JPS622128B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は、製鉄所、セメント工場等の排熱や、
地熱等のような比較的低温の熱源から動力を回収
するための方法に係り、特に熱水タービン工程と
フロンタービン工程とを組み合わせ、その相乗効
果として熱回収効率の向上、装置の小型化等を図
り、低温熱源の有効な利用を促進するものであ
る。

従来、製鉄所の排熱等のように200℃〜350℃程
度の低温熱源から熱を回収して動力を得る方法と
して、熱水タービンによる方法と、フロンやイソ
ブタン、トルエン等の低エンタルピー熱媒体を使
つた有機媒体タービンによる方法とがある。

前者の熱水タービンとは、水を加圧下で加熱し
て得た熱水によつてタービンを駆動するもので、
熱水のフラツシユによつて生じた蒸気と熱水とを
同時に翼列に導く二相流タービンである。熱水タ
ービンを用いる理由は、熱水による顕熱交換の方
が蒸発過程を含む潜熱交換より熱回収率が高いこ
とによる。即ち潜熱交換による場合は、温度と熱
量との関係を示す第１図に明らかなように、熱交
換器内の熱源の温度は入口温度T₁から出口温度
T₂までほぼ直線的に下降する。一方作動流体で
ある水は、入口において液状で温度t₁である。こ
れが予熱されて飽和温度ｔ_pに達すると蒸発し始
め、潜熱を吸収する。熱源の温度曲線L₁と、水
の温度曲線L₂との温度差は飽和温度ｔの点で最
少Δｔとなる。このような点をピンチポイントと
呼ぶ。従つてピンチポイントにおける両者の温度
差（Ｔ−ｔ＝Δｔ）が最小温度差である。この最
小温度差を確保するためには、排熱源の熱交換器
出口温度T₂と水の熱交換器入口温度T₁との温度
差（アプローチ）は大きくなり、前者の温度を低
くするには制約が生じる。その結果多くの熱量を
利用できずに捨てることになつてしまう。このよ
うに潜熱交換工程を用いることは、低温熱源から
動力を回収する場合には不利である。上記の理由
から、水を蒸発しない程度まで加圧して熱源から
熱を吸収して得た熱水を作動流体として用いる熱
水タービンが有利である。熱水の加熱過程な顕熱
交換であるから、第２図に示すように熱源の温度
L₁と熱水の温度L₂の熱量特性はほぼ平行とな
る。

従つて熱水の入口温度t₃を必要に応じて下げて
やれば、熱源の出口温度T₄もこれに応じて下が
るため、低温熱源の熱を有効に利用できる。換言
すれば、蒸気タービンにおける作動流体の蒸発器
内でのピンチポイント温度差による回収熱量の制
約がない為、低温熱源の顕熱交換器出口温度と、
加圧冷水の同交換器入口温度との温度差（アプロ
ーチ）を小さくでき、前者の熱を低い温度迄回収
し得るため、回収熱量が大となる。又上記顕熱交
換器は蒸発相がないので、例えば気液分離ドラム
や降水管等の液再循環部が不要となり、構造、取
扱が簡単、安価となる。更に熱を高温の液体で輸
送するので、配管口径が小さくでき、特に分散熱
源等の場合に有利である。しかし反面、熱水ター
ビンは前記の如く二相流タービンであるから、液
滴がタービン翼に付着する等の理由により、単相
流タービンと同等の効率を得ることが難しい。

他方、フロン−11やフロン−114を始めとする
一連のハロゲン系炭化水素化合物を作動媒体とす
る有機媒体タービンは150℃〜100℃程度の低温で
使用する限りにおいて、高いサイクル効率、ター
ビン効率を得ることができる。特に有機媒体とし
てフロン−11やフロン−114等を用いた場合は、
無毒性、不燃性等の安全性の面から、他のトルエ
ン、ピリジン、フロリノール等の有機媒体を用い
た場合より有利である。しかしフロンの場合にも
長所ばかりでなく、350℃〜200℃程度の排熱源に
適用する場合は、熱分解温度が高々140℃程度以
下であるため、サイクル最高温度をそれ以上に出
来ず、サイクル効率も限定され適切な使用が困難
である。又前記の如く、蒸発器におけるピンチポ
イント温度差の制約によつて回収熱量は、熱水回
収による場合より減少する。更に、分散熱源等か
らの熱を集中化して、単一大容量タービンによる
スケールメリツトを期待する場合、熱の輸送配管
が長くなり、蒸気輸送のため配管口径が大とな
る。又その配管内への媒体充填量が多く、媒体コ
ストが過重となる。

