

和＊＊

Application of Gas Hydrate Technology to CO2 Separation and Capture
Mitsuru MIYAGAWA, Kazuyoshi MATSUO, Souichiro SAKURAI, Masakazu SAKAI
Carbon dioxide（CO2）separation and capture technology is one of the effective methods to reduce CO2 emissions.
Mitui Engineering & Shipbuilding Co.,Ltd. is now developing an inovative system of transport and storage of natural
gas in a form of gas hydrate. In this paper, we report on an application possibility of the gas hydrate technology to
CO2 separation and capture from shifted syngas in IGCC（Integrated coal gasification Combined Cycle）process.
We studied an optimizing process combined hydrate formation and CO2 dissolution by simulation considering energy
recovery. The simulation results has indicated that the total energy consumption including re-compression energyof recovery CO2 is 170 kWh/ton-CO2 in case of 90% CO2 recovery rate from raw gas witch consists of hydrogen andCO2. This result has shown that our process can separate and recover CO2 with lower cost than existing technologies.
Furthermore, we confirmed the fundamental principle of CO2 separation and the effectiveness of the above combined
process, by carrying out the experiments using a continuous-type test apparatus with a mixed gas.
温室効果ガスである二酸化炭素（CO2）を削減する有力な手段の一つに CO2 分離回収・貯留技術がある．三井造船では，
ガスハイドレートによる天然ガスの輸送・貯蔵システムの開発を行っており，本報では，このハイドレート技術の活用として石炭ガス化複合発電（IGCC）設備中間工程排ガスの分離回収プロセスへの適用可能性について報告する．
ハイドレート生成と CO2 溶解を組み合わせたプロセスの最適化を，動力回収を含めたシミュレーションにより検討した．
その結果，H2 と CO2 の混合ガスである対象排ガスからの CO2 回収率を 90％とした場合に，回収ガスの再昇圧動力を含めた全所要エネルギーは 170 kWh/t−CO2 で，従来技術よりも低コストで CO2 の分離回収が可能なことが分かった．更に，連続式試験装置にて模擬ガスを用いた CO2 分離回収試験を行い，ハイドレートによる CO2 分離回収の基本原理及び CO2
溶解との組合せプロセスの有効性を確認した．

図1

＊

技術本部

千葉技術開発センター

石炭ガス化複合発電（IGCC）設備向け CO2 分離回収プロセスの一例
Example of CO2 Separation Process flow for IGCC

＊＊

経営企画部

31

三井造船技報 No. 203（2011-7）

1.

ハイドレート技術小特集

はじめに

近年，開発途上国の経済成長に伴うエネルギー需要の増大により温室効果ガスの一つである二酸化炭素（CO2）排出量が増大し，気候変動に対する脅威に注目が集まっている．CO2
排出量の大幅な削減のためには，電力部門での脱炭素化が極めて重要であり，特に CO2 排出量が多い化石燃料による発電

一方，H2 は，氷点温度付近において 100 〜 360…MPa の圧力範囲でハイドレートとして存在することが報告されており 4），H2 と CO2 の混合ガス系においてはハイドレートの生成しやすさの差が非常に大きく，他の混合ガス系に比べて，容易に CO2 を分離回収することができる．

CCS）技術を導入しなければならないとされている 1）．
三井造船では，ガスハイドレートによる天然ガスの輸送・貯蔵システムの開発を行っている 2），3）．現在，そのハイドレー

2.2 対象ガスの選定
ハイドレートによる CO2 分離回収技術を混合ガスに適用する場合には，CO2 以外のガスがハイドレートを生成しにくいガスで構成されていること，対象ガス中の CO2 ガス分圧が高いことが，所要エネルギーの観点から重要な要素である．
表 1 に CCS の適用が検討されている様々な CO2 の大規模ト技術を活用し，ハイドレートによる CO2 分離回収技術を開発中である．本報では，ハイドレートによる CO2 分離回収プ

排出源を示す 5）．対象ガスに含まれる CO2 以外のガス成分の視点では，N2 との混合ガス系となる火力発電所，セメン

ロセスの石炭ガス化複合発電（Integrated… Coal… Gasification…
Combined… Cycle：IGCC）への適用可能性について報告する．
対象とした IGCC は，石炭をガス化し製造した水素（H2）と一酸化炭素（CO）から成るガス化炉出口ガスに水蒸気を加え，シフト反応を行うことで得た H2 と CO2 の混合ガスから CO2

ト産業，高炉ガス，又は H2 との混合ガス系となる IGCC の燃焼前ガス（シフト出口）への適用が有利である．一方，対象ガス中の CO2 分圧の視点では，高圧の天然ガス，IGCC の燃焼前ガス（シフト出口）が有利となる．本報では，相平衡
図上ハイドレートの生成のしやすさに大きな差がある H2 とを分離し，残った H2 ガスを燃焼させ発電する設備とした．
この CO2 分離にハイドレート技術を適用し，シミュレー
ションを中心とした検討を行った．

CO2 の混合ガスであり，かつ，CO2 分圧の高い IGCC 燃焼前
ガス（シフト出口）を対象にハイドレートによる分離回収技術を検討した．

に CO2 回収・貯留（Carbon… Dioxide… Capture… and… Storage：

2.

ハイドレートによる CO2 分離回収技術

2.1 基本原理
ガスハイドレートはガス分子が水分子に取り込まれた包接
水和物であり，高いガス包蔵性を有する．それぞれのガスはハイドレートの生成しやすさに差があるため，この差を利用してガス分離ができる．図 2 に各種ガスのハイドレートにおける相平衡図を示す．CO2 は窒素（N2）や H2 に比べると容易にハイドレートを生成する．例えば，CO2 は 4℃の条件
下では圧力約 2…MPa でハイドレートを生成するが，N2 は 4℃の条件下でハイドレートを生成するには，約 24…MPa の圧力が必要となる．すなわち，2…MPa，4℃の条件では，CO2 はハイドレートを生成するが，N2 はハイドレートを生成しな
いことになる．ただし，… 実際にはハイドレートを生成するガスが混在するガス系では，各ガスの分圧によって，混合ガス
ハイドレートが生成するため，単ガス成分の相平衡条件が再現されるわけではない．

2.3 利点
ハイドレートによる CO2 分離回収技術には，以下の利点がある．
①水と電気のみを用いた分離回収技術であるため，環境に優しく，特別な薬品や消耗品を必要としない．
② CO2 分圧の高い混合ガスにおいて，他の既存技術に比べて，…
所要エネルギーが少ない．特に，パイプライン輸送などを考慮して高い圧力の CO2 ガスを回収したい場合には，トータルの所要エネルギーの低減が可能である．

3.

CO2 分離回収プロセスの検討

3.1 概要CO2 の水への溶解度が高い特性を利用し，高い CO2 回収率の達成と所要エネルギーの削減を目的として，ハイドレート生
成塔とCO2 を溶解させるCO2 溶解塔を組み合わせたハイブリッ
ドプロセスについて検討した．ハイドレートの生成においては水を循環利用するため，同じく水を使用する CO2 溶解塔の追加は容易である．図 1 に IGCC 向け CO2 分離回収プロセスの一例を示し，以下に，そのプロセスの主要工程について示す．
表 1 CO2 の大規模排出源の例
Example of Large CO2 Source
混合ガス系

図2

32

各種ガスのハイドレート相平衡図
Phase Equilibrium of Gases

排出源

CO2 濃度（vol.%)

ガス圧力
（MPa）

CO2 分圧（MPa）

N2 − CO2

火力発電所

7 〜 140.1

0.007 〜 0.014

N2 − CO2

セメント産業

14 〜 33

0.1

0.014 〜 0.033

N2 − CO2高炉ガス

20

0.2 〜 0.3

0.040 〜 0.060

H2 − CO2

IGCC（シフト出口）30 〜 40

3〜4

0.9 〜 1.6

CH4 − CO2天然ガス

2 〜 650.9 〜 80.05 〜 4.4（出典）IPCC 特別レポート 2005 より作成

CO2 分離回収へのハイドレート技術の適用
3.1.1 圧縮工程
対象ガスをガス圧縮機でハイドレートの生成に必要な圧力まで加圧する．その後，加圧したガスをガス冷却熱交換器で，る．また，ハイドレート分解後の循環水は溶解した CO2 を含有しているため，この循環水は，低圧回収塔に送られ，更に減圧することで溶解した CO2 を放散させて CO2 ガスを回収す

ハイドレートの生成に必要な温度にまで冷却する．
3.1.2 CO2 分離工程
加圧・冷却された対象ガスを，ハイドレート生成塔に吹き込む．ハイドレート生成塔では，冷却された循環水と吹き込
まれたガスが効率よく接触し，ガス中の CO2 の半分程度がCO2 ハイドレートとして生成される．ハイドレートに取り込
まれなかった CO2 は，CO2 溶解塔で循環水に溶解する．ハ
イドレート生成塔に供給される循環水には，ハイドレートに取り込まれなかった CO2 の大部分が先に溶解している．CO2

る．CO2 が水から放散するために必要な熱源は，CO2 ハイド

ハイドレートが生成するとき，及び CO2 が溶解するときに，生成熱及び溶解熱が発生する．このため，ハイドレート生成
塔では循環水冷却器によりハイドレート生成塔の除熱を行な
い，CO2 溶解塔で CO2 溶解により昇温した循環水は，ハイドレート生成塔への戻り循環ラインで冷却される．CO2 が分離され，H2 濃度が高められた対象ガスは更に CO2 溶解塔でCO2 が分離され，精製ガスとなる．得られた精製ガスは，高い圧力エネルギーをもっているため，ガスエキスパンダにより動力を回収する．
3.1.3

CO2 回収工程
ハイドレート生成塔で生成された CO2 ハイドレートを含んだ水スラリーは，高圧回収塔に送られ，ハイドレートが分解する圧力まで下げることで，スラリー中の CO2 ハイドレート
を CO2 と水に分解（再ガス化）する．この CO2 ハイドレートが分解するときに入熱が必要となるが，10℃の熱源で十分なため，海水等を利用することができ，温熱源設備は不要であ
表 2 プロセスの操作条件
Process Conditions
対象ガス組成
H2

vol.%

55.8

CO2

vol.%

38.0

CO

vol.%

1.7

CH4

vol.%

0.0

N2

vol.%

3.9

Ar

vol.%

0.6

レートの分解に必要な熱源と同程度で十分であるため，同様に温熱源設備は不要である．CO2 放散後の水は，CO2 溶解塔で再利用するために循環する．
3.1.4 CO2 再昇圧工程
高圧回収塔及び低圧回収塔で回収された CO2 ガスは，CO2
ガス圧縮機でパイプライン輸送に必要な圧力まで昇圧される．
3.2 プロセスの操作条件
表 2 に対象ガスの組成や回収 CO2 ガスの操作条件を示す．
対象ガスとした IGCC の燃焼前ガス（シフト出口）の操作条
件は，NETL の報告にある Shell 炉シフト反応後（シフト出口）の操作条件を参考にして決定した 6）．
3.2.1 対象ガス組成
ガス化炉出口ガスに水蒸気を加えることで，シフト反応（CO+H2O ⇒ CO2+H2）が起こり，対象ガス中の CO2 濃度は約 40%（H2 濃度は約 60%）まで増加する．なお，Shell 炉の対象ガス中には硫化水素（H2S）が 0.5% 含まれているため，
NETL の報告ケースでは CO2 と H2S を分離して回収する条件で試算が行われているが，本報では単純化のため，対象ガ
ス中の H2S はゼロとして検討を行った．
3.2.2 回収 CO2 ガスの操作条件
帯水層等の貯留場所にパイプラインで輸送することを想定して，対象ガスから回収した CO2 を圧縮機を用いて 7.2 MPaまで再昇圧する．
3.2.3 精製ガス操作条件
対象ガスから CO2 を回収した後の精製ガスは，3.2 MPa の条件で回収する．
3.3 シミュレーションによるプロセスの検討
図 3 にプロセスの検討モデルの概念図を，表 3 にプロセスの検討条件を示す．ハイドレート生成塔での CO2 分離については，
スローンらの方法により計算（以下，
平衡計算と記す）し，検討を行った 7）．なお，平衡計算による推定値と実測値との相関は，天然ガスハイドレートでの結果によりある程度把握できている 8）．
CO2 溶 解 塔 で の CO2 分 離 に ついては，化 学 プロセスシ

圧力

MPa

3.2

ミュレータ Aspen Plus の UNIFAC 活量係数モデルを用い，Henry 則を適用したガス溶解塔のモデルを作成して検討した．
3.4 検討結果
3.4.1 CO2 回収率
図 4 に平衡計算によるハイドレート生成塔での気相ガス組成の変化を，表 4 に最終的に平衡状態に達したときの生成
塔での気相ガス組成とハイドレート包蔵ガス組成を示す．対象ガス中の初期 CO2 濃度は 38.0% であるが，ハイドレートが生成して気相の CO2 がハイドレートに取り込まれるため，22.9% まで低下する．この結果から，ハイドレート生成塔での CO2 回収率は約 52% となる．また，ハイドレート包蔵ガ
ス中の CO2 濃度は 97.6% であった．

温度

℃

49

図 5 に，低圧回収塔の操作圧力をパラメーターとして，ハ

対象ガスの操作条件
流量

t/h

563

圧力

MPa

3.3

温度

℃

49

回収 CO2 ガスの操作条件（再昇圧後）
圧力

MPa

7.2

温度

℃

49

精製ガスの操作条件（ガスエキスパンダ出口）

33

三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

図 4 ハイドレート生成塔での気相ガス組成の変化
Calculation Result of Gas Phase in Hydrate Reactor
図 3 プロセスの検討モデルの概念図
Conceptual Diagram of Process Model
表 3 プロセスの検討条件
Calculation Conditions

ハイドレート生成塔での気相ガス組成とハイドレート包蔵ガス組成
Calculation Result of Compositions of Gas Phase and Hydrate
in Hydrate Reactor
表4

ハイドレート生成塔
圧力

MPa

6.0

温度

℃

1

初期ガス組成−表 2 の対象ガスと同じ

CO2 溶解塔
圧力

MPa

6.0

入口温度

℃

1

入口ガス組成−表 4 の気相ガスと同じ

循環水量

t/h

5…000 〜 10…000

圧力

MPa

4.0

温度

℃

10

圧力

MPa

0.3，0.4，0.5

温度

℃

10

組成

単位

気相ガス
組成

ハイドレート
包蔵ガス組成

H2

vol.%

69.9

−

CO2

vol.%

22.9

97.6

CO

vol.%

2.1

−

CH4

vol.%

0.0

0.0

N2

vol.%

4.2

2.4

Ar

vol.%

0.8

−

高圧回収塔

低圧回収塔

イドレート生成塔でハイドレートに取り込まれなかった CO2を循環水で溶解した計算結果を示す．CO2 溶解塔での CO2
回収率は，循環する水の流量，溶解した CO2 を回収する低圧回収塔の操作圧力で変化し，水の循環量が多いほど，また
低圧回収塔の操作圧力が低いほど増加する結果となった．
3.4.2 回収ガス及び精製ガスの組成
表 5 にハイドレート生成と CO2 溶解を組合せたプロセス
において，CO2 回収率を 90% とした場合の，回収ガス及び精製ガス組成の推算結果を示す．
回収ガスのうち，高圧回収ガス中の CO2 濃度は約 95% となり，その他ガスとして H2，N2 などが含まれている．ここで，高圧回収ガス中の H2 は，ハイドレートではなく水への溶解により回収されたものである．また，低圧回収ガス中のCO2 濃度も約 95% となり，高圧回収ガス中の CO2 濃度とほぼ同等である．一方，
精製ガス中の CO2 濃度は約 6% となり，
H2 濃度は約 86% まで高まる．なお，本報の試算では CO2 回34

図 5 CO2 溶解塔での CO2 回収率の計算結果
Calculation Result of CO2 Recovery Rate in CO2 Dissolution Reactor

収率を上げるためには，溶解での CO2 回収量を増加させることが必要であるが，それに伴い，CO2 以外のガスの溶解での回収量も増加することが分かった．特に，有用な成分である H2 は分圧が高く，回収ガスへの混入量が増加して H2 のロスとなるため，溶解でのガス回収には注意が必要である．
3.4.3 プロセスの所要エネルギーの検討
図 6 に，ハイドレート生成と CO2 溶解を組合せたプロセスにおいて，低圧回収塔の操作圧力を 0.3…MPa に設定した
場合の CO2 回収率と所要エネルギーの試算結果を示す．また，表 6 に所要エネルギーの試算における圧縮機効率等の条件を示す．検討を行った CO2 回収率 75 〜 90% の範囲では，
圧縮工程，分離工程，回収工程を含む，CO2 分離回収での所
要エネルギーは，約 125…kWh/t−CO2 程度であり，パイプラ
インでの輸送のための再昇圧工程を含めた全所要エネルギー

CO2 分離回収へのハイドレート技術の適用
表 5 回収ガス及び精製ガス組成の計算結果
Calculation Result of Compositions of Recovered Gas and Treated Gas

表 6 所要エネルギーの試算条件
Estimation Conditions of Energy Consumption
項目

設定値

圧縮機効率

0.75

ガスエキスパンダ効率

0.86

組成

単位

高圧回収
ガス

低圧回収
ガス

精製ガス

H2

vol.%

2.8

4.4

85.5

CO2

vol.%

94.5

95.0

5.9

冷凍機効率（COP）

4.6

CO

vol.%

0.1

0.2

2.5

循環水ポンプ効率

0.85

CH4

vol.%

0.0

0.0

0.0

N2

vol.%

2.5

0.2

5.1

Ar

vol.%

0.0

0.1

1.0

図 7 連続式試験装置の概略フロー
Flow Diagram of Continuous-type Test Apparatus
図 6 所要エネルギーの計算結果
Calculation Result of Energy Consumption

は，170…kWh/t−CO2 程度となった．CO2 回収率の増加に伴い，CO2 回収量が増加し，単位 CO2 当たりの圧縮動力は減少するため，圧縮工程のエネルギーは減少する．また，本試
算ではハイドレートによる CO2 回収量は一定のため，溶解に

表 7 連続式試験装置の概略仕様
Main Specifications of Continuous-type Test Apparatus
項目仕様

各反応槽内容量ℓ

1.0

混合ガス最大供給量

Nm3/h

0.48

原料水最大供給量

ℓ/h

8.4
12.0

よる CO2 回収量が増加することで単位 CO2 当たりの必要除生成槽・溶解槽最大耐圧

MPa

熱量が減少し，分離工程でのエネルギーは減少する．なお，
CO2 が水に溶解するときに発生する溶解熱は約 20…kJ/molCO2 で，ハイドレートが生成するときに発生する生成熱（約65…kJ/mol-CO2）の 1/3 程度である．
一方，溶解での CO2 回収量を増加させるために水の循環量が増加，もしくは，圧力が低下し昇圧が大きくなることで，循環水のポンプ動力が増加し，回収工程のエネルギーは増加する．また，溶解による CO2 回収量を増やすために，低圧回分解槽最大耐圧

MPa

4.0

かくはん機

rpm

0 〜 1…600

収塔の操作圧力を下げているため，再昇圧工程のエネルギーも増加する．今後，プロセスの熱利用の最適化を図ることで，本分離回収プロセスの所要エネルギーの低減が更に可能になると考えられる．
本報での試算結果を電気エネルギーから熱エネルギーに換
算すると約 1.5…GJ/t−CO2 となる．一方，経済産業省の CO2固定化・有効利用分野の技術ロードマップでは，現在の CO2
分離コスト 4…200 円 /t−CO2 を 2…000 円台 /t − CO2 まで引
き下げることを目標としている 9）．本報で得られた所要エネ
ルギーとプロセス機器の検討結果から CO2 分離コストを計算した結果，目標値を達成する可能性は高いことが分った．

4.

