"LNG等を燃料とするガスタービン以下、従来型ガスタービンという。の排ガスダクト内に、その上流側から順に、排ガスの熱回収を行う煙道CO2加熱部と蒸気発生器を配置し、当該煙道CO2加熱部が超臨界圧CO2ガスタービンサイクルのCO2加熱器として使用され、当該蒸気発生器で発生した蒸気が当該従来型ガスタービン内に注入される、超臨界圧CO2ガスタービンと従来型ガスタービンの複合発電システム請求項1に記載の複合発電システムであって、前記蒸気発生器で発生した蒸気の一部、あるいは、全部を、熱源として当該複合発電システム外へ送る熱電可変型の複合発電システム。請求項1に記載の複合発電システムであって、前記煙道CO2加熱器で加熱されたCO2を、前記従来型ガスタービンのコンバスタの冷却壁管に導き、その中で再加熱した後、前記超臨界圧CO2ガスタービンに送る複合発電システム。請求項3に記載の複合発電システムであって、前記蒸気発生器で発生した蒸気の一部、あるいは、全部を、熱源として当該複合発電システム外へ送る熱電可変型の複合発電システム。本発明が解決しようとする課題は、25,000kWeクラス以下の発電領域で従来型の発電システムや、単なる超臨界圧CO2ガスタービンサイクルよりもさらに発電効率が高い発電システムを提供し、さらに、それに加えて熱電可変型の発電システムを提供することにある。本発明は、LNG等を燃料とするガスタービンの排ガスダクト内に、その上流側から順に、排ガスの熱回収を行う煙道CO2加熱部と蒸気発生器を配置し、当該煙道CO2加熱部が超臨界圧CO2ガスタービンサイクルのCO2加熱器として使用され、当該蒸気発生器で発生した蒸気が当該従来型ガスタービン内に注入される、CO2ガスタービンと従来型ガスタービンの複合発電システムである。本発明の複合発電システムの概念図を図9のケース3に示す。LNG等を燃料とする従来型ガスタービンはコンバスタで燃料を燃焼させることにより発生した高温高圧のガスでタービンを回転させ、発電機を回して電力を外部に送ると共に、自らのコンプレッサを回転させて燃焼用空気を昇圧する。この従来型ガスタービンのタービンの排ガスを煙突に導く排ガスダクト内に煙道CO2加熱部と蒸気発生器を設ける。両者はいずれもタービンからの排ガスの熱回収を行い煙突から排出される排ガスの温度を下げて、システムの効率を向上させる。この煙道CO2加熱部は、図7に示す超臨界圧CO2ガスタービンサイクルのCO2加熱器に相当し、再生熱交換器から出たCO2を超臨界圧CO2ガスタービンの所定の入口温度まで過熱する。一方、蒸気発生器で発生した蒸気は、ガスタービンに注入されて発電に寄与する。この構成により、従来型ガスタービンの排熱を有効に回収し、その一部を超臨界圧CO2ガスタービンサイクルの加熱源として有効活用すると共に、回収した残りで蒸気を発生させ、その蒸気をガスタービンに注入して、発電出力を増大させ、かつ、熱効率を向上させる。10,000kWe級の既存のガスタービンをベースに、他の発電システムとの間で出力と発電効率の比較をした。比較したのは、それぞれの概念図を図9に示す通り、本発明の複合発電システムケース3の他に、従来型ガスタービンと蒸気タービンの複合発電システムケース1、超臨界圧CO2ガスタービンと従来型ガスタービンの複合発電システム蒸気発生器を有しないものケース2、そして、蒸気注入サイクルケース4である。試算した結果の概要を表1に示す。その結果は、各発電システムの出力は図10、発電効率は図11の通りである。同規模のガスタービンを用いた場合、本発明の複合発電システムケース3は、試算条件下においては、出力において従来型ガスタービンと蒸気タービンの複合発電システムケース1にわずかに及ばない値となったが、効率低位発熱量発電端基準では、ケース1が40.4であるのに対し、47.3と大幅に上回り、その効率向上の効果が際だっている。同様の試算を、発電規模を替えて行った結果を図12に示す。ここでは、本発明の複合発電システムケース3及び従来型ガスタービンと蒸気タービンの複合発電システムケース1に加えて、従来型ガスタービンと組み合わせないで燃焼炉でCO2を加熱する超臨界圧CO2ガスタービン発電システム、並びに、従来のボイラと蒸気タービンからなる火力発電システムと比較をした。図から明らかなように、本発明の複合発電システムは、発電規模の広い範囲で他の発電システムに比べて高い効率低位発熱量発電端基準を有している。