従つて本発明の第１の目的は、熱水タービンと
フロンタービンの有利に使用できる温度範囲が異
る点に着目し、両者を一定条件下で有機的に組み
合わせ、従来いずれか一方の単独システムでは適
用困難であつた温度領域まで効果的に活用し得、
且つ全体としてのサイクル効率の向上及び回収熱
量の増大を図ることにある。

即ち、熱水タービンの背圧を大気圧を若干超え
る程度とすると、排出される熱水及び飽和蒸気の
温度は、背圧に対応した飽和温度となり、例えば
大気圧にて100℃、６気圧にて160℃の低温度とな
る。フロンタービンサイクルはこの程度の温度範
囲で最もサイクル効率が高くなり、且つ、熱分解
を生じる危険なく安定して使用できる。

従つて、本発明はこの熱水タービンの排出熱水
及び飽和蒸気を熱源とするように、フロンタービ
ンを組み合わせることによつて上記目的を達成す
る。又熱水タービンのみで高真空まで減圧するこ
とは、前記したように液滴のタービン翼への付着
によりタービン効率の低下を招く。そこで熱水タ
ービンを背圧式にしてタービン出口の熱水温度を
上げ、熱水タービンの効率を向上させることが考
えられる。事実、実験によれば、第５図に示す如
く、熱水タービンを背圧式にして、出口温度を高
めていくと、タービン効率が向上することが認め
られた。ここにＤは液滴の径である。この理由は
次の通りである。

即ち熱水タービンは二相流タービンであり、タ
ービン翼列には、蒸気と液滴の混在した状態で、
進入する。蒸気はタービン羽根に沿つて流れ効率
よく羽根に運動量を与えるのが、液滴は質量が大
なる為、その慣性力により、羽根に沿つて曲がら
ず、そのまま羽根に付着してしまう。これはター
ビン背圧が低い場合に特に著るしい傾向である
が、背圧を上げるに従つて蒸気密度が大となり、
液滴の形状抵抗が増大し、蒸気流れに液滴が追従
する傾向が増し、タービン翼に付着せず通り抜け
る液滴数が多くなり、それらが効率良く羽根に運
動量を与えるためであると考えられる。

第６図はこの情況を示している。しかし背圧熱
水タービンは、熱水の有する可利用仕事（等エン
トロピ変化に於けるエンタルピ変化量）を部分的
にしか利用しない。例えば、250℃の高圧熱水を
0.075at迄膨張する場合と、6at迄膨張する場合と
可利用仕事量を比較すると、夫々54対11であり、
6atの背圧をかけた場合は、高真空まで膨張させ
た場合の約５分の１しか仕事をしていないことに
なり、５分の４の熱量は捨てていることになる。
そこでこの５分の４の熱量をいかに有効に利用す
るかが問題である。このような観点から従来、第
３図に示すように、背圧熱水タービンＡからの排
気を気水分離器Ｂに導入して蒸気と熱水とに分
け、熱水を多段フラツシヤＣに導入して得られた
蒸気Ｄと、上記気水分離器で直接得られた蒸気Ｅ
とによつてフラツシユ蒸気タービンＦを駆動して
発電を行う方法がある。この場合、背圧熱水ター
ビンＡで利用できなかつた熱量を用いるものであ
るが、フラツシユ蒸気タービンＦは、蒸気中の湿
り成分によつてタービン効率は75％程度しか期待
できない。又多段フラツシヤＣの出口Ｇにおける
水の温度は28℃程度であり復水器Ｈからの水Ｉと
合流させても、熱水を発生させる熱交換器Ｊの入
口Ｋの温度t₃は、せいぜい60〜70℃程度までしか
冷やすことができない。従つて、第２図に示した
顕熱効換による熱源の出口温度もあまり低くでき
ず、低温熱源からの熱回収自身が制約を受ける。
これは基礎となる回収熱量の減少を招くもので、
低温熱源からの動力回収方法としては極めて不利
である。