連続試験

4.1 試験目的
ハイドレートによる CO2 分離回収の基本原理とプロセスの有効性の確認を主目的として，小型の連続式試験装置を製作し，データ取得を行った．
4.2 連続式試験装置
図 7 に連続式試験装置の概略フローを，表 7 に連続式試
験装置の概略仕様を示す．試験装置は混合ガスの供給系，原料水の供給系，CO2 ハイドレートの生成・分解及び CO2 溶
解を行う各反応槽で構成される．
あらかじめ所定のガス濃度に調整した混合ガスを充填した
ガスボンベからのガスを圧縮機で昇圧し，蓄圧器を経由して，ハイドレート生成槽に供給する．また，冷却ジャケットとチ
ラーユニットにより，各生成槽の温度をコントロールした．
各生成槽から排出されるガスとハイドレートスラリーの気液
固の混合物は，気液分離器にて，ガスとハイドレートスラリーに分離された．
4.3 試験方法
混合ガス（H2 濃度：約 60%，CO2 濃度：約 40%）を所定の 流 量（0.105 〜 0.42…Nm3/h）に 調 整 し， 図 7 に 示 す 圧 力
約 6.0…MPa，温度 0 〜 3℃に設定したハイドレート生成槽（1）及び（2）に供給し，ハイドレートを生成した．原料水は
4.2… ℓ/h に調節し，CO2 溶解槽，気液分離器（3）を経てハイ35

三井造船技報 No. 203（2011-7）

ハイドレート技術小特集

5.

おわりに

本報では，ハイドレート生成と CO2 溶解を組合せたプロセスでの CO2 分離回収性能について，シミュレーション検討を行い，CO2 を分離回収の所要エネルギーを求めた．このプロセスは，連続試験の結果，80％以上 CO2 の回収ができ，有効であることを確認した．また，シミュレーションで得られた所要エネルギーから CO2 分離コストを試算したところ，

図 8 ハイドレート生成槽の液相温度と CO2 回収率の相関
Relationship between Hydrate Reactor Temperature
and CO2 Recovery Rate

我が国の将来の目標値を達成する可能性が高い，低コストのプロセスであることが分った．
今後，連続式試験装置を活用したデータ取得を更に進め，ガス分離回収性能の詳細検討を行っていく予定である．

参

考

文

献

ドレート生成槽（1）へ供給した．生成槽出口のガスは，CO2
溶解槽にて更に CO2 が分離される．一方，生成槽からのハ
イドレートスラリーは分解槽に供給され，圧力約 0.5…MPa，
約 15℃の条件でハイドレートの分解（再ガス化）を行った．

…1）… IEA 編：Energy…Technology…Perspectives…2010,（2010）,…
IEA…2）… 松尾．ほか：NGH… PDU の運転研究（第 1 報）− NGH

気液分離器（1）〜（3）で回収したガス（処理，回収，放散）は湿式ガスメータを用いて流量の測定を，ガスクロマトグラ
フィを用いてガス組成の分析を行った．なお，本報での試験による天然ガス輸送システムの実証−，三井造船技報，181（2004-2），p.…50…3）… 松尾．ほか：NGH システムのプロセス開発（第 2 報）

では，回収水の循環利用は行わなかった．
4.4 試験結果
図 8 に，ハイドレート生成槽の液相温度と CO2 回収率の…

相関を示す．なお，気液比及び CO2 回収率は以下の式で定義した．
G0
×1…000L
G0×C0CO2 −GT×CTCO2
CO2回収率（％）＝×100
G0×C0CO2
ここで，気液比＝G0… ：混合ガス流量（Nm3/h）
GT… ：処理ガス流量（Nm3/h）
L… ：原料水流量（L/h）
C0CO2… ：混合ガス中CO2濃度（％）
T
C CO2…：処理ガス中CO2濃度（％）
生成槽の液相温度が低下するにつれて，CO2 回収率が向上している．これは，低温にすることで CO2 ハイドレートの生成量が増加したためと考えられる．また，ハイドレートの平衡計算の結果では，ハイドレート生成での CO2 回収率は
約 52% であったが，試験結果においては，ハイドレート生
成領域である 0 〜 3℃にて，80% 以上の CO2 回収率を実証− NGH による天然ガス輸送システムの実証−，三井
造船技報，184（2005-2），p.50…4）… Y.…A.…Dyadin,…et…al.：Clathrate…Formation…in…WaterNoble… Gas（Hydrogen）Systems… at… High… pressures,…
Journal…of…Structural…Chemistry,…40,…5（1999）,…p.…790…5）… B.… Metz,… et… al.：IPCC… Special… Report… on… Carbon…
D i o x i d e… C a p t u r e… a n d… S t o r a g e ,（2005）,… p .… 75,…
Cambridge…University…Press…6）… NETL：Cost… and… Performance… Baseline… for… Fossil…
Energy…Plants,…1,（2007）,…DOE/NETL…7）… E.… D.… Sloan,… et… al.：Clathrate… Hydrates… of… Natural…
Gases,…Third…Edition,…（2007）,…CRC…Press,…Inc…8）… 高橋．ほか：天然ガスを模擬した多成分混合ガスハイ
ドレートの生成特性，三井造船技報，198（2009-10），
p.…12…9）… 経済産業省：技術戦略マップ 2010，（2010），p.…923〔問い合わせ先〕
技術本部 千葉技術開発センター
TEL…0436−41−1930 宮川 満

することができた．この結果から，ハイドレート生成と CO2
溶解を組み合わることにより，CO2 回収率が向上することが
分かった．

宮川

36

満

松尾

和芳

櫻井聡一郎

酒井

正和

技術論文・報告

三井造船技報 No. 203（2011-7）

CO2 排出量大幅削減船の開発
藤

井

昭

彦＊ 1

田

中

一

郎＊ 2

松

井

亨

介＊ 3

木

村

校

優＊ 4

山

本

敏

明＊ 5

山

本

秀

則＊ 6

Development of Ship with Significantly Reduced CO2 Emission
Akihiko FUJII, Ichiro TANAKA, Ryosuke MATSUI, Koyu KIMURA, Tosiaki YAMAMOTO, Hidenori YAMAMOTOAs the global efforts have been made to the reduction of environment load, the significant control of CO2 emission
from ship has been internationally proceeded. MES has been proceeding actively and continuously the reduction offuel consumption of ships which is directly connected with CO2 emission. Considering such an accelerated activities forthe control of CO2 emission and advantage of top maker of ship and engine, we have developed an advanced VLCC, asa cross divisional R&D project, targeting to reduce CO2 emission by 30%.
The development has been made for the improvements of energy efficiency at calm sea condition, using technologies
related to hull, such as improvement of hull, propeller and energy saving devices and etc, and technologies related toengine, such as electronic control of engine, and recovery of waste heat energy etc. The improvement has also been
made in the fuel consumption per ton-mile at actual voyage, using technologies for better actual sea performance andengine control, and optimum voyage, etc. By combining and integrating many technologies which we have, we haveachieved as a result the reduced emission by 30%.
環境負荷低減に対しての地球規模での取り組みの中，船舶の CO2 排出量も国際的に大きく規制する方向に進んでいる．
三井造船は CO2 排出量と直結する船の燃費削減には従来から積極的にかつ継続的に取り組んできた．しかし規制の動きが加速されていることを考慮し，造船・主機のトップメーカーとしての強みも生かし，全社的な展開を図ることにより30% の削減達成を目指すこととし，VLCC を対象に研究開発を進めてきた．
船型やプロペラ効率改善，新省エネ装置などの船体に関する技術と，電子制御化，排熱回収などの主機関連の技術により，平水中のエネルギー効率を改善した．さらに，実海域性能改善，主機制御改善，最適運航などにより実運航時のトン・
マイル当たりの燃料消費量を改善した．このように実現可能な多くの技術を総合的に組み合わせ集積することで 30% という大きな改善を達成した．

最適運航・最適トリム

図 1 CO2 排出量 30% 削減船の要素技術の概要
Outline of Technology Elements of the Ship with Reduced CO2 Emission by 30%
＊1

＊2

＊3

＊4

船舶・艦艇事業本部 基本設計部
技術本部 技術総括部＊5
事業開発本部 マリタイム・ソリューション事業室

機械・システム事業本部 技術開発部
株式会社三井造船昭島研究所＊6
三井造船システム技研株式会社

37

三井造船技報 No. 203（2011-7）

1.

技術論文・報告

はじめに

環境負荷低減に対する地球規模での要求がますます強まる中，船舶の CO2 排出量も国際海事機関（International
Maritime Organization：IMO）を中心にして大きく規制する方向に進んでいる．
IMO では，設計時には輸送量トン・マイル当たりの排出量としての新造船エネルギー効率設計指標（Energy Efficiency
Design Index： EEDI），就航後は現存船エネルギー効率運航指標（Energy Efficiency Operational Indicator：EEOI）を定め，それぞれ，個々の船の効率を高めることによって海運界全体の CO2 排出量削減を狙っている．
EEDI については，船種と積載重量に応じて規制ラインを定め，段階的に厳しくしていく方法が既に提案されており，将来は，この規制方式に従って，大幅な削減が義務付けられることになるものと予測される．また，EEOI も船主側の自主的な努力とは言え，個々の船の燃費をモニタリングし，削減努力をしていく方向で進められている．
一方，三井造船は，CO2 排出量と直結する船の燃費削減に

で CO2 排出量 30% 削減を狙うものとした．個々の要素技術
としては，船型・プロペラ・省エネ装置・新規塗料などの船型関連技術，ロングストローク化主機・電子制御エンジン・
排熱回収などの主機関連技術，実海域性能・主機制御・最適運航などの運航性能の改善技術からなるものである．これらの技術に関して，当社が有する全ての技術を網羅的に結集して 30% 削減達成の目標として掲げた．図 1 にこれらの要素
技術を示す．開発は，造船・主機メーカーとしての船舶・艦艇事業本部及び機械・システム事業本部を中心として，研究開発を主とする技術本部，事業開発本部，（株）三井造船昭島研究所及び三井造船システム技研（株）の各部門の専門家を集め，社内横断的なプロジェクトチームを立ち上げて，推し進めてきた．図 2 に本プロジェクトの開発体制を示す．
2.2 開発対象と仕様
開発対象船種は，VLCC を選定した．VLCC のような大型船では，搭載主機の出力が大きいため個々の要素技術が有意な効果を示し，集積された効果が大きくなることが期待できる．また，VLCC は満載の試運転にてその性能が直接確認されているため，貨物積載時の評価が明確となっている点もある．その他，現時点での各社の性能のばらつきが少ないこと
や，同じ航路を行き来するため評価がしやすいこともある．

は，従来から積極的にかつ継続的に取り組んできた．しかし，上記のような CO2 排出量規制の動きが加速されていることを
VLCC でなされた各要素技術の改良は他の船種にも適用可能
考慮し，より大幅な削減に挑戦することにした．当社は，造船・主機のトップメーカーであり，その強みを生かし，全社的な （特に大型船）であり，波及効果は大きいなどの利点がある．
開発船は，総トン数，全長，全幅は現状のままとし，基準展開を図ることにより大幅な削減を目指すことにした．
船と共に新規則の共通構造規則（Common Structural Rule：
その一つが既報のバルクキャリアの開発 1）のようなコンセ
プトデザインの後，要素技術開発を実施する方式によるもの

CSR）適用船とした．また，開発船は CSR 対応の船殻重量である．もう一つが個々の要素技術の開発の集積により 30%の開発を目指したもので，船型変更要素が少ない大型タンカー（VLCC）を対象に研究開発を進めてきた．3 年間に及ぶ研究開発の結果，目標達成のめどがついたため，ここにその概要を紹介するものである．

による積載重量の減少分を排水量増加で補い，基準船より載貨重量を多少増加させるが，基準船とほぼ同じトン・マイル
で開発を進めた．

2.

全体概要

2.1 開発方針と体制
開発方針としては，多くの実用可能な要素技術開発の集積

その他，NOx 規制も開発船は二次規制となるため，基準船も二次規制とし，排熱回収のタービン発電機（Turbo
Generator：TG）やウェザールーティングについても現状装備しない船を対象としている．表 1 に両船型の仕様の比較
を示す．

3.

設計指標（EEDI）対応の要素技術開発

まず，EEDI の改善について述べる．これは，船型及びプ

表 1 対象船の仕様の比較
Comparison of Ship Specifications
現状（基準）
船種
船型制限

38総トン数，全長，全幅は現状（船型の大きな変更はしない）

DWT

Base

＋約 1%

速力

Base

−約 1%
トン・マイル（DWT・Vs）キープ

二次規制

二次規制

NOx 規制図 2 CO2 排出量 30% 削減船開発プロジェクト
Project of Development of the Ship with Reduced CO2 Emission by 30%

30％削減船CSR 適用 VLCC

排熱回収

TG 無し

TG 有

最適運航

ウェザールーティング無し

ウェザールーティング
有CO2 排出量大幅削減船の開発
ロペラ改良や主機推進プラントの燃費改善からなる中核の要
素技術である．
3.1 船型
船舶の燃料消費量改善は，従来から当社にとっては最重要課題であり，常に最新の技術を駆使した船型開発により高性能の船舶を提供してきた．特に近年，数値流体力学（Computational Fluid Dynamics：CFD）による船型開発システムを構築し 2），3），4），CFD シミュレーションによる性能推定を軸に船型改良を行うことにより，様々な船種に対して優秀な船型を生み出してきている．
開発船の VLCC については，載貨重量の増加に伴い船型が肥大化するため，通常は推進性能が悪化し，載貨重量増加のメリットを享受できない．そこで，CFD による船型開発
システムを用いてシステマティックな船型改良を行い，さらに細やかな改善を重ねることで，原型と遜色ない性能とすることができ，トン・マイル当たりの燃費削減を実現できた．
具体的には，船体前半部については CP カーブやバルブ形状の最適化で改善を図り，
船尾形状は主機配置を考慮しながら，全体のフレーム形状の改善を行うことで現実に即した改善を行なうことができた．また，操縦性能にも注意を払った開発を行った．図 3，4 に開発した船型の CFD シミュレーショ
ン結果を示す．
3.2 プロペラ
船型と同様にプロペラの効率改善も重要な要素である．
プロペラの効率改善方法は二つあり，一つは低回転大直径
プロペラの採用によるもので，これはロングストロークの低回転主機の選定による主機と結びついた効率改善である．今回の VLCC では，現状の回転数から約 10 rpm 下げた主機を今回の設計でもこのシステムを使用してプロペラ形状をシ
ステマティックに変え，効率とキャビテーション予測計算を実施することにより，より最適な形状を見出し，更なる効率向上が実現できた．
図 5，6 にプロペラ周りの圧力分布やキャビテーションのCFD シミュレーション例を示す．
3.3 省エネ付加物
省エネ付加物は，比較的小規模なものでも有意な省エネ効
果を出すことができるため，船型による改善を補うものとして非常に有効な手段である．特に，渦やプロペラがあり複雑な流れとなっている船尾の流れ場において，大きな効果を発揮する．当社は従来から，舵にバルブ状のものを付けてプロペラ中心近傍の整流を行う MIPB（Mitsui Integrated
7）
Propeller Boss）を採用してきた．また，それにフィンを付け，プロペラ後流の回転流の回収を行うものも開発している．今回はさらに，プロペラ前方に小型ダクトを取り付け，プロペ
ラ前方の流れを整流し，更なる省エネ効果の向上を行った．
このようなハイブリッドタイプの省エネ装置は必ずしも各単体の重ねあわせの効果にはならない難しさがあるが，CFD で付加物周りの流れのシミュレーションをできるようにした結果，流れを考察しながらの改善が可能となった．その考察をもとに水槽試験での改良を行うことで，目標の効果を得ることができた．図 7 に省エネ付加物の構成要素の一つであるラダーフィン周りの流れの CFD シミュレーション
結果を示す．
こうした船型やプロペラの改良技術は技術開発データベー力の実船計測も実施し，その結果もフィードバックさせ精度向上を図っている．