特に、その効果は25,000kWeクラス以下の発電領域で際だっている。また、本発明は、請求項1に記載の複合発電システムであって、前記蒸気発生器で発生した蒸気の一部、あるいは、全部を、熱源として当該複合発電システム外へ送る熱電可変型の複合発電システムである。その概念図を図13に示す。ガスタービンの排熱を回収して蒸気を発生させ、その蒸気をガスタービンに注入して、発電出力を増大し、かつ、熱効率を向上させる蒸気注入サイクルは、航空転用型ガスタービンや可変静翼を有する産業用ガスタービンを用いることが多く、発電出力6,000kWeから27,000kWe程度のガスタービンがすでに実用化されている。前述の通り、同じサイズのガスタービンを用いた場合の発電量は他の発電方式に比べて大きくないが、かなり高い発電効率が得られ、さらに、付属設備が少ないため、設備単価が安くなることや省スペースであることが特徴である。ガスタービンのコンバスタは外筒と内筒の二重構造をもち、燃料は内筒内で燃焼し、その燃焼により高温になる内筒の温度を下げるために、外筒と内筒の間にできる円環状の流路に冷却流体通常は燃焼用の空気を流す構造となっている。蒸気注入サイクルにおいて、ガスタービンの排熱の熱回収で発生した蒸気は、この円環状の流路を流れる空気に混入させる形で、ガスタービンに注入される。注入できる蒸気量は、下記の数式1に示す熱電比で0から0.3程度、すなわち、熱回収で発生した蒸気すべてをガスタービンに注入する運転状態から発生電力量の3割に相当する蒸気をサイクル外へ送気する運転状態まで対応が可能である。数式1熱電比=サイクル外へ送気する蒸気の熱量/発生電力量10,000kWe級の既存のガスタービンをベースに、他の熱併給型の発電システムと発電効率の比較をしてみた。比較したのは、それぞれの概念図を図14に示す通り、本発明の複合発電システムであって煙道に置かれた蒸気発生器が一つであって、発生する蒸気の圧力が一つの圧力、すなわち、蒸気発生器が単圧の場合ケース6、煙道に置かれて蒸気発生器が複数この場合は二つあって、発生する蒸気が複数の圧力、すなわち、蒸気発生器が複圧の場合ケース7、さらに、従来型ガスタービンと蒸気タービンの複合発電システムケース5、及び、蒸気注入サイクルケース8である。試算した結果の概要を表2に示す。その結果は、各発電システムの発電量を最大にした場合以下、発電MAXという。の効率低位発熱量発電端基準は図15、熱供給を最大にした場合以下、熱MAXという。の効率低位発熱量は図16の通りである。同規模のガスタービンを用いた場合、本発明の複合発電システム、特に、蒸気発生器が複圧の場合は、発電MAXの効率低位発熱量発電端基準において47.4と他システムにくらべ極めて高効率である。本発明の複合発電システムの熱MAXの効率低位発熱量はケース5やケース8に比べて低いが、多くの事例で見られるように、発電が主体であり、熱供給は副の位置づけであるプラントにあっては、発電量を多くした運転状態、すなわち、発電MAX、あるいは、それに近い状態で、極めて高い効率が得られることは電力不足が懸念される昨今非常に有益である。さらに、本発明は、請求項1に記載の複合発電システムであって、前記煙道CO2加熱器で加熱されたCO2を、前記従来型ガスタービンのコンバスタの冷却壁管に導き、その中で再加熱した後、前記超臨界圧CO2ガスタービンに送る複合発電システムである。図17に本発明の複合発電システムの概念図を示す。超臨界圧CO2ガスタービンに送るCO2の加熱を煙道CO2加熱器とコンバスタ内冷却壁管での加熱の2段階に分けて行うことにより、煙道CO2加熱器の伝熱面積が減り、設置スペースが節約できると共に、加熱段階でのCO2の圧力損失が少なくなり、超臨界圧CO2ガスタービンサイクルの発電効率、ひいては、本複合発電サイクルの発電効率が、さらに向上する。また、本発明は、請求項3に記載の複合発電システムであって、前記蒸気発生器で発生した蒸気の一部、あるいは、全部を、熱源として当該複合発電システム外へ送る熱電可変型の複合発電システムである。前記煙道CO2加熱器で加熱されたCO2を、従来型ガスタービンのコンバスタに導き、その中の冷却壁管で加熱した後、CO2ガスタービンに送る複合システムで得られたより高い発電効率を維持しつつ、前述の熱電可変型の効果を生かすことができる。本発明の複合電システムを採用することにより、25,000kWeクラス以下の発電領域で従来型の発電システムや、単なる超臨界圧CO2ガスタービンサイクルよりもさらに発電効率が高い発電システムを提供し、さらに、それに加えて熱電可変型の発電システムを提供することができる。