従つて、本発明の第２の目的は、熱水タービン
サイクルと、フロンタービンサイクルを組み合わ
せることによつて、低温熱源からの熱回収量を増
大させることにある。

更に、第３図に示した従来のフラツシユタービ
ンを使つた方法では、フラツシユタービンへ供給
する蒸気を得るためには、必然的に多段フラツシ
ヤＣが必要であると共に、同時に気水分離器を必
要として不経済である。

従つて、本発明の第３の目的は、気水分離器等
を要せず、簡単に熱水タービンから熱水と蒸気と
を分離した状態で得ることにより、動力回収装置
全体のコストダウンを図る点にある。

更に又、有機媒体タービンサイクルの場合、前
記の如く蒸発器におけるピンチポンント温度差の
制約による回収熱量の減少が問題である。

従つて、本発明の第４の目的は、フロンサイク
ルと熱水サイクルを適切に組み合わせることによ
りフロンサイクルの熱回収率を向上させ、フロン
タービンのタービン効率の向上を図り、全体の動
力回収率を高めることにある。

続いて本発明を具体化した実施例について、第
４図以下の添付図面を参照して詳述する。第４図
は本発明の一実施例である動力回収方法の一例の
概略を示すタービンサイクルの回路図である。第
４図に示す如く、水ポンプ５によつて加圧された
水は、熱交換器の一種である熱水発生器１におい
て例えば350℃〜200℃程度の低温熱源との間で熱
つせられて熱水となる。水ポンプ５は、熱水発生
器１において、蒸発が起らない程度に水を加圧す
る。熱水発生器１で得られた熱水は、熱水タービ
ン２に送られて熱水タービン２を駆動する。熱水
タービン２には、一定の背圧がかけられており、
熱水タービン２の出口からは一定温度の蒸気と熱
水とが分離して排出される。この熱水及び蒸気は
飽和状態にあるから、タービンの背圧を定めれ
ば、その温度は一義的に定まる。熱水タービン２
の背圧は、後述のフロンサイクルで使用するフロ
ンが、フロン蒸発器で熱分解を起さない範囲の温
度を排出熱水に与える程度の圧力に決定される。
この熱水の温度は、フロン−11の場合110℃程
度、フロン−114の場合140℃程度である。このサ
イクルでは、熱水タービン２内で熱水と蒸気とを
タービンの回転による遠心力或は旋回気流によつ
て分離する。このような熱水タービンの一例を第
７図を参照して説明する。

第７において、１０は軸受１１，１１によつて
支承されたタービン軸１２に設けられた動翼であ
る。入口１３より供給された熱水はノズル１４を
通つて動翼１０へ吹きつけられ、その時一部は蒸
発して水蒸気に変わる。動翼１０を通過する際、
比重の大きい熱水は、旋回気流又は動翼の回転に
よる遠心力で外周方向へ飛ばされ、ケーシング壁
１５に付着した後、自重で流れ落ちて熱水一次分
離口１６から熱水受液部１７へ流入する。この一
次分離で回収しきれなかつた一部の熱水及び水蒸
気は、タービンデイフユーザ部１８及び１９を通
つて、タービン出口２０の方向へ曲折する。この
曲折時に質量の重い熱水は管壁２１又は２２に衝
突し、管壁２１又は２２に付着した後、自重で滑
り落ちて熱水二次分離口２３から熱水受液部１７
へ流入する。熱水の分離した水蒸気は、フロン蒸
発器３へ導かれ、ここで凝縮された復水２４及び
熱水受液部１７で得た熱水は、合流してフロン予
熱器４へ導かれる。熱水の流れは実線矢印で、水
蒸気の流れは破線矢印で示すと共に、フロン液の
流れは一点鎖線で、フロン蒸気の流れは二点鎖線
で示す。