スとして蓄積されており，他の肥大船型などへも十分活かせられる技術となっている．また，省エネ付加物は各々の船型の流れに合わせた形状とする必要があり，今回開発した
CFD による付加物流れの解析技術は，省エネ付加物の最適化を可能としたものである．
3.4 主機燃料消費率
次に船型関連と並び，改善効果の大きい主機側からの CO2削減対策について述べる．主機燃料消費率（Specific FuelOil Consumption：SFOC）の改善としては，電子制御エンジンの採用と低回転ロングストローク化があげられる．

図 3 CFD 計算例（船首波の例）
Example of CFD Calculation（Fore Part Wave）

図 4 CFD 計算例（船尾船体表面圧力分布の例）
Example of CFD Calculation（Pressure Distribution on Hull Surface of Aft Part）

採用することにより，有意なプロペラ効率上昇が図られた．
他の一つは，プロペラ翼形状（翼断面形状含む）の最適化による効率改善である．当社では船型開発と同様に，プロペラ開発についても，CFD による低起振力高効率プロペラの開発システムを構築し 5），6），効率ばかりでなく，キャビテーショ
ン性能や振動にも配慮した設計を行っている．さらに船尾圧39三井造船技報 No. 203（2011-7）

技術論文・報告

図 5 CFD によるプロペラ上の圧力分布
Pressure Distribution on Propeller by CFD

図6

CFD によるキャビテーション計算
Cavitation Calculation by CFD

電子制御エンジンは，燃料噴射パターンのフレキシビリ
ティーを生かして，NOx 二次規制に対応し，かつ主機燃料消費率の向上を図ったもので，その採用により従来の機械式エンジンより燃料消費率が改善されるものである．図 8 に電子制御エンジンを示す．
低回転ロングストローク化による改善は，3.2 で述べたよ
うなプロペラの低回転大直径化による効率改善と，SFOC の向上によるものがある．3.1 〜 3.3 で述べたような船型関連の改善によりエンジン出力を下げることが可能となったた
め，エンジンレイアウトダイアグラム内において，プロペ
ラ回転数と SFOC の組み合わせの中で，最も低燃料消費率となるレイアウト点を選定することが可能となり，最大限の改善が可能となった．また，マン ディーゼル アンド ターボ（MAN Diesel & Turbo）社より最近発表された超ロングス
トローク化された G エンジン（Green Series Engine）は，主機自体の SFOC 低減のみならず，ロングストローク化によりプロペラ回転数を更に下げることができるため，プロペラ40

図7

ラダーフィン周りの流れのシミュレーション
Flow Simulation around Rudder Fin

図 8 電子制御エンジン
Electronically Controlled Diesel Engine

効率の更なる改善にもつながっている．
主機選定に関しては，当社が船舶と主機部門を有するメ
リットを生かし，最新の規制情報や主機開発状況を船型開発にフィードバックするなどして，最大限の効果を得るようにしている．
3.5 主機排熱回収
過給機の高効率化に伴い，余剰排気ガスエネルギーの回収がより容易となってきたため，CO2 削減対策の有力な手段となっている．開発船に対しては，排気ガスエネルギーをうまく生かし電力エネルギーとして回収するシステムとして以下を採用する 8）．
・TG：排気ガスの熱エネルギーによりボイラにて蒸気を生成後，蒸気タービンを駆動し，タービン軸に直結した発電機により発電するものである．
・TCS（Turbo Compound System）：排気ガスを過給機前でバイパスさせ，そのバイパス排気ガスによりパワーター
ビン（PT）を駆動し，PT に直結した発電機により発電すCO2 排出量大幅削減船の開発るものである．
本プロジェクトでは，この TG と PT を一軸上に配置し，一台の発電機と接続したものを開発した．発電された電気エネルギーは船内電力に供した後，その余剰分を推進加勢に利用するもので，両者の接続により電力制御がより容易となり信頼性向上にもつながっている．図 9 に排熱回収システム
を示す．
排熱回収率をさらに向上するために，PT の前に補助ボイラーを装備する方法などもあるが，より一層の省エネ化を図るために，まだ活用されていない機関冷却水などの低温域排熱を活用する低温排熱回収システムにも注力している．

4.

運航指標（EEOI）対応の要素技術開発

その結果，居住区形状は隅切り形状よりラウンドな形状が効果があること，ウィングとよばれる横に張り出した部分には流れを整流する形状改善が風圧力低減に効果があることなどが分かった．また，居住区だけでなく全船模型での風洞試験も実施し効果の確認を行った．図 10 に実験を行った居住区
模型と CFD での流れのシミュレーション例を示す．
次に波浪中の抵抗増加に対しては，船首部の形状の影響が非常に大きいため，その形状シリーズについて波浪中試験を実施した．水面付近の水線形状を削るなどで改善することにより，波による抵抗増加量を低くできること，また，波高が小さいときでも効果があることが分かった．また，波浪中のCFD シミュレーション技術の開発も行い，船首部形状改良の方向付けに役立てている．図 11 に波浪中抵抗試験を示す．

次に，EEOI に対応した要素技術の開発について述べる．
これは EEDI と異り，実際の航海における海象環境下での性能を向上させるものである．近年，実海域での性能向上の要
求も高まっており，その向上による CO2 排出量削減も大きな課題となってきている．
4.1 船型関連の実海域性能改善

今回の改善技術が他の船種にも応用できるばかりでなく，流れのシミュレーション技術や実験技術は，実海域性能改善に今後とも大きな貢献をしていくものと考える．
4.2 主機の実海域性能改善
実海域では船体側だけでなく主機も影響を受けている．
船が実海域を航行すると，風・波により船体・プロペラが船型関連の実海域性能としては風圧抵抗と波浪中の抵抗増加によるものがある．
まず，風圧抵抗改善については，特に居住区の風圧抵抗が変動する外力を受ける．それが，主機に伝わり負荷変動という形で静的な状態とは異なった影響を与え，主機出力が変動する．一方，現状の主機制御は，運航者の指令回転速度に主支配的となり，その前面形状の影響が大きいと考えられる．
そこで，CFD にて居住区周りの流れの調査を行うとともに，居住区を取り出したシリーズ模型にて風洞試験を実施した．

機回転速度が一致するよう PID 制御を行なっており，必ずしも負荷変動に最適な形で対応した制御とはなっていない．こうした負荷変動に最適な形で対応した制御システムを構築するため，実海域での負荷変動を模擬できる航海性能シミュ
レータを本プロジェクトで開発し，それを用いて負荷変動に対応した新主機制御システムの開発を行った．さらに実船試
験での検証も行い，新ガバナ制御システムとして製品化を行なった．詳細は今号の「CO2 削減を目指した舶用ディーゼル
エンジン主機の新制御システムの開発」9）に述べられている．
図 12 に航海性能シミュレータの概念図を示す．
本システムのような海象に応じた制御法の開発は従来にない試みであり，社内横断的なプロジェクトチームによる共同開発の結果実現したものである．

図 9 排熱回収システム
System of Recovery of Waste heat Energy

図 10 居住区模型と CFD での流れのシミュレーション
Model of Accommodation and Flow Simulation by CFD

図 11 波浪中の抵抗試験
Resistance Test in Waves

41

三井造船技報 No. 203（2011-7）

技術論文・報告

航海性能シミュレータ
図 12 航海性能シミュレータの概念図
Concept of Voyage Performance Simulator

開閉

図 14 最適運航支援システム
Optimum Ship Operation System

図 13 過給機可変ノズル
VTA:Variable Turbine Area

さらに，図 13 に示す過給機可変ノズル（Variable Turbine
Area：VTA）を採用する．本来これは常用出力より低い負荷（部分負荷性能）の燃費率改善が目的であるが，次のような熱負荷の改善も可能である．一般的に，中近東のような温帯地域においては掃気温度が上昇し，空気密度が下がるため，掃気圧力が低下する．この結果，シリンダ内最高圧力が低下
し，機関性能の悪化や，排気ガス温度上昇により機関室部品の熱負荷の増加につながる．VTA は掃気圧力を調整することにより熱負荷の改善を可能としたもので，VLCC などは熱帯域を通過するため，このような熱負荷の改善は燃費改善に有意な効果となる．
4.3 最適運航（最適トリム含む）
EEOI の改善には最適な運航も重要な要素である．近年，
気象・海象予報の発展もあり，海象の良い航路を探索して航行し，燃費削減を行なう研究開発も盛んに行われるようになった．当社でも，これらに対応するため，実海域性能を高精度にモニタリングし，タイムリーな解析・診断と，効率的な運航計画を支援する「運航モニタリングシステム（Fleet
Monitor）」，「就航解析システム（Fleet Cal）
」及び「最適航路
選定システム（Fleet Navi）」から構成される図 14 に示す「最適運航支援システム」の開発を行った 10），11）
最適航路を求める Fleet Navi システムは，東京海洋大学と共同で研究を進めたもので，計算時間負荷が軽く，計算の42

図 15 最適航路探索例
Example of Search for Optimum Route

収束性が良く，色々な海域に対応しやすい“等時間曲線法”を採用し，海流影響や船体動揺も考慮した最短時間で到着する航路の探索や，燃費最小の航路の探索も行うことが可能となっている．特に最短時間の探索は，結果的に速力減少にもつながり，同じ時間内に着くのに必要な燃費をより削減している．また，航路途中に任意の Way Point（必ず通過する地点）の指定を組み込むことで，マラッカ海峡，パナマ運河，スエズ運河等，海峡の通過航路を含む航路全体の自動計算を可能にした．図 15 に最適航路探索例を示す．
航行中の最適なトリムについても近年研究されるようになった．本船でも，トリムを変えた状態での水槽試験を実施したところ，多少の前トリムがイーブントリムより推進性能が良い結果が得られた．

CO2 排出量大幅削減船の開発
最適運航支援システムについては，今後船舶運航支援サー
ビスという形で，広く実際の運航での CO2 排出量削減に貢献していくであろう．

5.

全体の削減率全体の削減率は，設計指標（EEDI）に関して，船型関連で，積載重量増，速力調整，船型改善，プロペラ低回転化や形状改善，新省エネ装置採用などの効果に最近塗料メーカー
が開発している低摩擦塗料採用も加え約 13%，
主機関連では，電子制御化，ロングストローク化，TG や TCS などの排熱回収で約 12% となっている．運航指標（EEOI）については，
実海域性能改善・主機制御改善，最適運航や最適トリムの効
果などで約 9% となっており，全体として約 30% の改善を達成することができた．

6.

おわりに

船舶の CO2 排出量削減について全社的展開を行うことにより，当社の技術開発力の集積として，CO2 排出量 30% 削減船の開発を行うことができた．これは地道な技術開発の積み重ねと，全社横断的展開による開発力の相乗効果などが合わさり，大きな成果へとつながったものである．今回の成果
は，実現可能な複数の技術を総合的に組み合わせて達成したものであるが，今後も自然エネルギーの利用などの新たな技術を取り入れて，将来の大きな CO2 規制にも十分対応可能な技術に発展すべく，更なる CO2 排出量削減を追求してい… 4）A.… Fujii,… et… al.… ：Application… of… Hull… Form… Design…
System…Using…CFD,……ICMRT（2005）,…p.…139… 5）木村．ほか：低起振力型高効率プロペラ開発システムの構築，三井造船技報 189 号（2006-10）,…p.…25…6）K.…Kimura,…et…al.…：High-Efficiency…Propeller…Design…
System…Using…CFD,……ISME2009…7）A.…Fujii,…et…al.…：New…Energy…Saving…System…–Mitsui…
Integrated…Propeller…Boss,……ISME’95（1995）… 8）田中．ほか：ディーゼルエンジン −環境対応関連の技術開発−，三井造船技報 200 号（2010-6），p.…35… 9）田中．ほか：CO2 削減を目指した舶用ディーゼルエン
ジン主機の新制御システムの開発，三井造船技報 203号（2011-6），…p.…4410）村上．ほか：船体性能解析サービスの開発，三井造船
技報 195 号（2008-10），p.…2811）山本．ほか：就航船解析サービス，三井造船技報 201号（2010-6），p.…19〔問い合わせ先〕
船舶・艦艇事業本部 基本設計部
TEL…042−545−3121 藤井 昭彦

く所存である．

参

考

文

献

藤井

昭彦

田中

一郎

松井

亨介

木村

校優

山本

敏明

山本

秀則

… 1）松村．ほか：近年の船型開発における最新省エネ技術−
CO2 排出量 30%…削減を目指して - 三井造船技報 201 号（2010-10）,…p.1… 2）藤井．ほか：CFD を用いた船型開発システム，三井造
船技報 177 号（2002-10），p.…1… 3）藤井．ほか：CFD を用いた船型開発システム（第 2 報），
三井造船技報 190 号（2007-3）
，p.…8

43

三井造船技報 No. 203（2011-7）

技術論文・報告

CO2 削減を目指した舶用ディーゼルエンジン主機の新制御システムの開発
田

中

一

郎＊

三

上

隆＊＊

青

木

猛＊＊＊ 山

本

秀

則＊＊＊＊

Development of New Control System for Marine Diesel Engine to Reduce CO2 Emission
Ichiro TANAKA, Takashi MIKAMI, Takeshi AOKI, Hidenori YAMAMOTO
Increased fuel oil price and request of reduction of CO2 emission against the global warming motivate Mitsui
Engineering & Shipbuilding Co., Ltd.（MES）to develop CO2 30% reducing vessels. This development project has a
lot of activities on not only the application of new technologies in design stage but also the optimization of vessel
operation during a voyage. In this paper, the status of the development of new engine control system, which is oneof main subjects in the activities, is described. This new system has three engine control modes. Two modes areconventional and one is newly developed. A most suitable mode is automatically selected in accordance with the actualsea condition. Finally, fuel oil consumption is expected to be totally reduced by 1−2% during a voyage. The system
can easily be introduced in our latest control system only by replacing the software with new one. MES has alreadyfinished a function test of the system in our shop test and is planning to have tests in actual vessels. Eventually, the
new system will be able to be put into commercial in 2011.
原油価格の高騰や地球温暖化回避の観点から，運航費の中で大きな比重を占める燃料費の削減要求が一層強まっている．
このような背景より，三井造船は，2008 年度より全社横断的な CO2 30% 削減船開発プロジェクトを発足させた．
本報ではその開発項目の一つである，舶用ディーゼルエンジン主機の新制御システムの開発状況について述べる．この新制御システムの最大の特長は，従来の制御モードと本報で開発中の新たな制御モードを組み合わせて，時々刻々と変化する海象に応じて最適な制御モードを選択することにより，航海中の燃料消費量を 1 〜 2% 程度削減するものである．新制御システムは，当社標準の最新制御装置では，ソフトウエアの変更のみで導入が可能である．既に陸上での機能検証を終え，2011 年度中の商品化を目指している．

図 1 CO2 30% 削減船開発プロジェクト
The Development of a Ship with Reduced CO2 Emission
by 30% Organizing the Across-the-board Project
＊
＊＊

44

機械・システム事業本部 機械工場
株式会社三井造船昭島研究所

技術開発部

＊＊＊
＊＊＊＊

機械・システム事業本部 機械工場
三井造船システム技研株式会社

システム技術部

CO2 削減を目指した舶用ディーゼルエンジン主機の新制御システムの開発

1.