本発明の実施の形態について、図面を参照しながら説明する。なお、本発明はかかる実施の形態には限定されず、本発明の範囲内でその具体的構造に種々の変更を加えて良いことは言うまでもない。図1は本発明の超臨界圧CO2ガスタービン複合発電システムの実施例1の構成を示す説明図である。図中の一点鎖線で示されたラインと弁は実施例2で付加されるものであり、実施例1では存在しない。また、図2には実施例1の試算された一つの温度線図を示す。従来型ガスタービン1は、燃焼用空気11を圧縮するコンプレッサ12、燃料であるLNG等13をその圧縮された燃焼用空気で燃焼させるコンバスタ14、そこで発生した高温高圧ガスのエネルギーを回転運動に変えるタービン15、そのタービンにより回転し発電する発電機16からなり、タービン15を出た排ガスは煙道17を通って煙突18に導かれる。この煙道17内のタービン15に近い部分、すなわち、ガスタービン排ガスの温度が最も高い部分に、超臨界圧CO2ガスタービンサイクル2に使用するCO2を加熱する煙道CO2加熱器21が設けられる。その下流側、すなわち、ガスタービン排ガスの温度が下がった部分にはガスタービン1に注入される蒸気を発生する蒸気発生器3が設けられる。この実施例1では2段の複圧式を採用しており、蒸気発生器3は、高圧蒸気発生器31、低圧蒸気発生器32、それらに送る給水を予熱する節炭器33,および、その給水を送り込む給水ポンプ34から成っている。図2に示したように飽和温度の最も高い高圧蒸気発生器31をより高い排ガス温度域に配置し、その下流側により飽和温度の低い低圧蒸気発生器32、最後に飽和温度以下の低い温度の節炭器33を設けることにより、ピンチポイントを避けて、煙突18に至る排ガス温度を165°Cの適正値まで下げることができる。また、熱交換に必要な温度差を十分採れるので、熱交換器としてコンパクトな構成を取ることができる。本実施例では、圧力が違う二つの蒸気発生器31、32に一つの給水ポンプ34から給水を送り込み、一つの節炭器33を経たのち分岐してそれぞれの蒸気発生器に給水を送り込むために、分配用の調整弁35、36を設けているが、それぞれの蒸気発生器に節炭器、及び、給水ポンプを個別に設け、ラインを分離して、調整弁は無しとすることも当然に考えられる。二つの蒸気発生器31、32で発生した蒸気36、37は、実施例1では一点鎖線で表示した熱供給ライン41、42やそのための調整弁38、39、43、44は存在しないから、全量がガスタービン1に注入され、その発電電力を増大させ、かつ、発電効率を向上させるために使われる。一方、超臨界圧CO2ガスタービンサイクル2の詳細は図1では表示していないが、図7に示す構成になっており、図7のCO2加熱器の役割を図1の煙道CO2加熱器が担う。前述したとおり、超臨界圧CO2ガスタービンサイクルは1、000kWeから100,000kWeの発電領域、特に、25,000kWe以下の発電領域で従来のガスエンジン、従来型ガスタービン、あるいは、従来の蒸気タービンサイクルに比べて高い発電効率が得られる。図2に示した試算では、コンバスタ14で発生した燃焼ガスは1,250°Cでタービン15に送られ、12,547kWeの発電をする。タービン15出口の排ガス温度は544°Cであり、煙道CO2加熱器21、二つの蒸気発生器31、32、さらに節炭器33と熱交換して165°Cで煙突から排出される。高圧蒸気発生器31からは3,170kghの蒸気が、低圧蒸気発生器32からは11,300kghの蒸気がガスタービン1に送られる。図1において、図中の一点鎖線で示されたライン41、42、および、調整弁38、39、43、44を実施例1に付加したものが実施例2である。また、図3には実施例2の試算された一つの温度線図を示す。熱供給を行うため、蒸気発生器3で発生した蒸気36、37の一部、又は、全部を分岐して供給する熱供給ライン41、42を設ける。熱供給の需要に合わせて蒸気を送り、かつ、電力の需要にも合わせるため、蒸気36、37は熱供給用とガスタービンへの注入用に適切に分配される。そのために調整弁38、39、43、44が設けられている。図3は、実施例2において、発生させた蒸気36、37の全量を熱供給した場合の試算である。コンバスタ14で発生した燃焼ガスは1,250°Cでタービン15に送られ、12,415kWeの発電をする。