こうして熱水タービン内で分離された蒸気は、
フロンを蒸発させるフロン蒸発器３に導かれ、フ
ロンとの間に熱交換して熱水となる。この熱水
は、熱水タービンで直接得られた熱水と合流して
フロン予熱器４に供給される。フロン予熱器４内
での熱交換は顕熱交換であるから、排出される水
の温度は、供給されるフロンの入口温度によつて
任意に調整できる。フロン予熱器から出た水は、
水ポンプ５で前記の通り加圧されて、熱水発生器
１へ循還する。熱水発生器１と熱水タービン２と
の間にはアキユムレータを設けて熱水タービン入
口圧力の安定を図る。

次いで熱水タービン２と図のように直列に、又
はギヤ等を介して並列に連結されたフロンタービ
ン６のサイクルについて説明する。フロンタービ
ン６より出たフロンは、フロン凝縮器７で冷却さ
れて100％液体フロンとなる。前記したように、
この液体フロンの温度によつて、熱水発生装置に
供給される水の温度が決定され、この水の温度に
よつて低温熱源から回収される熱量が決まる。従
つて、フロン凝縮器７から出る液体フロンの温度
は、例えば35℃程度の低い温度となるようにフロ
ン凝縮器７の仕様を決定する。フロン凝縮器から
出た液体フロンは、フロンポンプ８で加圧され、
フロン予熱器４を通つて熱水との間に顕熱交換を
行い、蒸発直前まで熱つせられる。続いて、フロ
ン蒸発器３を通つて水蒸気により加熱されたフロ
ンは、乾き又は過熱蒸気となり、フロンタービン
６に供給され、フロンタービン６を駆動した後、
フロン凝縮器７に帰還する。９は上記フロンター
ビン６及び熱水タービン２によつて駆動される発
電機である。

上記第７図に示した熱水タービンの場合、動翼
１０の出口における乾き度は、25〜30％である。
従つて、第７図の熱水受液部１７に入る熱水量Ａ
は全体の70〜75％で、フロン蒸発器３から還流す
る熱水量Ｂは25〜30％となり、ＢはＡに較べてか
なり小さいため、熱水受液部１７自身をフロン予
熱器として、第７図のフロン予熱器４を省略する
ことができる。第８図に示した熱水タービンはこ
のような場合の一例である。図に明らかな如く熱
水受液部１７の下部には、これと直接接続された
フロン予熱器の一種であるフロン予熱槽２５が設
けられており、伝熱管２６を通つて熱水によつて
暖められたフロン液は、更にフロン蒸発器３を通
つて気化する。フロン蒸発器３で凝縮された復水
２４は配管２７を通つて、フロン予熱槽２５へ戻
される。

又、第９図に示したのは堅軸式の熱水タービン
の一例である。この場合、タービン軸１２′が垂
直で、このタービン軸１２′に設けた動翼１０′の
外周下部にリング状の溝２８が設けられており、
動翼１０′の回転によつて外周方向に投げ出され
た熱水は、この溝２８にたまり、溝２８と連通す
る熱水一次分離口１６′より取出される。又、タ
ービンデイフユーザ１８′，１９′の曲折部で補集
された熱水も出口２９，３０を通つて、一次分離
口１６′より取出された熱水と合流し、フロン予
熱器へ供給される。