はじめに

中国を始めとする新興国経済の成長に伴い，原油等各種資源価格の高騰が見られる．更に，リーマンショック後の経済不安等，世界経済は回復基調にあるものの依然先行きは不透明な状況にある．したがって，船舶の運行費の中で大きな比重を占める燃料費の削減要求が一層高まっていると共に，一方では環境保護の観点からの CO2 削減要求も強まっている．
このような背景より，三井造船は，2008 年度より全社横断的な CO2 30% 削減船開発プロジェクトを発足させた（図 1）．このプロジェクトにおける各要素技術は，新造船
エネルギー効率設計指標（Energy Efficiency Design Index:
EEDI）1）に対応する技術，既存船エネルギー効率運航指標（Energy Efficiency Operational Indicator:EEOI）2）に対応する技術に分類されるが，本報では，EEOI に対応する技術の一つである，舶用ディーゼルエンジン主機の新制御システム（以下，新主機制御システムと称す）の開発について取り組
み状況を紹介する．
刻々と変化する気象・海象に適応し，燃費悪化を抑えられる制御方法を開発するために，まず，実船計測を行い，航海中の船体運動，主機，ガバナの応答やそれらの関連を把握した．気象・海象の変化による船体挙動の変化は，主機に対する変動外力として主機挙動へ影響を及ぼすが，従来は，船体・主機について個別にシミュレーションを実施していた．本プ
ロジェクトでは，ガバナによる制御も含め，総合的なシミュ
レーションが可能な計算プログラムを開発し，実測データとシミュレーション計算をもとに，新たな制御方式を検討した．
その結果，制御目標を回転速度の代わりに，燃料投入量又は機関出力とする方式を検討し，それら方式が従来の回転速度制御に対して燃費削減効果があることをシミュレーションや
実船計測で確認した．そして，これらの計算と計測結果から，得られた知見に種々の改良を加え，CO2 削減を目指した新主機制御システムを開発した．

2.

従来の主機制御方式

当社の主機は，標準として，電子ガバナにより，操縦者が決定する指令回転速度に実際の主機回転速度が一致するように，燃料投入量（以下，フューエル・インデックスと称す）を制御する回転速度一定制御を採用している．主機・ガバナ制御システムの概略構成を，図 2 に示す．
従来の主機制御方式は，次のようになっている．海象条件
は常に変化するため，主機の負荷状態も常に変化し，主機の負荷が増えるような海象となった場合には，主機回転数が低下し，主機出力も下がる．その結果，排気ガスエネルギーも減り，過給機により供給される空気量と掃気圧も低下する．
そこで，従来の主機制御では，回転数が指令回転数に近づくように燃料投入量を増す．一方，主機と過給機には応答遅れがあるため，増加した全投入燃料を最適に燃焼させるために必要な空気量が確保されず，燃焼効率が悪化する．極端な場合の例としては，自動車が坂道を走る場合，運転者はアクセルを最大限踏み込むため，空気量に応じて燃焼する以上に燃料が供給される結果，多量の黒煙が排出される状況となる．
主機回転数が指令回転数より高い場合は逆のケースとなるが，この燃焼状態が悪化することによる燃費の悪化の影響が大きく，実海象条件下では負荷静定時に比べ，燃費（効率）が悪化する．
本開発では，新制御方式によるシミュレーションと各種試験を行うことで，主機回転数の変動によるこれらの事象の改善を確認した．
更に従来の主機制御では，穏やかな海域を航海中はフュー
エル・インデックスを自動的に固定するモード（以下，フュー
エル・モードと称す）を装備している．これは，穏やかな海
域での過度な制御による燃費の悪化やガバナ・アクチュエー
タから燃料ポンプに至る機械的摩耗を軽減するために装備したモードである．通常の回転速度制御からフューエル・モードとなる条件（デフォルト値）は次の通りである．
① 指令回転速度が大洋航海領域内にあり変化していない② 主機回転速度が指令回転速度の±1 min−1 以内に入っている③ ①〜②の状態が 20 分間以上継続
フューエル・モード中に，主機回転速度が指令回転速度の±1.5 min−1 を超えるとモードは解除され，回転速度制御が再開される．船速変更時や平均負荷の変化に合わせてフューエ
ル・インデックスを変更する場合，指令回転速度を変更すると，上記条件によりフューエル・モードが解除されるため，
再びフューエル・モードとなるには 20 分を必要とする．今回，このフューエル・モードの改善も行った．

図2

主機・ガバナ制御システムの概略構成
Governor Control System

3.

新主機制御システム開発の取り組み

3.1

シミュレーション技術の開発

実海域での燃費向上を図るには主機単体の検討では限界があるため，船体，プロペラ，舵を含んだ船全体での総合的な特性を種々の条件下で検討できるシミュレータの開発が必要となる．これまで主機制御は，主機・ガバナシミュレー
タを用いて検討し開発を行ってきた．また，船体運動に関しても操縦性能推定プログラム MSP3），4）や耐航性能推定プロ
グラム SCS5），PLOW6）などを開発し，多くの検討を行ってきている．これらのプログラム開発において培った経験や技45

三井造船技報 No. 203（2011-7）

技術論文・報告術を統合し，主機制御による燃費差を評価できるツールとして，新たに図 3 に示すような構成の航海性能シミュレータ（Voyage…Performance…Simulator：VPS）を開発した．
主機には船体やプロペラに作用する変動外力が伝達されるため，主機制御による燃費削減を図るためには，実海域で海流，風，波からもたらされる変動外力の大きさや周期を正確に見積もることが重要となる．通常運航状態における変動外力源として特に重要となるのは波であり，波によるプロペラ
トルク変動の推定モデルが報告されているが 7），8），本報では大型船における斜波中に対してより高精度な推定を行うために広範な水槽実験を行い，シミュレーションに反映させることで推定精度向上を図っている（写真 1）．この VPS は運航
方法による燃費差の評価も可能であるため，EEOI の性能評
価ツールとしての利用も視野に入れて取り組んでいる．
一方，多くの制御手法をアイディア段階で検討し，簡便に性能を判断するためには，必ずしも VPS による詳細検討が必要なわけではない．そこで，船体が受ける操縦流体力や波浪による変動などを簡略化したモデルを用いて，汎用解析
ツール MATLAB/Simulink を用いた簡易シミュレータを開では暖色側の総合効率が高く，制御手法によって効率が変化していることが分かる．
また，主機そのものの特性理解を進めた上で，原理的な観点から制御への応用を探る意味で，舶用低速ディーゼルエン
ジンシミュレータを開発中である．本シミュレータは，主機単体の動特性を計算することが可能で，これを活用した検討も行っている．
3.2 効果の予測と実船計測
3.2.1 効果の予測
3.1 に示したシミュレーション技術を用いて，回転速度制
御，フューエル・インデックス制御，出力制御の 3 種類の制
御モードの検討を行った．すなわち，制御モードによる燃費改善を予測するため，大型タンカー（VLCC）を対象として，各制御モードに対して VPS によりシミュレーションを行った．一例として，Beaufort…Scale…7（強風）の海象条件でのシミュレーション結果を図 5 に示す．回転速度制御と比較して，フューエル・インデックス制御及び出力制御は，フューエル・

発した．このシミュレータを用いて，PID のゲイン変更，燃料一定制御，
出力一定制御など種々の制御手法アイディア（A〜 I）による制御効果の比較を行った例を図 4 に示す．図 4

簡易シミュレータによる計算結果の一例
An Example of Calculated Results
by a Simplified Performance Simulator

図4

図 3 航海性能シミュレータの概略構成
Voyage Performance Simulator（VPS）（a）主機回転速度の変動（b）フェーエル・インデックスの変動（c）掃気圧の変動

写真 1 斜波中水槽実験
Model Ship Experiment in Oblique Sea46

図 5 航海性能シミュレータによる計算結果の一例
An Example of Calculated Results by the VPS

CO2 削減を目指した舶用ディーゼルエンジン主機の新制御システムの開発
インデックスの変動，掃気圧の変動が少ないことが分かる．
また，回転速度制御と比較してフューエル・インデックス制
御及び出力制御は，後述の式（1）で定義される対水船速燃費
が約 1.5％改善されることが予測された．
3.2.2 実船計測
種々の気象・海象における制御モードによる燃費の違いを確認するために，就航船において従来の主機制御装置でガバナの制御パラメータを変更して，その影響度を評価した．30
分毎に手動操作で制御モードを切り替え，回転速度制御とフューエル・インデックス制御，又は，回転速度制御と出力制御の組み合わせで，燃費の変化を計測した．
回転速度が変化すると対水船速燃費も影響を受けるため，回転速度で補正した対水船速燃費で評価した．各制御モードの後半 20 分間の平均対水船速 Vs，平均回転速度 Ne，及び燃料消費量 FOC から対水船速燃費…FOCvs を計算した．

FOCvs＝FOC /（Vs・Ne2）………………………（ 1 ）実船計測の結果，フューエル・インデックス制御及び出力制御にすることで，回転速度制御に比べて約 1 〜 2% の対水船速燃費の改善がみられた．一例として，図 6 に回転速度制御と出力制御の時系列計測データを示す．出力制御では，
フューエル・インデックスの変動が小さくなると同時に，掃気圧の長周期（100 秒以上）の変動も小さくなっている．
これは，出力制御では積分定数の影響が減少していることに起因する．

4.

新主機制御システム

4.1 海象適応制御
新主機制御システムでは，海象状態によって自動的に次の3 種類の制御モードの切り替えを行う．
①回転速度制御②フューエル・インデックス制御③出力制御

すなわち，①〜③の三つの物理量を制御目標として切り替えることにより，海象に適応した制御を行う．
4.1.1 海象状態の判定
海象状態を判定する指標として，新たに主機回転速度 Nとフューエル・インデックス FI から求める負荷抵抗係数 Rを式（2）で定義する．

R＝FI /（N / 100）2 ………………………………（ 2 ）ここで扱う物理量は，主機の連続最大定格時の値を 100%としたときの相対量である．
負荷抵抗係数の変動状態から波浪の状態を推定し，また，一定時間における負荷抵抗係数の平均値 Rav から波浪，風圧損失を含んだ船体抵抗を推定する．
4.1.2 海象状態に応じた制御モードの切り替え
図 7 に示すように，負荷抵抗係数の変動実効値と変動周期によって，3 種類の制御モードの切り替えを行う．変動実
効値が小さい時や主機トルクの応答遅れが問題になるような短い周期の変動の場合，あるいは極めて長い周期の変動の場
合には，フューエル・インデックス制御が選択される．
一方，プロペラが海面から出るような大きな変動がある場
合には，過速度を防止するために，
回転速度制御が選択される．
それ以外の場合には，出力制御が選択される．出力制御では時間当たりの排気エネルギーを安定に保ち，過給機，排気，掃気系を含んだ主機全体の状態変化を極力抑えることを意図している．
4.1.3 各制御モードの演算
3 種類の制御モードを実現する制御ブロックを，図 8 に示
す．フューエル・インデックス制御では，制御指令として与えられた目標回転速度 No が N → FI 変換ブロックにおいて目標フューエル・インデックス FIo に変換される．この変換においては，負荷抵抗係数算出ブロックで算出される平均
負荷抵抗係数 Rav を用いて，式（3）で FIo を求める．

FIo＝Rav・（No / 100）2 …………………………（ 3 ）式（3）から分かるように，フューエル・インデックス制御
では，目標回転速度か平均負荷抵抗係数の変化がない限り，
フューエル・インデックスは一定値に固定される．目標回転

図 6 実船計測結果の一例
An Example of Real Ship Measurements

図 7 制御モード切り替えの例
An Example of Control Mode Changeover47

技術論文・報告

三井造船技報 No. 203（2011-7）

NoNe
フューエル・インデックス［フューエル・インデックス制御］
FIo

No
Rav

FIe

FIe

Ne
Rav

Pe

図 8 海象適応ガバナ制御ブロック図
Block Diagram of Weather Adaptive Governor

図 9 新主機制御装置のガバナ画面例（制御室ディスプレイ）
An Example of Governor Monitor Image（ECR Display）（a）回転速度制御（b）フューエル・インデックス制御 （c）回転速度制御＋手動燃料制限機能（d）出力制御

図 10 新主機制御シミュレーション結果の一例
An Example of Calculated Results by New Control Algorithm

速度を変更すると，それに合わせてフューエル・インデック
スが変更され，また，平均負荷抵抗係数が変化した場合には，4.2 新主機制御方式のシステム化への適用
今回開発した制御方式の適用には，新たなセンサや信号接

それに合わせて平均回転速度が目標回転速度に一致するように自動的にフューエル・インデックスが変更される点が，従来のフューエル・モードとは異なる点である．
出力制御では，制御指令として与えられた目標回転速度

続の追加を必要とせず，システムの設計に影響を与えない．
式（3）〜（5）から分かるように，本来ガバナが持っている回
転速度とフューエル・インデックスを用いて，ガバナ独自で海象状態の推定や各モードの制御を行っている．すなわち，
新主機制御方式は，ソフトウェアの更新のみで実現できるものである．

No が N → P 変換ブロックにおいて，目標出力 Po に変換される．この変換においても平均負荷抵抗係数 Rav を用いて式（4）で Po を求める．
Po＝Rav・（No / 100）3 ……………………………（ 4 ）
現在の出力 Pe は式（5）で求める．

Pe＝FIe・（Ne / 100）………………………………（ 5 ）ここに，添字 e はフィードバック値を表す．
48

最新の当社製主機リモコン・ガバナ制御装置 BMS-2000Ⅲに，新主機制御方式の組み込みを行った．就航船の中でもBMS-2000Ⅲを搭載した就航船は，ソフトウェアの更新のみで適用が可能である．また，一世代前の制御装置 BMS-2000Ⅱを搭載した就航船では，最低限のハードウェアの交換で新主機制御方式を導入できるように開発を完了している．
新主機制御装置の画面の一例を図 9 に示す．新主機制御装

CO2 削減を目指した舶用ディーゼルエンジン主機の新制御システムの開発
置には，回転速度，フューエル・インデックス，掃気圧，負荷抵抗係数などの統計データを蓄積する機能も備えており，
今後の制御のチューニングや評価に役立てていく予定である．
4.3 機能検証
新主機制御システムを組み込んだ実機制御装置と VPS を組み合わせた機能検証のための陸上試験を行い，すべての機能が正常に作動することを確認した．バラスト状態で荒天に遭遇した時には，海面とプロペラとの距離が短く，フューエ
ル・インデックスの変動が極めて大きくなるため，この状態に対する制御性能は，特に重点的に検討・検証を行った．
実船計測で得られた負荷抵抗変動パターンを使ったシミュ
レーション結果を図 10 に示す．
図 10（a）は，従来の回転速度制御での動作を示している．
回転速度をできるだけ一定に保つためにフューエル・イン
デックスが大きく変動している．掃気圧は，長周期（100 秒以上）で変動しており，また，短周期（10 〜 20 秒）の変動も見られる．
図 10（b）は，フューエル・インデックス制御での動作を示している．フューエル・インデックスが固定され，負荷抵抗の変動に合わせて回転速度が大きく変動している．掃気圧
は，長周期の変動が回転速度制御に比べて小さくなったが，短周期の変動が残っている．
図 10（c）は，従来の回転速度制御と手動燃料制限機能を組み合わせた場合の動作を示している．掃気圧の短周期の変動はほとんど抑えられたが，長周期の変動は残っている．
図 10（d）は，出力制御での動作を示している．掃気圧の変動が他のモードに比べて極めて小さくなった．出力制御で

参

考

文

献

1）IMO：INTERIM…GUIDELINES…ON…THE…METHOD…OF…
CALCULATION… OF… THE… ENERGY… EFFICIENCY…
DESIGN…INDEX…FOR…NEW…SHIPS,…MEPC.1/Circ.681,…
（2009）
2）IMO：GUIDELINES… FOR… VOLUNTARY… USE… OF…
THE…SHIP…ENERGY…EFFICIENCY…OPERATIONAL…
INDICATOR（EEOI）,…MEPC.1/Circ.684,（2009）3）平野：初期設計時における船の操縦運動計算法について，日本造船学会誌，147（1982-6），p.…144
4）平野．ほか：船舶の操縦運動計算システムの開発，三井造船技報，122（1984-6），p.…15）小林．ほか：船舶の耐航性に関する理論計算プログラム（その 1… 理論計算式），三井造船技報，82（1973-4），
p.…186）仁保．ほか：新しい船体構造解析トータルシステムの開発（第 1 報）−概要及び運動・波浪荷重解析サブシ
ステム−，三井造船技報，157（1996-2），p.…17）内藤．ほか：波浪中における船速低下の推定法に関する研究，日本造船学会論文集，146（1979-12），p.…1478）湯浅：斜波中の船体運動によるプロペラ負荷変動の算定（その 1），日本造船学会論文集，136（1974-12），p.…69〔問い合わせ先〕
機械・システム事業本部 機械工場 技術開発部
TEL…0863−23−2360 田中 一郎

は，過給機，排気，掃気系の変化を最小限に抑えて，良好な燃焼状態を維持できることが分かる．

5.