タービン15出口の排ガス温度は539°Cであり、煙道CO2加熱器21、二つの蒸気発生器31、32、さらに節炭器33と熱交換して165°Cで煙突から排出される。高圧蒸気発生器31からは3,270kghの蒸気が、低圧蒸気発生器32からは11,500kghの蒸気が熱供給のため発電システムの外に供給され、ガスタービン1に送られる蒸気量は0kghである。図4は本発明の超臨界圧CO2ガスタービン複合発電システムの実施例3の構成を示す説明図である。また、図5は、実施例3のガスタービンのコンバスタの一例の断面図である。さらに、図6には実施例3の試算された一つの温度線図を示す。理解を容易にするために、実施例1あるいは実施例2と同様の機能を持ち、類似の構成を持つ要素には同じ付番を行う。ガスタービン1のタービン15を出た排ガスは煙道17を通って煙突18に導かれ、その煙道17内のタービン15に近い部分、すなわち、ガスタービン排ガスの温度が最も高い部分に、超臨界圧CO2ガスタービンサイクル2に使用するCO2を加熱する煙道CO2加熱器21が設けられる。その下流側、すなわち、ガスタービン排ガスの温度が下がった部分にはガスタービン1に注入される蒸気を発生する蒸気発生器3が設けられる所は実施例1と同様である。この実施例では、蒸気発生器3が単圧式の場合を示している。すなわち、給水ポンプ34で送り込まれた給水は節炭器33で予熱された後、一つの蒸気発生器30に導かれ、単圧の蒸気を発生させる。技術的検討や経済性比較の結果によっては、実施例1と同様に複圧式とすることは可能である。蒸気発生器30で発生した蒸気は、ガスタービン1に注入される。熱電可変型が必要な場合には、図4の図中に一点鎖線で示された熱供給ライン41、および、調整弁38、43を設けることは実施例2と同様である。煙道CO2加熱器21で加熱されたCO2はガスタービン1のコンバスタ19に送られ、コンバスタ内に設置された冷却壁管19でさらに加熱され、所定の温度になった後、超臨界圧CO2ガスタービンサイクル2に送られる。すなわち、図7のCO2加熱器の役割を、この実施例では煙道CO2加熱器21とコンバスタ14内に設けられた冷却壁管19が担う形となる。図5bは、従来から有るガスタービンのサイロ型コンバスタの断面図である。ガスタービンのコンバスタには、サイロ型のほかに缶型やアニュラ型があるが、構造上このサイロ型が実施例3を適用するのに最適と考えられる。サイロ型コンバスタはガスタービン1台に付き通常1基設けられる。コンバスタ14は、外筒51と内筒52の二重筒からなり、LNG等の燃料は内筒52内で燃焼する。その熱で内筒は高温になるので、二重筒の円環部に燃焼用の空気を流し、また、内筒52に細孔53を開けて燃焼用空気を内筒の内壁に沿って流れるようにして、冷却を行う。図5aにサイロ型コンバスタに設置した本実施例のコンバスタ内冷却壁管19の一例を示す。冷却壁管19は、コンバスタ内筒52内にチューブを互いに密接したコイル状に巻いた形で設置される。冷却壁管19は、コンバスタ内でCO2を加熱する熱交換器として働くと共に、内筒52の冷却装置としても機能する。煙道CO2加熱器21で加熱されたCO222は、コンバスタ内冷却壁管19に導入され、再加熱される。規定の温度まで加熱されたCO223は超臨界圧CO2ガスタービンサイクル2に送られる。超臨界圧CO2ガスタービンに送るCO2の加熱を、煙道CO2加熱器21とコンバスタ内冷却壁管19の2段階に分けて行うことにより、煙道CO2加熱器21の伝熱面積が減り、設置スペースが節約できると共に、加熱段階でのCO2の圧力損失が少なくなり、超臨界圧CO2ガスタービンサイクルの発電効率、ひいては、本複合発電サイクルの発電効率が、さらに向上する。図6は、この実施例で試算された一つの温度線図を示す。コンバスタ14で発生した燃焼ガスは1,250°Cでタービン15に送られて発電をする。タービン15出口の排ガス温度は544°Cであり、煙道CO2加熱器21、蒸気発生器30、さらに節炭器33と熱交換して183°Cで煙突から排出される。この試算では、熱供給を行っていないので、蒸気発生器30で発生した蒸気は全量ガスタービン1に送られる。煙道CO2加熱器21に385°Cで流入するCO2は、そこで450°Cまで加熱され、コンバスタ内冷却壁管19に送られて、さらに490°Cまで加熱されて超臨界圧CO2ガスタービンサイクル2に送られる。"