本発明は、以上述べた如く、低温熱源によつて
駆動される熱水タービンサイクルとフロンタービ
ンサイクルとを適正な条件下で有機的に組み合わ
せたものであつて、熱水タービンに適当な背圧を
かけ、熱水タービンのタービン効率を向上させ、
且つ、使用するフロンが熱分解を起さず、しかも
フロンタービンのサイクル効率が、もつとも高く
なる温度範囲を選ぶことができるので、サイクル
全体としてのサイクル効率が向上し、回収熱量が
飛躍的に増大する。しかも熱水タービンサイクル
に対して従来のような低温域でのタービン効率の
悪い湿り蒸気タービンの組み合わせを排して、フ
ロンタービンを組み合わせたものであるから、フ
ロンタービン部だけを取り出しても、タービン交
率は80％以上を期待でき、全体的タービン交率が
向上する。これは、フロンタービンが低温域にお
いてもタービン出口において乾き飽和又は過熱状
態の蒸気を得ることができるからである。又、低
温で使用できるフロンタービンを組み合わせた結
果、熱水発出器へ流入する水の温度を飛躍的に低
下させることができたから、低温熱源からの回収
熱量が増大し、前記したタービン効率、サイクル
効率の向上と合わせて回収動力が大幅に増大し
た。

更に、本発明においては、熱水タービン内で熱
水タービン自身による遠心力によつて、恰かもサ
イクロンセパレータの如く、熱水と蒸気の両相を
分離するので、従来のような気水分離器を必要と
しないから、その分のコストダウンが著るしい。

更に又、本発明においては、熱水タービンで分
離された熱水によつてフロンを予熱し、同じく分
離された蒸気によつてフロンの蒸発を行うという
二段階での熱交換を行うので、ピンチポイント温
度差の制約を受けることなく、熱交換の温度差を
小さくできて、熱力学的不可逆損失が小さくな
り、フロンサイクルの熱回収効率、フロンタービ
ンのタービン効率が更に向上する。その上、液相
対液相及び凝縮対蒸発の熱交換を行うため、熱伝
達率が増大し、伝熱面積の縮少が可能である。

又、これらの機器の寸法は、タービン排気容量
に支配されるが、フロンのような有機媒体の蒸気
は冷却水温度に於いて、飽和圧力が高く比容積が
小さい。このため、飽和圧力が大気圧以下となる
従来の蒸気タービン、復水器を用いる場合と比し
て、フロンタービン、凝縮器を用いる場合は、よ
り小寸法となる。更に、有機媒体としてフロンを
採用したから、トルエン、ピリジン、フロリノー
ル等の有機媒体を用いた場合と較べて低コスト、
安全性、衛生上、腐食性等あらゆる点で最つとも
有利である。

【図面の簡単な説明】

第１図は、潜熱交換における熱交換特性図、第
２図は、顕熱交換における熱交換特性図、第３図
は、従来の熱水タービンと蒸気タービンとを用い
た回路図、第４図は、本発明の一実施例である動
力回収方法の一例の概略を示すタービンサイクル
の回路図、第５図は、タービン効率、乾き度に及
ぼす背圧、タービン出口熱水温度の影響を示すグ
ラフ。第６図は、背圧と液滴付着量との関係を示
すグラフ。第７図乃至第９図は、本発明に用いる
ことのできる熱水タービンの種々の構造を示す概
略側断面図である。 （符号の説明）、１……熱水発生器、２……熱
水タービン、３……フロン蒸発器、４，２５……
フロン予熱器、５……水ポンプ、６……フロンタ
ービン、７……フロン凝縮器、８……フロンポン
プ。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. １ 低温熱源によつて加圧下で加熱された熱水を
   用いて熱水タービンを駆動し、この熱水タービン
   より排出される熱水と蒸気とを熱水タービン内で
   分離し、分離された熱水をフロン予熱器に、分離
   された蒸気をフロン蒸発器にそれぞれ供給してフ
   ロンとの間で熱交換し、この熱交換後の水を加圧
   して再び低温熱源で加熱する工程と、加熱された
   フロンガスによつてフロンタービンを駆動し、フ
   ロンタービンから出たフロンを冷却すると共に加
   圧した後上記フロン予熱器及びフロン蒸発器を経
   て加熱する工程とを有し、上記熱水タービンより
   排出される熱水及び蒸気の温度が、使用するフロ
   ンの熱分解温度を超えない範囲の背圧を熱水ター
   ビン出口に付与することを特徴とする低温熱源か
   らの動力回収方法。