おわりに

新主機制御システムを組み込んだ実機制御装置の陸上試験を実施し，新主機制御システムのすべての機能が正常に作動することを確認し，穏やかな気象・海象下に留まらず，外洋航海中における気象・海象下でも一層の燃費削減効果が期待される新主機制御システムの商品化に目処が立った．今後，複数の就航船において，新主機制御装置の実船検証試験を計

田中

一郎

三上

隆

青木

猛

山本

秀則

画中であり，良好な結果が得られることが期待される．
なお，今回の実船計測は，三造企業株式会社の協力のもとに実施したものである．

49

三井造船技報 No. 203（2011-7）

技術論文・報告

固体ソース電子磁気共鳴（ECR）プラズマを用いたLED 用インジウムスズ酸化膜（ITO）成膜装置
天

沢

敬

生＊

鳥

居

博

典＊＊

廣

野

滋＊＊

岡

崎

良

弘＊＊＊

Deposition System of ITO Thin Films for
LED Application Using Solid-Source ECR Plasma
Takao AMAZAWA, Hironori TORII, Shigeru HIRONO, Yoshihiro Okazaki
The market for blue or white light emitting diodes（LEDs）is expected to expand significantly in the near futureas their use in TV backlights and lighting devices grows. MES Afty manufactures and sells electron cyclotron
resonance（ECR）plasma deposition systems as a unique technology, and these systems are expected to be used forthe deposition of high quality transparent conducting electrodes of LEDs.   As a result of studying ECR deposition
technology of indium tin oxide（ITO, a typical transparent conducting film）, top level characteristics such as resistivity
and flatness of the film have been obtained by effectively utilizing ECR plasma irradiation.  Furthermore, the ohmic
contact to p-GaN has also been realized.
青色または白色発光ダイオード（LED）は，テレビのバックライトや照明用途として，今後，巨大市場を形成することが予想されている．MES アフティ株式会社では，独自技術である電子磁気共鳴（ECR）プラズマを用いた成膜装置の製造販売を展開しており，マーケット拡大の一環として，LED 向けの高品質透明導電膜への適用を検討した．
代表的な透明導電膜であるインジウムスズ酸化膜（ITO）について成膜技術を検討した結果，ECR プラズマ照射を有効に利用することにより，抵抗率や平坦性などでトップレベルの特性が得られた．また，これまで困難であった p 型窒化ガリウム（GaN）に対する直線性の電圧 - 電流特性（オーミックコンタクト）を実現した．LED 生産では，薄膜の基本特性のほかに，生産コストと量産性が極めて重要となることから，各種基板サイズに対応した高スループットの ECR プラズ
マ成膜装置を開発・製品化した．

アニール前

電流

アニール後

電圧

図 1 開発した ECR-ITO 膜と成膜装置
Newly Developed ECR-ITO Films and Deposition System

＊
＊＊

50

MES アフティ株式会社 八王子工場
MES アフティ株式会社 開発部

技術設計部

＊＊＊

機械・システム事業本部

事業開発部

固体ソース電子磁気共鳴（ECR）プラズマを用いた LED 用インジウムスズ酸化膜（ITO）成膜装置

1.

ECR プラズマ成膜により高品質 ITO 膜とオーミックコンタクトを実現

1990 年代に青色発光ダイオード（Light Emitting Diode：LED）が実用化されて以来，透明導電膜材料としてのインジ
ウムスズ酸化膜（Indium Tin Oxide：ITO）は電子ビームなどの蒸着法を用いて形成されてきた．しかしながら，バッチ処理方式の蒸着法では，毎回，成膜チャンバを大気開放するため高品質な ITO 膜が得られず，ロット間ばらつきや自2.

固体ソース ECR プラズマ成膜の原理と特徴

2.1 ECR プラズマの原理
図 2 に示すように，電子 e−の進行方向に垂直の磁場 B を与えると，電子はローレンツ力 F を受けて磁力線の周りを回転運動する．回転の周波数は磁力線の強さに比例し，強い磁場ほど高速に回転する．通常の ECR プラズマでは，875
Gauss の磁場を与えて電子を高速に回転させ，その回転と同一周期の交播電界 E を加えることで，共鳴現象を誘起させ動化などの観点からも，今後の高輝度 LED への対応は困難となっている．ITO 膜を多量に用いる液晶パネル生産など，
ほとんどの分野では，既にスパッタ法に置き換わっているにもかかわらず，LED プロセスにおいて現在まで蒸着 ITO が用いられてきた最大の理由は，GaN に対する直線性のある
電流−電圧特性（オーミックコンタクト）が蒸着法でしか得て高密度プラズマを持続させる．
このときの電子の回転周波数は 2.45 GHz であり，対応する交播電界はマイクロ波となる．ECR プラズマは，減圧チャ
ンバに磁界と電界を供給するだけで発生し，電極は不要であられなかったことによる．
MES アフティ株式会社では，従来から電子サイクロトロ
ン共鳴（Electron Cyclotron Resonance：ECR）プラズマ成膜装置の製造販売を展開しており，特にブルーレイレコーダ

桁高い高密度プラズマが得られる特徴を有する．
2.2 固体ソース ECR プラズマ成膜
ITO 成膜に用いた固体ソース ECR プラズマ成膜装置の基などに用いられる青色レーザ生産では欠かすことのできない装置となっている．これは青色レーザに用いる GaN 基板上に，低ダメージで高品質な光学膜を形成できることによるも20 cm 程度の ECR プラズマ室と，回転する成膜基板の置かれた成膜室とからなる．これらのチャンバにアルゴンガスをのであり，この特徴は同じ GaN を用いる LED 向け装置にも活かせるのではないかと考えた．ITO 膜は，成膜条件やアニール処理によって抵抗率や透過率などの膜質が極端に変化
し，一方，LED に用いる ITO 膜に要求される特性も，基本となる抵抗率や透過率，コンタクト特性のほかに，表面粗さ，応力，薬品耐性など多岐にわたっている．
以上の観点に立って，LED 向け ITO の成膜技術とその後のアニール処理を検討した結果，ECR プラズマ流を有効に利用することにより，膜品質を保ちながらオーミックコンタ
クトを得る新たな ITO 成膜手法を見出した．本報では，その実現方法と特性を報告するとともに，従来の蒸着装置に代わる LED の量産向け ECR-ITO 成膜装置の諸元についても言及する．

図 2 ECR プラズマの生成原理
Principle of ECR Plasma Generation

る．電子が電界に沿って直進運動する一般のプラズマに対し，一桁以上低い 0.01 Pa レベルの低圧で，1012 cm−3 オーダと二本構成を図 3 に示す 1）．真空排気されたチャンバは，直径供給した状態で，ECR プラズマ室の周りに配置された磁気コイルに直流電流を流して磁界を発生させ，ECR プラズマ
室下方からマイクロ波を投入すると，共鳴条件を満足する
ECR ポイントでプラズマが発生する．プラズマは ECR プラ
ズマ室から成膜室に向かって ECR プラズマ流として流れ出て成膜基板に照射される．
プラズマの出口に設置された円筒状のターゲットに高周波（Radio Frequeney：RF）パワーを印加すると，ECR プラズ
マ中のイオンがターゲットに加速され，スパッタリング作用によりターゲット材料を気化して成膜基板上に薄膜を形成す
る．固体ソース型の成膜は当社独自の方式であり，化学気相成長法（Chemical Vapor Deposition：CVD）のような爆発性，毒性ガスを用いることなく，高活性な ECR プラズマにより，金属原料と酸素・窒素ガスを無加熱で反応させて広範な酸化

図 3 固体ソース ECR プラズマ成膜装置の基本構成
Basic Configuration of Solid-Source ECR Plasma Deposition System

51

技術論文・報告

物や窒化物薄膜を得ることができる．
ECR プラズマ源は大きな磁気コイルを有することから小型軽量化に難点があるが，プラズマ源を成膜基板に対して傾
ける傾斜回転方式にすることで，φ 3 インチ基板用の ECR
プラズマ源をそのまま用いてφ 6 〜 8 インチ基板への高均一な成膜が可能となる．また図 3 では，マイクロ波はいった
ん 2 方向に分かれ，両サイドから ECR プラズマ室に導入されている．これは分岐結合方式と呼ばれ，石英製の導入窓をターゲットから見えない位置に配置することで膜付着による経時変化を防ぎ，生産工場での終夜の稼働に十分対応できる装置となっている．
ECR プラズマ成膜において，半導体基板などにダメージを与えることなく高品質な薄膜が得られる理由は，以下の作用による 2，3）．図 3 の ECR ポイントでは磁気コイルで発生した磁力線の周りを多くの電子が回転を始めるが，回転する
電子は磁気モーメントを有することから，回転しながら磁界の弱い成膜室に向かって磁力線の周りをらせん状に移動する．このため，重いプラスイオンは電子に引かれて加速され，成膜基板に入射する．電子とイオンの分布によって発生する
ポテンシャル差は 20 〜 30 V 程度であり，20 〜 30 eV の低いエネルギーの高密度イオンが成膜基板に照射される．
イオンエネルギーが 50 eV を超えるとスパッタリングや結晶欠陥などの問題が発生するが，ECR プラズマ流では，低エネルギー高密度のイオン照射によって，ダメージを与える
ことなく薄膜成長時の表面マイグレーションや原子間の結合に必要なエネルギーを基板に与え，高品質な薄膜形成が可能
となる．

3.

ITO 薄膜の形成

3.1 ECR-ITO 膜の主要な形成パラメータ
図 3 の ECR プラズマ成膜装置に SnO2 10 wt% 添加の ITO
ターゲットを装着し，各種条件で ITO 膜を形成した．固体
ソース ECR プラズマ成膜において最も重要なパラメータ
は，マイクロ波パワー（最大 1 000 W）とアルゴン流量（最大 50 sccm）である．マイクロ波パワーはイオン密度を制御
し，アルゴン流量は圧力すなわちイオン密度のほか，イオン
エネルギーをも制御する．圧力が高くなると回転する電子の分子衝突確率が増えて基板側への流れが弱まり，イオンを引き出すエネルギーが低下する．ECR に限らず ITO 成膜では微量の酸素ガス添加により膜の抵抗率が大幅に変化することから，重要なパラメータとなっている．本検討では単に流量を可変するだけでなく，流し方にも工夫を加えた．
ターゲットに印加するスパッタパワーは最大 1 000 W まで可変でき，主として成膜速度を決めるが，膜質への影響は小さい．磁界を発生させる上下 2 個のコイル電流は，ECR ポ
イント位置を変えるだけで膜質には大きく影響しないので，
基板回転速度とともにそれぞれ 26 A と 15 rpm の条件で成膜した．ECR 成膜では基板加熱無しで高品質膜が得られることが特徴であるが，一部試料については最大 400℃までの基板加熱を行った．
図 4 に，代表的な条件で成膜した ITO 膜の抵抗率の酸素52

流量依存性を示す．このときアルゴン流量は 40 sccm に固定
し，マイクロ波パワーと基板加熱有無をパラメータとした．
抵抗率は，0.5 sccm 以下の微量酸素流量において最小となり，
1 sccm 前後以上で急激に上昇する．抵抗率は，マイクロ波
パワーまたは基板温度を上げることで低減される傾向がある．スパッタや蒸着では 10−4 Ωcm 台の抵抗率を得るために，
通常，200 〜 300℃程度の基板加熱を行っているが，ECR 成
膜では無加熱でも抵抗率 4 × 10 − 4 Ω cm の ITO 膜を形成することができる．
3.2 パルスフロー成膜法により実現した超平坦 ITO 膜
ITO 膜を液晶パネルのような一般のアプリケーションで利用する場合には，図 4 に示す低い抵抗率（ρ）の領域で成膜することになる．プラスチック基板や有機 EL のように基板の耐熱温度に制約があるアプリケーションもあり，この場合は無加熱で成膜する．一方，LED プロセスでは一般に，
ITO 成膜後に 500 〜 600℃のアニール処理があり，このアニー
ルによって抵抗率や透過率などの膜質が大幅に変化する．ア
ニール条件によっては特性が成膜後と逆転することもあることから，本節以降では，LED 製作プロセスを想定して，アニール処理後の特性に主眼をおいて評価した．
図 5 は，アニール後の ITO 膜の抵抗率と表面粗さを酸素流量に対して測定した結果である．表面粗さには，いくつかの定義があるが，ここでは算術平均粗さ Ra を用いている．
膜の表面形状や Ra は，アニール前後で大きな差異がみられなかったが，抵抗率は大幅に減少し 10 − 4 Ω cm 台となっている．
同図によると，酸素流量 0 sccm では，抵抗率は低いがRa が約 5 nm と極めて大きい．僅かに酸素を添加することで Ra は約十分の一に低減し，一方で抵抗率は急激に増大した後で飽和している．ITO 膜の原子間力顕微鏡（Atomic
Force Microscope：AFM）写真を図 6 に示す．酸素流量0 sccm では，インジウムの凝集によるとみられる大きな凹
凸が観察され，酸素添加量とともに徐々に小さな組織に変化
している．

室温
室温
抵抗率ρ

三井造船技報 No. 203（2011-7）

酸素流量
図 4 抵抗率の酸素流量依存性
Oxygen Flow Rate Dependences of Resistivity

固体ソース電子磁気共鳴（ECR）プラズマを用いた LED 用インジウムスズ酸化膜（ITO）成膜装置
LED 向けの ITO 膜に要求される最も一般的な特性は低い抵抗率であるが，LED の構造によっては表面平坦性が極めて重視される．従来の蒸着 ITO 膜の Ra は数 nm であり，スパッタ法でも 0.5 nm 以下を実現することは困難といわれて酸素流量と分割比をパラメータとして検討した結果，幅広い条件において低抵抗で平滑な ITO 膜を形成できることが確認された．図 7 は，一例として，成膜とアニール処理を
図 5 と同様の条件に設定し，酸素流量を 1.5 sccm として 2.5

いる．図 5，6 の結果からも抵抗率と表面粗さはトレードオ
フとなっている．そこで，両方の特性を満足させる新たな成膜方法を試みた．図 6 に見られる酸素流量 0 sccm の場合に生じるインジウムの凝集は，表面エネルギーの大きな金属では本質的に避けられない．しかし，成膜初期に発生する核が大きく成長する前に表面エネルギーの小さな酸化層で覆えば，核成長が停止して凹凸が低減されると考え，確認のため

秒間隔で開閉を繰り返して成膜した ITO 膜の AFM 写真である．ITO 膜の表面粗さは 0.22 nm と小さく，また抵抗率も5.7×10 − 4 Ω cm と低く抑えられており，目標とする膜質が得られた．
図 8 は，ITO 膜の透過特性について，通常の成膜とパルス成膜を比較したものである．これらのサンプルは，サファ
イア基板上に 100 nm の ITO を成膜し，基板材質の影響を排除し ITO 膜自身の吸収の有無を見るため，分光光度計を用いて透過光と反射光との和を波長に対してプロットした．

の成膜を行った．具体的な成膜方法としては，酸素 0 sccm
で成膜中に，パルス的に一定流量の酸素を流す手法を採用した．この方法によれば，微量な酸素流量制御に代えて，酸素
流量と開閉の時間分割比で制御できることから，ITO の成膜をより精密に制御でき，最適な特性を再現よく得ることが可能となる．

ITO 膜の透過率はいずれも最大 99% 以上であり，可視光線の波長である約 400 〜約 800 nm の範囲で良好な特性が得られていることが確認できた．なお，同一パワー条件ではパルス成膜により僅かに短波長側に伸びることが分かる．
LED の製作プロセスの中にはレジストリフトオフを用いで容易に変形し，耐熱温度も 100℃程度と低いことから，低温形成で低応力の ITO 膜が必要となる．パルス成膜ではレジストが変形しない程度の低い応力の ITO 膜を無加熱で形成でき，このような用途にも適用できる．
以上のとおり，パルス成膜法によって，これまで他の成膜

表面粗さ Ra

抵抗率ρ

て ITO のパターンを形成するものもある．レジストは応力

成膜
アニール

法で実現されていないレベルの超平坦 ITO 膜が得られたことから，今後，LED のほか，有機 EL の下地膜などへの応用も考えられる．
3.3 世界初の GaN 基板上への ITO エピタキシャル成長
ECR プラズマ成膜法は基板加熱無しで高品質な薄膜を形成できることに特徴があるが，ITO 膜の場合には図 4 のよ
うに，マイクロ波パワーが高いほど，また基板温度が高いほ

酸素流量
図5

アニールした ITO 膜の抵抗率と表面粗さの酸素流量依存性
Oxygen Flow Rate Dependences of Resistivity
and Surface Roughness of ITO Films after Annealing

成膜

ど抵抗率が低減される傾向がみられた．そこで，マイクロ波
パワーをできるだけ高く設定して，基板温度による ITO 膜の特性の変化を調べた．

アニール

図 6 各種酸素流量で成膜した ITO 膜の表面モフォロジー
Surface Morphology of ITO Films deposited at Various Oxygen Flow Rate53

三井造船技報 No. 203（2011-7）

技術論文・報告

100

透過率

95

90

アニール

85

200

300

400

500

600

700

800

波長
図 7 パルス成膜 ITO 膜の表面モフォロジー
Surface Morphology of Pulse Deposition ITO Film

図 8 ITO 膜の透過率
Transmission Characteristics of ITO Films

室温

図 9 各種基板温度で成膜した ITO 膜の表面モフォロジー
Surface Morphology of ITO Films deposited at Various Substrate Temperatures

図 9 は，酸素流量を抵抗率が最も低くなる 0.5 sccm に設定し，マイクロ波パワー 800 W で成膜した ITO 膜の AFM写真である．表面モフォロジーは基板温度とともに凹凸が大幅に増大するが，350 ℃では平坦な表面となっている．一方，抵抗率は基板温度とともに単調に減少し，350℃では 1.4 ×
10 − 4 Ω cm と極めて低い値が得られた．基板温度が高くなるに従って結晶粒が成長して表面粗さが増大することは一般的な傾向であり容易に理解できるが，350℃で平坦になる現象については，解釈が困難である．そこで，膜の結晶性について X 線回折を用いて調べた．
図 10 は，各基板温度で成膜した ITO 膜のθ−2θ回折パ
ターンである．無加熱及び 150 ℃加熱による ITO 膜は様々な面方位からの回折ピークが見られ，一般的な多結晶膜となっているが，350 ℃のサンプルでは｛001｝面による回折ピー
クのみが観察されており，配向性の高い結晶であることが分かった．後者では，ITO 結晶膜の｛001｝面が全て基板に平行に揃っていることになるが，個々の結晶粒が基板面で回転している多結晶膜である可能性もある．そこで，このサンプルに対して更に（222）面のφスキャンを試みたところ 12 回対称性を示し，ばらばらに回転した多結晶ではなく，サファ
54

イア基板上に 3 ドメインでエピタキシャル成長していることが確認された．ロッキングカーブの半値幅は 0.025°と優れた結晶性を示した．
石英ガラスのようなアモルファス基板を用いた場合には，350℃で成膜しても荒れた膜となり多結晶であった．ITO 膜
を LED に適用する場合には下地が GaN 結晶となることか
ら，c−面 GaN エピタキシャル膜 / サファイア基板についても調べた．その結果，同様の成膜条件で GaN 上でも平坦な
ITO エピタキシャル成長が確認されたが，θ−2θの回折ピー
ク及びφスキャンから，｛001｝面でなく｛111｝面でエピタキ
シャル成長していることが確認された．
サファイア基板と GaN 基板はいずれも c 面であり，両者でエピタキシャル ITO の配向が異なる理由は明らかでないが，
基板と ITO 結晶の格子定数の比例関係で決定されることも考えられる．両者とも低抵抗，平坦な膜であり，膜成長初期の配置関係を除いたバルクとしての膜の性質は同等と解釈される．一般の蒸着 ITO 膜などの抵抗率は，電子の粒界散乱の影響が大きく，膜厚数 100 nm 程度以下では膜厚の減少と共に抵抗率が増大する傾向を示すが，エピタキシャル成長した
ECR-ITO 膜の抵抗率は 10 nm レベルまで抵抗増大はみられ

固体ソース電子磁気共鳴（ECR）プラズマを用いた LED 用インジウムスズ酸化膜（ITO）成膜装置

アニール前

アニール前
アニール後

室温

電流

電流

回折強度
（相対値）

アニール後

電圧

電圧

a）スパッタ ITOb）蒸着 ITO
アニール

回折角

（°
）

図 10 各種基板温度で成膜した ITO 膜の X 線回折パターン
X-ray Diffraction Patterns of ITO Films depositedat Various Substrate Temperatures

ず，2 つの表面のみで散乱される理想的な薄膜となっている．
ITO 膜のエピタキシャル成長に関しては，これまでにPLD（Pulse Laser Deposition）法により，基板温度 600℃以
上でエピタキシャル成長することが報告されているが 4），実用可能な 350℃での GaN 基板上へのエピタキシャル成長は初めてであり，LED プロセス以外でも各種応用が期待される．
エピタキシャル ITO 膜は，極めて低い抵抗率を有し，平坦性も良好である．ただし，アモルファス材質の基板上では凹凸の激しい膜となる．そこで，エピタキシャル成長しなくとも，極端な凹凸とならない条件を探索したところ，成膜速度を低く抑えて ECR プラズマ流の照射を強化すると，結晶粒が均質化して凹凸が低減される傾向がみられた．エピタキ
シャル成長の条件において，マイクロ波パワー 900 W，スパッタパワー 150 W で成膜した ITO 膜は表面粗さが 1 nm 程度となり，抵抗率も 1.7 × 10 − 4 Ω cm と良好であった．この多結晶 ITO 膜は膜質が下地に依存せず，600℃程度のアニールに対する抵抗率増大も少ないことから，汎用性に優れた膜といえる．

4. 実現した ITO/p-GaN オーミックコンタクト特性検討を始めるに当たって，これまで広く用いられている蒸着法と，オーミックが困難といわれているスパッタ法とを用いて ITO を形成し，p-GaN とのコンタクト特性を評価した．
試料作製手順としては，サファイア基板上に有機金属
気相成長法（Metal Organic Chemical Vapor Deposition：
MOCVD）を用いて Mg ドープ GaN をエピタキシャル成長
し，活性化熱処理を行ってキャリア濃度 1018 cm − 3 の p-GaNを得た．この基板を希フッ酸を用いてライトエッチし，その上に ITO 膜を形成した．成膜条件は，蒸着，スパッタとも，
基板加熱無し，微量酸素添加，膜厚 100 〜 200 nm に設定した．また電極形成後のアニールは，ゴールドイメージ炉を用
い，窒素ガス 1 slm，550℃，5 分で処理した．
図 11 に I−V 特性の測定結果を示す．スパッタの場合，アニール有無のいずれもショットキー特性を示しているが，図 11 スパッタ及び蒸着 ITO/p-GaN コンタクトの I-V 特性
I-V Characteristics of sputtered and evaporated ITO/p-GaN Contacts

蒸着では，アニール後にはオーミック特性が得られている．
以上の結果は，これまでに論文や特許などで報告されている傾向と同様であり 5），本実験においてもスパッタ ITO では
オーミックコンタクトを得られないことが確認された．
上記検討によって，オーミックコンタクトの可否を評価するための試料作製プロセスと測定法が明らかとなったので，同上の手法を用いて，ECR-ITO 膜の成膜パラメータとp-GaN コンタクト特性との関係を調べた．
成膜パラメータの各条件を最大限に可変して検討した結果，全ての特性がショットキーを示すなかでも，酸素流量が少ないほど（0 〜 0.5 sccm），またマイクロ波パワーが高いほど電流が流れやすくなる傾向が得られた．そのほか，基板加熱は特性を悪化させ，また，スパッタパワーや成膜圧力に対しては顕著な依存性はみられなかった．ITO 成膜後のアニール条件に対しては，アニール温度を高くするに従って I−V
特性が改善されたが，600℃以上でアニールすると ITO 膜自身の抵抗率が急激に増大するので，アニール温度は 550 〜
600℃程度に限定されることが明らかとなった．
一方，ITO/p-GaN 界面の膜厚 5 〜 10 nm 程度の ITO のみを可変する試みを行ったところ，コンタクト特性は界面側の ITO 成膜条件によって決定され，界面と離れた ITO 膜の影響は小さいことが判明した．そこで，界面側 10 nm 程度の ITO の成膜を細かく分割して成膜と ECR プラズマ流照射を繰り返す工夫を行ったところ，コンタクト特性が大きく改善され，実用可能レベルの良好なオーミックコンタクトを得ることができた．図 12 は，界面コンタクト層の有無による I−V 特性の差を比較したものである．マイクロ波パワー
700 W，スパッタパワー 500 W で形成した膜厚 100 nm のパルス成膜だけではアニール後もショットキー特性を示すのに対し，界面に 10 nm のコンタクト層を挿入したサンプルでは I−V 特性が直線性を示し，オーミック特性が得られている．このように，ECR プラズマ流照射量を増やすことでオーミックとなるメカニズムは，現在，明らかとなっていない．
従来，蒸着 ITO で容易にオーミックコンタクトが取れる
一方，スパッタ法では長年の努力にもかかわらずオーミックが得られていないことから，現実的な解決策として，膜厚55三井造船技報 No. 203（2011-7）

アニール前
アニール後

技術論文・報告表 2 ECR-ITO 成膜装置の諸元
Specifications of ECR-ITO Deposition System

アニール前
アニール後

型式

AFTEX− 9800S

電流

電流

搬送方式

CtoC 枚葉式
1元

2元

3元

本体床面積（m2）

1.5 × 3

3×3

3×4

トレイ/Lot/ 時間
電圧a）コンタクト層無しb）コンタクト層有り

成膜
アニール

図 12 ECR-ITO/p-GaN コンタクトの I-V 特性
I-V Characteristics of ECR-ITO/p-GaN Contacts

ITO 成膜技術

成膜条件

特徴

抵抗率
平均表面
（10 − 4 Ω cm） 粗さ（nm）

2.05

5（熱処理後）

0.2

パルスフロー ITO

酸素ガスの
パルス制御

超平坦

エピタキシャル ITO

加熱 ECR
プラズマ流照射

超低抵抗

1.75

1.4

0.5

多結晶 ITO

加熱 ECR
プラズマ流照射

高耐熱性

1.9

1.7

0.9

コンタクトITO

ECR
プラズマ流照射オーミックコンタクト（ITO/p-GaN）

1.9

3.5

0.4

（ITO 膜厚：100 nm）

10 nm 程度の薄い蒸着 ITO 層を形成した上にスパッタ ITOを成膜するといった特許もいくつか出されている 6）．これらの特許も含め多くの文献において，スパッタでオーミックとならない理由はスパッタダメージによるものとされている．しかし，本検討においては ECR プラズマ流照射を強化することによってオーミック特性が得られており，単純なダメージでは説明できない．ITO/p-GaN 界面に，InGaO3 や
InGaON などの仕事関数の大きな反応層が形成されることがコンタクト特性改善に寄与するとの報告もあり 7），今後，ECR プラズマ流による反応促進やキャリア活性化効果などを調べる予定である．

5.

LED 向け ITO 成膜装置

前章までの検討から，ECR プラズマ成膜を用いることにより，LED の p 型電極に適用するために必要な各種特性を十分満足できることが確認された．蒸着，スパッタ，ECR
いずれの ITO 膜においても，成膜条件とアニール条件の組
み合わせによって膜質は大きく変化し，LED で必要とする抵抗率（2 〜 5 × 10 − 4 Ω cm）や透過率（95 〜 99%）を個別に確保することは可能である．しかし，コンタクト特性をはじめ，表面粗さや薬品耐性なども含めて LED の品種とプロセ
56

6トレイ/Lot/140 分 12トレイ/Lot/140 分 8トレイ/Lot/140 分
6枚

12 枚

18 枚

φ 4" ウエハ（枚 /Lot）

18 枚

36 枚

54 枚

φ 3" ウエハ（枚 /Lot）

30 枚

60 枚

90 枚

φ 2" ウエハ（枚 /Lot）

72 枚

144 枚

216 枚

1.5 〜 5 ×10 − 4

透過率（%）@λ：500 nm＞ 99.5

表面粗さ Ra（nm）

0.2 〜 1

オーミックコンタクト○

緻密性･安定性

屈折率

φ 200

φ 6" ウエハ（枚 /Lot）

抵抗率（Ω cm）

表 1 代表的な ECR-ITO 膜の特性
Characteristics of Typical ECR-ITO Films

AFTEX− 9800T

ECR プラズマ源
トレイサイズ

電圧

AFTEX− 9800W

備考○・ウエハ処理枚数は，20 分 /トレイとした場合の計算．
膜構成や成膜法で変化する．

スに応じて必要な特性をトータルとして満足する条件を見出すことは困難である．
蒸着 ITO では，良好なオーミックコンタクトが得られる
一方で，Ra が数 nm 程度と凹凸の大きい粗な膜のために，
パターニングなどのプロセス中に薬品がしみ込んで穴が開くなどのトラブルが生じやすい．LED の高輝度化に向けて，抵抗率や透過率，平坦性は極限的な性能を求められる品種が増えているが，これらの特性は互いに相反する傾向があり，
ITO の膜種も LED に応じて細分化されつつある．このような中で，スパッタ法も精力的に検討されており，最近になって装置構造の工夫などで，ある程度のオーミックコンタクトが得られるとの情報もあるが確かではない．
本検討の結果，ECR 成膜によって各種の特徴ある ITO膜が得られ，これらをレシピ操作で組み合わせて用いることにより，これまでの蒸着法に代わる多くの特性を満足す
る ITO 膜 が 実 現 さ れ た． 代 表 的 な ECR-ITO 膜 と そ の 特徴を表 1 にまとめて示す．パルスフロー成膜では表面粗さ0.2 nm，エピタキシャル成膜では抵抗率 1.4 × 10 − 4 Ω cm と，いずれも業界トップレベルのデータが得られ，p-GaN とのオーミックコンタクトも実現された．また，多結晶 ITO のように，熱処理に対する膜質変化の少ない膜も形成でき，ア
プリケーションによって幅広い選択が可能である．これらのITO 膜を LED に適用しての検証はこれからの課題であるが，これまでのデモにおいて良好な結果が得られつつある．
ITO を 成 膜 す る ECR 装 置 と し て は， 従 来 の 装 置 ラ イ
ン ナ ッ プ を も と に ITO 用 に カ ス タ マ イ ズ す る こ と に なる．表 2 は，当社のφ 8 インチ基板対応 C to C 装置である
AFTEX-9800 をベースとした ITO 生産向け装置の仕様である．最大 3 元までの ECR プラズマ源を搭載可能であり，トレイによりφ 2 〜 6 インチの各種基板をセットできる．標準の AFTEX-9800 に対していくつかの仕様変更部分がある．

固体ソース電子磁気共鳴（ECR）プラズマを用いた LED 用インジウムスズ酸化膜（ITO）成膜装置
3 840

ただ，ECR 装置は複雑な機構を持つために装置価格や運用コストが蒸着装置に比べて高いという課題を残している．
今後は，デバイスメーカへの積極的なデモ展開を進めるとともに，装置設計や材料調達なども含めたコストダウンを図り，LED 装置マーケット開拓を目指す．

参

考

文

献

4 400

1）T.…Ono,…et…al.：Electron…Cyclotron…Resonance…Plasma…
Source… for… Conductive… Film… Deposition,… J.… Vac.… Sci.…
Technol.,…A12,…4（1994）,…p.…1281
2）T.…Amazawa,…et…al.：Ultrathin…Oxide…Films…Depoisited…

図 13 ECR-ITO 成膜装置のフットプリント
Footprint of ECR-ITO Deposition System

Using… Electron… Cyclotron… Resonance… Sputter,… J.… Vac.…
Sci.…Technol.,…B17,…5（1999）,…p.…2222…
3）天沢：ECR プラズマの光半導体プロセスへの応用，精密工学会誌，73，9（2007），p.…9754）M.… Y.… Chern,… et… al.：A… Well-matched… Substrate… for…
Epitaxial… Growth… of… Indium… Tin… Oxide,… Thin… Solid…
Films,…515（2007）,…p.…7866

当面の LED 生産で主流となるφ 4 インチ基板を 3 枚セット可能とするためにトレイの外径をφ 8 インチよりやや大きく

5）T.… Margalith,… et… al.：Indium… Tin… Oxide… Contacts… to…
Gallim…Nitride…Optoelectronic…Devices,…74,…26（1999）,…p.…

し，蒸着装置に対抗しうるスループットとした．またエピタ
キシャル ITO 向けに基板温度を 400℃としたほか，成膜シー
ケンスに関しても酸素ガスのパルス制御機能などが追加されている．
図 13 は，2 元 タ イ プ の ITO 成 膜 装 置 の 配 置 図 で あ る．

3930
6）徳寺．ほか：窒化ガリウム系半導体発光素子及びその製造方法，特許公報，特許第 3394488 号（2003）7）Y.… Toyoshima,… et… al.：Analysis… of… ITO/Mg：GaN…
Interfaces… by… Synchrotron… Radiation… Hard… X-ray…

ECR 装置では電源類が多く，蒸着装置と比較するとフット
プリントが大きくならざるを得ないが，ラックやポンプ類

Photoemission… Spectroscopy… and… Their… Electorical…
Characteristics,… Applied… Surface… Science,… 255（2008）,…
p.…2149を床下に配置することによってクリーンルーム内のスペース
ファクタを改善することができる．

6.

おわりに

現在，韓国，台湾，中国などの新興メーカが GaN 結晶成長のための MOCVD 装置に巨額な投資を一斉に開始しており，ITO 成膜装置への投資も秒読み段階である．今回の検討により，ECR-ITO 膜は，超平坦膜，超低抵抗膜，高耐熱性膜という特徴ある優れた膜質とオーミックコンタクトを実現できたことから，従来の蒸着法に置き換わって LED 生産に広く利用されることが期待される．また，新たに GaN 基
板上に ITO 膜をエピタキシャル成長できることが明らかとなり，光学的・電子的機能を複合した様々な機能デバイスへの展開も考えられる．

〔問い合わせ先〕MES アフティ（株）……八王子工場 技術設計部
TEL…042−632−8845 天沢 敬生

天沢

敬生

鳥居

博典

廣野

滋

岡崎

良弘

57

製 品 ・ 技 術 ニ ュ ー ス

新船型 110 000 重量トン型ばら積み貨物運搬船“Mitsui 110BC”−“Nord Hercules”（ノルド

三井造船は，千葉事業所にて建造したリベリア国の CLIO
MARINE INC.（クリオ マリン社）向け 110 000 重量トン型
ばら積み貨物運搬船“Nord Hercules”（ノルド ハーキュレス）を 2011 年 1 月 21 日に引き渡した．
本船は，将来のパナマ運河拡張を視野に入れ，現在のパナマ運河を通航できる最大船幅 32.3 m を超える船型（オーバーパナマックス型）で，鉄鉱石，石炭及び穀物類の効率的な海上輸送を目指して開発されたものである．更に，新規則を取り入れることにより，環境性能，オペレーションの自由度及び構造安全性の向上を図った新設計のオーバーパナマックス
型バルクキャリアの 1 番船となる．
特長（1）パナマ運河拡張を視野に入れて船幅をオーバーパナマック
ス幅とし，更に，汎用性を重視し主要な石炭揚荷港の制限を考慮した船型としつつ，載貨重量の最大化を図っている．
（2）主要想定貨物を鉄鉱石，石炭に加え穀物類とし，十分な船体強度と貨物倉容積を有し，貨物に合わせた効率的な配船が可能となっている．
（3）最新の船首形状及び船尾形状の採用並びに高効率プロペラ及び省エネ装置装備により，省エネルギー化を図っている．
（4）国際船級協会連合（IACS）のばら積貨物船のための共通構造規則（CSR-B）に沿って設計され，オペレーションの自由度の確保と構造安全性の向上を両立させている．
（5）船首楼の設置及び船首部予備浮力に関する新規則への対応により，安全性の向上を図っている．
（6）貨物倉とバラストタンク内は，海上における人命の安全のための条約（SOLAS 条約）に基づき設置している固定点検設備と可搬式梯子を組合せることで，安全で効率的
58

ハーキュレス）−な点検が可能となっている．
（7）ブラジルの鉄鉱石積出港に対応した係船設備を採用している．
（8）海洋汚染防止条約（MARPOL 条約）の燃料油タンク保護規則に対応し，また，汚水溜タンクを設置するなど，環境保護に配慮している．
（9）主機関には，コンパクト・高出力で，国際海事機関（IMO）の排ガス環境基準を満たした三井 -MAN B&W   ディーゼル機関 6S60MC-C 型を搭載している．
主要目
全長
長さ（垂線間）
幅（型）
深さ（型）
総トン数
載貨重量トン数
主機関

240.00 m
233.00 m
43.00 m20.70 m
60 997

連続最大出力
航海速力110 944 メトリックトン
三井 -MAN B&W ディーゼル機関
6S60MC-C 1 基
13 560 kW × 105.0 回転 / 分
14.5 ノット

最大搭載人数
船級
船籍

25 人
NK
パナマ
（船舶・艦艇事業本部）〔問い合わせ先〕
基本設計部
TEL 03−5202−3522

横田浩明

三井造船技報 No. 203（2011-7）

製 品 ・ 技 術 ニ ュ ー ス

博多港社会実験で完全電動トランステーナがCO2 排出削減などの効果を確認

バスバー

写真 1

完全電動トランステーナ

三井造船は，国土交通省九州地方整備局 博多港湾・空港
整備事務所より受注したアイランドシティコンテナターミナ
ルの電動化設備工事を，平成 22 年 12 月に完成した．
この電動化設備工事は，新規の完全電動トランステーナ 4
基の他に，既設のトランステーナ 13 基の電動化改造，ヤード全域への給電用バスバーの設置及び特高受電所からバス
バーまでの電源供給と変電の設備を一括して受注したものである．
新規の完全電動トランステーナは，リチウムイオン電池を搭載することで，レーン替え時に給電用バスバーから分離した場合でも電力を維持でき，世界初のタイヤ式ヤードクレー
ンの完全電動化を達成した．
また，新規と改造の全 17 基は，両側の脚外側に自動脱着機能付きの給電装置を備えることにより，給電用バスバーへの脱着が自動化され，短時間での自動脱着と共に，自由度の高い運用が可能となっている．
納入後の現地計測によると，電動化による効果をターミナ
ル全体で見た場合，CO2 の排出量は約 7 割減で，トランステー
ナの燃料費を約 5 割削減することができたと評価されている．
今後は，CO2 排出削減と省エネルギーのために，このような電動化ターミナルの需要が広がるものと期待される .
特 長（1）自動脱着機能付き給電装置
自動脱着機能により，給電装置の脱着のための人員が不要で，レーン替え時の省人化を図った．
（2）回生電力の有効利用
従来は熱として大気放出していたトランステーナの回生

写真 2

ヤード全域に配置したバスバーとした．
（3）バスバー給電
バスバー給電により，トランステーナの配置計画の自由度が広がり，従来と変わらないヤードの運用が可能になった．
主要目の完全電動（1）新規トランステーナ（4 基）
型式…
：RT4023-16I-4
定格荷重…
：40.6…t
スパン…
：29.45…m
揚程…
：15.24…m
レーン替え動力…：トランステーナ搭載リチウムイオン電池（2）改造トランステーナ（13 基）
型式…
：RT4023-16I-4
定格荷重…
：40.6…t
スパン…
：29.45…m
揚程…
：15.24…m
レーン替え動力…：既設ディーゼル発電機（3）トランステーナ給電用バスバー設備
総延長…
：3…873…m（全 15 レーン）
（4）受変電設備
送り出し盤…
：一式（特高受電所内設置）
変圧器盤…
：一式（ヤード内設置）（鉄構・物流事業本部）〔問い合わせ先〕運搬機システム営業部
TEL…03−593−3062 加藤亮太

電力を，他の機器に供給することで電力の有効活用を可能
三井造船技報 No. 203（2011-7）59

製 品 ・ 技 術 ニ ュ ー ス

行縢川橋上部工（P6 ～ A2）工事−合理的な断面構成，ライフサイクルコストの低減−

外力による
モーメント

写真 1

完成時全景

延岡道路は，国道 10 号の交通混雑を緩和するために計画された延長 20.6…km のバイパスである．この道路は，自動車専用道路であり，すでに開通している延岡南道路と接続する
ことにより，宮崎の県北地方拠点都市地域の骨格を成す路線と位置づけられている．
行縢川橋は，この延岡道路の北川 IC 〜延岡 IC 間に位置する橋梁であり，行縢川を跨いで架橋される（写真 1）．
特長（1）合理的な断面構成①鋼少数主桁形式の採用
鋼少数主桁とは，耐荷力・耐久性に優れた床版構造を採用することにより，主桁間隔を広げ主桁本数を減らし，
横構・対傾構を省略することのできる構造形式である．
従来の鉄筋コンクリート床版を採用した多主桁の構造
形式に比べ，施工の大幅な省力化やメンテナンス性の向上を図ることができる．なお，床版には，鋼板パネルとコンクリートが一体となって荷重に抵抗することのできる合成床版を採用している．
② LP 鋼板 1）の採用

図1

LP 鋼板の概念説明図 1）な錆（保護性錆）を形成することで優れた防食性能を発揮する鋼材であり，近年重要な課題となっているライフサイ
クルコストの低減を目的として本工事で採用している．
②耐候性鋼用表面処理剤（景観仕様）の採用
耐候性鋼用表面処理剤とは，耐候性鋼材表面の保護性
錆の形成を補助し，架設初期の錆むらの発生や錆汁の流出を防ぐために鋼材表面に被膜を塗布する処理剤である．
本工事では景観性を考慮し，主に見えがかりの部分に着色タイプの耐候性鋼用表面処理剤を採用している．
主要目
工 事 名：宮崎 10 号行縢川橋上部工（P6 〜 A2）工事
発 注 者：国土交通省九州地方整備局延岡河川国道事務所
工事場所：宮崎県延岡市天下町地内
橋梁形式：鋼 3 径間連続非合成少数鈑桁橋
床版形式：合成床版 t ＝ 210 〜 240…mm
橋
長：162…m，支 間 長：57.85…m＋58.5…m＋44.25…m
平面線形：R＝2…000…m，縦断勾配：1.298%，横断勾配：2%
有効幅員：12.394 〜 24.618…m，鋼 重：920…t
主要鋼材：SMA570W，SMA490AW，SS400，S10TW

通常 1 枚の鋼板は，全体にわたり板厚が一定であるのに対し，1 枚の鋼板の中で板厚を長手方向に変化させた
参考文献
ものが LP 鋼板（Longitudinally… Profiled… Steel… Plate）で
1）一般社団法人日本鉄鋼連盟：LP 鋼板，http://www.jisf.
ある（図 1）．
or.jp/business/tech/bridge/high/lp.html,…（2011-4-19）
この LP 鋼板を主桁の上下フランジに使用することに（鉄構・物流事業本部）
より，必要断面力に応じた合理的な断面を構成している．
（2）ライフサイクルコストの低減〔問い合わせ先〕①耐候性鋼材の採用
鉄構運搬機工場 鉄構設計部
耐候性鋼材とは，無塗装のままで年月と共に表面にち密
60

TEL…097−593−3773

大野幸生

三井造船技報 No. 203（2011-7）

製 品 ・ 技 術 ニ ュ ー ス

大分県

神崎跨線橋

−ニッケル系高耐候性鋼の使用と維持管理−

写真 1

完成時全景

写真 2

ワッペン式暴露試験部（白枠内）

県道木田神崎線は，大分市木田を起点として本神崎で国道
197 号に接続する延長 6.3…km の一般地方道である．大分県

試験は，従来の飛来塩分測定に比べて回収頻度が 1 年に一回と少ないこと（従来法では毎月回収），直接測定のため評では，県内の地方中核都市への連絡強化及び都市と農山村との交流促進を支援する道路設備の充実が図られており，大分市と臼杵市を結ぶ広域ネットワークの構築，通学路の安全確保という役割で，木田神崎線の整備が展開されている．神崎
跨線橋はこの木田神崎線整備事業の一環であり，九州旅客鉄

価精度が高いこと（従来法では間接指標の評価），長期間評
価が可能など優れる点が多い．そのため，本橋では，架設後におけるニッケル系高耐候性鋼の現地適用性検証や維持管理に役立てるため，ワッペン式暴露試験を採用した．試験の内容は，薄手の小型試験片を両面粘着テープで橋梁部材に

道株式会社の日豊本線上に跨線橋を架けることで，現道の線
形の不良，狭あい区間の解消も担っている．
神崎跨線橋は 3 橋で構成されており，日豊本線直上は PC
桁，両端の隣接橋は鋼桁である．三井造船は，これら鋼桁 2橋を平成 22 年 3 月に大分県大分土木事務所より受注し，翌
平成 23 年 3 月に無事故で納めることができた（写真 1）．

貼り付け，その後，ある頻度で試験片を回収し腐食量を調査する（写真 2）
．また，調査した腐食量と腐食予測技術を合せることにより，長期の腐食減耗量を推定することができるため，維持管理への活用及び県内他地域へのニッケル系高耐候性鋼の現地適用性評価にも参考データとして活用できる．

特 長（1）ニッケル系高耐候性鋼の採用
現在の無塗装耐候性鋼橋梁の現地適用性評価は，道路橋

主要目
工事場所：大分市大字本神崎〈A1-P1 橋梁〉
橋梁形式：鋼単純非合成鈑桁橋

示方書により飛来塩分量 0.05…mdd 以下，又は離岸距離により定められている．本橋は，別府湾（太平洋沿岸部）からの離岸距離が 0.5…km に位置し，現道路橋示方書によるJIS 耐候性鋼（JIS… G… 3114）では適用範囲外（当架設地点は橋
長：20.0…m，支…間…長：19.0…m，鋼 重：35…t〈P2-A2 橋梁〉
橋梁形式：2 径間連続非合成鈑桁橋橋
長：45.0…m，支…間…長：20.5＋23.5…m，鋼 重：71…t

2…km 以内）であることから，1% ニッケル高耐候性鋼が採用された．
（2）ワッペン式暴露試験による維持管理
最近の耐候性鋼橋梁の防食設計に関する研究では，腐食に与える環境因子は，飛来塩分量以外に温度や湿度などもあることを考慮し，耐候性鋼材の腐食量を直接測定する方法としてワッペン式曝露試験が提案されている．ワッペン式暴露

幅
員：11.0…m（有効幅員：10.0…m）
主要鋼材：SMA490W-MOD,…SMA400W-MOD,…S10TMR（鉄構・物流事業本部）

三井造船技報 No. 203（2011-7）〔問い合わせ先〕
鉄構運搬機工場 鉄構設計部
TEL…097−593−3773 太田

真二

61

製 品 ・ 技 術 ニ ュ ー ス

高性能レーダシステムを搭載した新型空洞探査車による探査サービスを開始− 3 次元地中リアルモード表示機能を搭載−

写真 1

新型空洞探査車○：空洞 A△：埋設物 A（推定）□：埋設物 B（推定）
図1

株式会社三造試験センターは，路面下空洞探査業務での探査性能の向上と作業の迅速化を図るため，3 次元地中リアル

3 測線計測による B モード表示例（従来型空洞探査車）

モード表示機能をもつ高性能レーダシステムを搭載した新型空洞探査車を開発した．
（写真 1）
空洞探査は，昭和 63 年 5 月に東京都で道路の陥没事故が発生し，その後も陥没事故が多発したことから，その必要性が高まることとなった．このような状況より，当社では平成3 年からいち早く事業展開し，現在までに延べ 6 000 km の調査実績を有している．
従来型空洞探査車の課題
路面下の空洞探査は，地中レーダ装置を搭載した車輌を走行させながら，電磁波の送信，反射波の受信を行い，そのデータを解析することで行っている．従来の空洞探査車は，探査幅 2 m に対し 3 台の送受信アンテナを配列させ，横断方向
0.67 m ピッチでデータ取得を行っており，この結果から 3 測
線の B モード画像を制作し，空洞解析を行っていた．
図 1 に示す空洞例は，埋設管の周囲に発生した空洞の B
モード画像であるが，観測結果から空洞と埋設管を推定するためには，高度な技術が必要となる．知識と経験を積んだ技
術者が，画像から異常が想定されるものを抽出しその位置を特定後，周辺道路の図面や現場の状況から地下埋設物等の存在も考慮しながら，空洞の有無を検討する．このため，空洞の確認までに長時間を要するのが現状である．
高性能レーダシステム搭載の新型空洞探査車
開発した新型空洞探査車は，探査幅 2.5 m の範囲を 16 素子のアンテナにより，
横断方向 0.17 m ピッチで 15 測線のデー
タ取得を行う．これにより，
図 1 と同一の地点の測定結果は，
62○：空洞 A△：埋設物 A（推定）□：埋設物 B（推定）図2

15 測線計測による B モード表示例（新型探査車）15 測線の B モード表示では図 2 のようになり，従来の 3 測線と比較してより多くの情報が得られる．このため，3 次元表示ソフトにより図 3 に示す 3 次元地中リアルモード表示が可能となった．図 3 は，図 1 と同一地点を新型空洞探査車の 3 次元画像で表したものであるが，埋設管と空洞がはっきりと表現されており，空洞を容易に検出するための判断材料として大いに活用できることが分る．
三井造船技報 No. 203（2011-7）

図3

地中リアルモードの表示例

空洞の想定箇所を抽出した後の作業として，小型探査機による精密測定，ボーリング調査による空洞の有無，内部状況の確認作業がある．新型空洞探査車は，これらの作業を効率よく実施できるように，測定ルートについて正確な位置情報を与える機能を増強した．位置情報と地中のレーダ情報を同期させて電子化して記録する機能を持たせたことで，データの視認性・客観性の向上，道路の健全性評価・安全性管理の向上に貢献できる．
当社は，空洞探査業務を 2 台の探査車，手押し式装置 2 台（1 測線用，3 測線用各 1 台）及び削孔・観察装置 2 台を用いて実施しており，複数の現場及び状況に適した装置を使用しての空洞探査が可能である．また，対象物を埋設管や RC 構
造物など適用範囲を広げており，多くの分野・物標に対応した調査を実施している．
特 長（1）新型空洞探査車は，高性能レーダシステムを搭載したことにより，路面下空洞探査結果を 3 次元地中リアルモードで表示することができる．
（2）3 次元地中リアルモード表示では，地中の状況を任意の方向に回転させることができ，抽出したい標的に合わせて
画像の切り抜きをすることにより，空洞の判別精度が向上した．
（3）時速 50 km の走行状態で，探査幅 2.5 m の範囲を 16 素子のシングル・リニア・アレイアンテナにより，15 測線の連続計測が可能な稼働特性を考慮した最適なシステム構成とした．

三井造船技報 No. 203（2011-7）（4）車輌幅よりレーダ探査幅を広くしたことで，路肩付近まで調査可能である（測定不能箇所低減）．
（5）車輌前方の路面状況を記録する高速度のカメラ 1 台，車輌の左右および後方の周辺状況を記録する赤外線カメラ
3 台及び D-GPS の搭載により，連続した正確な位置情報を収集することができる．
主要目
車 輌 形 式 ：小型マイクロバス（1Box 形状）
レ ー ダ 方 式 ：FMCW シングルパスリニアアレイレーダ
ア ン テ ナ 数 ：16 素子
探 査 幅 ：2.5 m
最大探査深度 ：約 1.5 m（乾燥した最適条件時）
空洞探査能力 ：50 cm × 50 cm × 5 cm 以上
走 行 速 度 ：50 km/h（計測ピッチ 4 cm の場合）
位 置 情 報 ：D-GPS 機能
4 方向カメラ（前方路面，左側，右側，後方）
画 像 処 理 ：地中断面 15 測線 B モード表示
地中リアルモード表示（3 次元表示）（株式会社三造試験センター）〔問い合わせ先〕
西部事業所 営業部
東部事業所 営業部
新事業推進部

TEL 0863−23−2620 三宅
TEL 0436−43−8931 岩崎
TEL 0863−23−2364 井上

63

製 品 ・ 技 術 ニ ュ ー ス

風車建設用新型クレーンの開発− 1/4 スケールモデル機による要素試験で性能を確認−

写真 1

1/4 スケールモデル機

継続的成長が期待される風力発電では，その事業の効率性向上のため，設備の大型化が予想されている．この大型設備の工事にあたっては，高いタワーの組み立てとその先端に発電機などが収納されている重量物のナセルなどを設置可能な
大型クレーンが必要となる．しかし，このような大型クレーンの国内保有台数は少ない．また，最近では山間部に設置される風力発電設備も多くなり，道路などのインフラ整備費用

写真 2

把持装置

（1）メインブーム伸縮機構
クレーンメインブームには自走伸縮機を持たせ，輸送，組立時の作業時間の短縮が図れること．
（2）把持装置
風車タワーを把持することにより，クレーン自身の自立補助に有効であること．
（3）ガイロープ機構
削減のため，
アクセス性に優れたクレーンが求められている．
ガイロープ制御装置を設置し，載荷時における荷重バラこれらの課題を解決するため，三井造船は，風力発電設備
ンス及びブーム振動抑制が確保できること．
建設のための新たなクレーンの開発を進めている．このク
レーンは，自立を補助する目的で風車のタワーを支持構造体
特 長として活用するものであり，タワーの組み立て，タワー先端
風車建設用新型クレーンは以下の特長を有する．
へのナセル，ブレードなどの設置を可能としている．これに （1）既存の自走式クレーンと同等の機動性を確保し，高さより，建設作業時間の短縮化が図られ，山岳地域へのアクセ
80m 以上の風車の設置が可能である．
ス性に優れたコンパクトな風車用クレーンを実現できる．
（2）輸走時の最大寸法は 18 m×3 m×4.3 m に抑えられ，山岳当社が検討している風車建設用新型クレーンは，最大巻上地域へのアクセス性が向上する．
げ荷重が 80 t，最大作業半径が 10 m，最大対応風車タワー （3）作業ヤードでの組立解体に要する作業時間を短縮できる．
高さが 100 m である．この度，実機の 1/4 スケールモデルを製作し，実用化へ向けて以下のような要素試験を実施し，その性能を確認した．
今後も風車建設の効率化に向けて，引き続き検討・開発を進めて行く．
試験項目と目的
本要素試験の実施内容とその目的は，以下のとおりである．

64（4）コンパクト化により，設置作業エリアの有効活用化が図れる．
（鉄構・物流事業本部）〔問い合わせ先〕建設エンジニアリング部
TEL 03−5202 −3908 佐々木潤

三井造船技報 No. 203（2011-7）

プレスリリース
2011 年 6 月 1 日

http://www.mes.co.jp/press/2011/20110601.html「バラスト水事業グループ」を新設−就航船へのバラスト水処理装置搭載に迅速に対応−
三井造船株式会社（社長：加藤 泰彦）は，6 月 1 日付でバラス
ト水処理装置関連の事業を行う「バラスト水事業グループ」を，
船舶・
艦艇事業本部 事業開発部内に新設しました．
当グループは，営業，設計及び開発のメンバーで構成され，装置搭載事業の窓口となり，客先ニーズを取り入れ，機動的で迅速な対応を目指していきます．今後，事業展開を積極的に推進し，子会社も含めた当社グループ全体を緊密に連携させた事業体制を整えていく予定です．
現在，外航船へのバラスト水処理装置の搭載を義務付けるバラス
ト水管理条約の発効が間近に迫っています．条約発行後には大量の就航船への搭載が必要となるため，対応が急務となっています．そこで当社は，当グループを中心に就航船への装置搭載に関し，設計・購買・装置据付をスムーズに行い，就航船へのサービス拡大を図っていきます．
あわせて開発中の当社製バラスト水処理装置「Fine Ballast」の受注機会拡大も図ります．
［担当］  船舶・艦艇事業本部 事業開発部 バラスト水事業グループ
電話：03−5202−3147［問い合わせ先］  広報室 乾 雅俊

三井造船技報編集委員会
委員長

中

谷

龍

男

委

木

澤

厚

夫

福

岡

哲

二

小

野

純

二

川

島

幸

司

速

水

大

橋

弘

隆

延

永

尚

志

松

本

正

文

神

田

伸

靖

有

信

俊

郎

員

礼

万一，落丁・乱丁がありました節は，お取り替えします．

三井造船技報 No. 203（2011-7）

井上

良太

三

井

電話：03−5202−3520

造

船

技

報

第 203 号
2011 年（平成 23 年）7 月 7 日発行（年 3 回発行）
発行人

入

江

泰

雄

発行所

三井造船株式会社

技術本部〒103−0027  東京都中央区日本橋 1 丁目 3 番 16 号
TEL  03−5202−3600
印

刷株式会社  三造ビジネスクリエイティブ〒134−0088  東京都江戸川区西鐚西 8 丁目 4 番 6 号（非売品，無断転載を禁ず）

65

三

井

造

船

株

式

会

社

http://www.mes.co.jp/
TEL 03 5202 3147

鐚西センター〒 134 0088

東京都江戸川区西鐚西 8 丁目 4 番 6 号

TEL 03 3675 2819

北海道支社

〒 060 0807

札幌市北区北七条西 4 丁目 5 番地 1（伊藤 110 ビル）

TEL 011 736 0036

東 北 支 社

〒 980 0811

仙台市青葉区一番町 2 丁目 7 番 17 号（朝日生命仙台一番町ビル） TEL 022 262 3481

中 部 支 社〒 450 0003

名古屋市中村区名駅南 1 丁目 24 番 30 号（名古屋三井ビル）

TEL 052 582 0145

関 西 支 社〒 550 0004

大阪市西区靱本町 1 丁目 11 番 7 号（信濃橋三井ビル）

TEL 06 6447 2001

岡 山 支 店

〒 700 0903

岡山市北区幸町 8 番 29 号（三井生命ビル）

TEL 086 233 4131

中 国 支 社

〒 730 0051

広島市中区大手町 2 丁目 7 番 10 号（広島三井ビル）

TEL 082 248 0311

呉 営 業 所

〒 737 0045

広島県呉市本通 3 丁目 5 番 18 号（メゾンロイヤル）TEL 0823 25 7837

四 国 支 店

〒 760 0050

香川県高松市亀井町 5 番地 1（百十四ビル）

TEL 087 833 4111

松山営業所

〒 790 0002

愛媛県松山市二番町 3 丁目 3 番 8 号（伊予石油ビル）

TEL 089 947 7060

九 州 支 社

〒 812 0011

福岡市博多区博多駅前 1 丁目 1 番 1 号（博多新三井ビル）

TEL 092 411 8111

東九州支店

〒 870 0027

大分県大分市末広町 1 丁目 1 番 18 号（ニッセイ大分駅前ビル）

TEL 097 537 9260

沖 縄 支 店

〒 900 0033

沖縄県那覇市久米 2 丁目 4 番 16 号（三井生命那覇ビル）

TEL 098 869 3135

玉野事業所

〒 706 8651

岡山県玉野市玉 3 丁目 1 番 1 号

TEL 0863 23 2010

千葉事業所

〒 290 8531

千葉県市原市八幡海岸通 1 番地

TEL 0436 41 1112

大分事業所

〒 870 0395

大分県大分市日吉原 3 番地

TEL 097 593 3111

玉野技術開発センター〒 706 0014

岡山県玉野市玉原 3 丁目 16 番 1 号

TEL 0863 23 3001

千葉技術開発センター〒 290 8531

千葉県市原市八幡海岸通 1 番地

TEL 0436 41 1110

基盤技術センター〒 706 0014

岡山県玉野市玉原 3 丁目 16 番 1 号

TEL 0863 23 3101

昭島研究センター〒 196 0012

東京都昭島市つつじが丘 1 丁目 1 番 50 号

TEL 042 545 3111

つくば研究センター〒 103 0027

東京都中央区日本橋 1 丁目 3 番 16 号

TEL 03 5202 3600

｜
｜
｜
｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜
｜
｜

｜

｜
｜

｜

｜
｜
｜
｜
｜

｜
｜

｜

｜
｜
｜
｜
｜
｜
｜
｜
｜
｜
｜
｜
｜
｜
｜
｜

｜

東京都中央区日本橋 1 丁目 3 番 16 号｜

〒 103 0027
｜

社

本

海外事務所

シンガポール，北京，ジャカルタ，ハノイ，クアラルンプール

海外現地法人三井造船ヨーロッパ株式会社（ロンドン）

｜

｜

｜

｜
｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

｜

技 術 本 部

三井造船（U.S.A.）株式会社（ニューヨーク）
三井造船（上海）商貿有限公司

66

三井造船技報 No. 203（2011-7）

三井造船技報 第 203 号の発行に当たって「三井造船技報」をご高覧いただき，ありがとうございます．
本誌は，当社が平素ご指導いただいている方々へ，最近の当社の新製品や，それを支える技術についてご紹介するものです．
本誌の内容につきましては，更に充実を図る所存ですが，忌憚のない御意見を賜りましたら，大変幸甚です．
送付先の貴組織名，ご担当部署，所在地などにつきましては正確を期しておりますが，変更などがございましたら，以下にご記入の上，FAX でお知らせ頂きたくお願い申し上げます．
敬具
キ

リ

ト

リ

線

FAX：0 3 − 5 2 0 2 − 3 6 1 0
三井造船株式会社

1.  送

付

先：

技報編集委員会

事務局

三井造船技報送付先の確認と第 203 号へのご意見等について

□従来通り

□変更

□削除 （いずれかに V を付けてください）

		

組織名称

		

担当部署

〒

︱

所 在 地

〒

︱

a ）旧送付先		行（TEL. 03−5202−3600）

旧送付先は，現在の宛先ラベルのコピーをここに貼付して頂いても構いません．

b ）新送付先
キ
リ
ト リ 線

		

所 在 地

		

組織名称

		

担当部署

		

ご担当者

		

TE L N o .

FAX No.

2.  今後の編集に反映させていただくため，下記アンケートにご協力をお願いします．
（ 1 ）本号で興味のあった記事をお知らせください．
（最初のページ No. で可．複数回答可）
技術論文・報告では……

製品・技術ニュースでは ……
その他の記事では……

（ 2 ）その他，ご意見・ご要望あれば，お聞かせください．

｜｜TEL 03 5202 3510

営

業

品

目

FAX 03 5202 3599｜

船舶・艦艇事業本部

要｜

主

液化天然ガス（LNG）運搬船，液化石油ガス（LPG）運搬船，原油輸送船，石油精製品運搬船，ばら積貨物船，オープンハッチ型貨物船，鉱石運搬船，石炭運搬船，コンテナ船，自動車運搬船，FSO，FPSO，超高速貨物船，超高速カーフェリー，各種特殊船
修繕船，各種改造船工事，Ｍ＆Ｒエンジニアリング
護衛艦（DD），潜水艦救難母艦（AS），潜水艦救難艦（ASR），音響測定艦（AOS），輸送艦（LST），補給艦（AOE），掃海母艦（MST），海洋観測艦（AGS），巡視船，練習船，海洋気象観測船，漁業調査船，漁業取締船，海洋調査船，研究調査船，物理探査船，環境整備船，視察船，測量船，交通艇，消防艇，高速旅客船，深海探査ロボット（AUV，ROV），小型水中ロボット，水道管点検ロボット
自動艦位保持装置（DPS），システム操船装置，艦橋情報表示装置（ABS ／ IBS），舵減揺装置，船体運動状態表示装置（SMACS），航海情報表
示装置，フィンスタビライザー，中折式デッキクレーン，赤外線低減装置，弾薬搭載機材，補機制御表示装置，機関操縦装置，水中放射雑音シ
ミュレータ，防火防水実習場，各種訓練水槽，操船シミュレータ
水中ロボット／水道管点検ロボットを用いた点検サービス

FAX 03 5202 3937｜｜｜

TEL 03 5202 3900｜

鉄構・物流事業本部

橋梁，ハイブリッド構造物（浮防波堤，浮消波堤，浮桟橋，浮体式係船岸，ケーソン），海洋構造物（シーバース，ケーソン，沈埋函，ジャケット），浮体式海洋設備，海外土木・建築工事全般，特殊構造物，風力発電設備工事
岸壁用コンテナクレーン，ヤード用コンテナクレーン，舶用ガントリークレーン，ローダー，アンローダー（連続式，グラブバケット式），
ジブクレーン，天井クレーン，コンテナターミナルマネジメントシステム｜

FAX 03 5202 3977｜｜

TEL 03 5202 3950｜

機械・システム事業本部
舶用ディーゼル機関

往復動圧縮機，ガスタービン発電設備，ガスエンジン発電設備，ディーゼルエンジン発電設備，太陽熱発電設備，バイナリー発電設備，各種
コージェネレーションプラント，蒸気タービン，炉頂圧回収タービン，軸流・遠心式圧縮機
鍛造前誘導加熱装置（ビレットヒータ，バーヒータ，ピンヒータ 他），鉄鋼・非鉄分野向誘導加熱装置（薄板加熱装置，銅管焼鈍装置，線材加熱装置），高周波電源装置（PWM インバータ，サイリスタインバータ，トランジスタインバータ，ゾーンコントロール用電源）
遠隔操作マニピュレータおよびその周辺機器，センシング機器（地中埋設物・建築物探査レーダ，太陽追尾採光システム，複合材剥離検査器），
レーダ探査サービス，水理実験設備，塔，槽，熱交換器，回転式乾燥機
IT を活用した各種設備・機器のリモートモニタリングサービス・診断サービス・情報サービス，各種設備・機器の包括／一括メンテナンスサー
ビス，各種技術サービス（運転及びメンテナンスにかかわる技術指導・工事指導・工事施工），LSS（ライフサイクルソリューションサービス ：陸・舶用ディーゼルエンジン，ガスタービン，各種ボイラ，プロセス用圧縮機，蒸気タービン発電設備，炉頂圧タービン発電設備，プロセス機
器，誘導加熱装置，各種クレーンの保守，改造用部品・機器の供給，性能改善・改造工事・延命工事などのエンジニアリング・サービスと施工）
SiC ウェハー，CVD-SiC コーティング，SiC 製半導体装置用部品｜

FAX 03 3675 6429｜｜

TEL 03 3675 6984｜

環境・プラント事業本部

プラントのエンジニアリング及び建設工事（石油化学，化学繊維，合成樹脂，石油精製，ガス製造・精製，無機化学，化学肥料，石炭化学，発酵関連，ファインケミカル，代替エネルギー関連），プラント要素技術（加熱炉，分離炉，分解ガスクェンチャー，高粘度流体脱揮装置，PSA装置），エンジニアリング支援システム，フィージビリティースタディ，プラントメンテナンス，SDM 工事
三井リサイクリング 21（キルン式ガス化溶融システム），廃棄物処理関連（流動床式焼却炉，粗大ごみ処理施設，リサイクルセンター，加熱脱塩素化装置，ダイオキシン分解触媒，炭化炉，PCB 処理），ガス処理関連（脱塩，集塵）
水処理関連（産業排水，汚泥），ガス処理関連（排煙脱硫，排煙脱硝，脱臭），廃棄物再資源化システム（焼酎廃液，有機性廃棄物からのメタン
発酵，コンポスト及び乾燥装置），バイオガスプラント（生ごみ・汚泥バイオガスプラント，油温減圧乾燥式食品廃棄物再資源化システム，家畜糞尿再資源化システム）｜

FAX 03 5202 3989｜｜

TEL 03 5202 3981｜

事業開発本部

新規事業の発掘・立案・計画・事業化推進，全社の事業開発の統括・推進，社内向け事業開発関連情報の発信，新規事業のフィージビリティス
タディ，新規事業のプロジェクトの推進
天然ガスハイドレートの製造・貯蔵・輸送・ガス化技術の開発，ガスハイドレートの特性を生かした各種事業開発，バイオエタノール事業の開発，次世代リチウムイオン電池正極材事業の開発
船舶運航支援のポータルサービス｜

FAX 03 5202 3125｜｜

TEL 03 5202 3940｜

営業総括本部CS（顧客満足）向上活動の推進，全社にかかわる営業戦略の企画・立案・推進，各事業本部の営業支援及び社内横断プロジェクトの推進，新規事業の発掘と事業化推進，国内・海外営業拠点（支社，支店，営業所，海外駐在員事務所）の統括と受注活動の推進
海外プロジェクトの推進（ODA 案件），海外新規案件の発掘及び支援

バイオマスパワーで日々の生活を支え、資源循環社会に貢献
三浦地域資源ユーズ株式会社向けし尿・浄化槽汚泥および農水産物残渣の処理施設である「三浦バイオマスセンター」（愛称：「MKE BIMA ステーション三浦」）が竣工しました。
本センターは、三浦市の衛生センターの老朽化に伴う建て替えであり、
し尿・浄化槽汚泥だけでなく、三浦市の特産物である大根、スイカなどの農産物残渣（未利用バイオマス）や処理後の小魚など（廃棄物系バイオマス）の水産残渣を一緒に処理することが特長です。
また、処理の過程で生じるバイオガスはボイラや発電機のエネルギーとして施設内で利用し、堆肥化設備を備えて発生残渣から堆肥を生産し、農家に利用してもらう資源循環型の施設となっています。

浄化槽汚泥

前処理

脱水

放流

水処理設備

し尿
農作物収穫残渣
水産加工残渣

公共下水道汚泥

ガスエンジン（電気・温水）破砕
混合・調整槽

メタン
発酵槽

ガス
ホルダー

ボイラ
（温水）

脱水機

堆肥化
設備

肥料

一次発酵

環境ソリューション事業本部

営業部〒134-0088 東京都江戸川区西葛西8丁目4番6号 ST 西葛西ビル7階
TEL 03（3675）4052／FAX 03（3675）2504