JP2002213255A - Gas turbine system - Google Patents

Abstract

PROBLEM TO BE SOLVED: To provide a gas turbine system for maximumly extracting efficiency at a low cost. SOLUTION: This gas turbine system is provided with a reformer 5 having a tubular passage 8 fed with a fuel gas 10a, a reforming catalyst 9 filled in the tubular passage 8 and a duct 11 surrounding the circumference of the tubular passage 8. A gas turbine 7 for burning the reformed fuel gas 10b is connected to the reformer 5. The exhaust gas of the gas turbine 7 is fed into the duct 11.

Description

【発明の詳細な説明】DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION

【０００１】[0001]

【発明の属する技術分野】本発明は、ガスタービン排熱
を用いてガスタービン燃料を水素含有ガスに変換する改
質器及び当該改質器を備えるガスタービンシステムに関
する。BACKGROUND OF THE INVENTION 1. Field of the Invention The present invention relates to a reformer for converting gas turbine fuel into a hydrogen-containing gas by using exhaust heat of a gas turbine, and a gas turbine system including the reformer.

【０００２】[0002]

【従来の技術】炭化水素から水素リッチなガスを生成す
るための水蒸気改質反応は、従来より良く知られてい
る。例えば、天然ガスの主成分であるメタンは、式
（１）及び式（２）の反応により、水素を含むガスに転
換され得る。2. Description of the Related Art A steam reforming reaction for producing a hydrogen-rich gas from hydrocarbons has been well known. For example, methane, which is a main component of natural gas, can be converted to a hydrogen-containing gas by the reactions of the formulas (1) and (2).

【０００３】[0003]

【数１】 式（１）の反応は、水蒸気改質反応と呼ばれる吸熱反応
であり、数気圧程度の低い圧力であれば、６００℃程度
の温度でも５０％程度が転化する。一方、式（２）の反
応は、水性ガスシフト反応と呼ばれる反応である。(Equation 1) The reaction of the formula (1) is an endothermic reaction called a steam reforming reaction. At a low pressure of about several atmospheres, about 50% is converted even at a temperature of about 600 ° C. On the other hand, the reaction of the formula (2) is a reaction called a water gas shift reaction.

【０００４】例えば特開２０００−８０９２７号に開示
されているように、式（１）及び式（２）の反応を利用
すると、図１５に示すようなガスタービン排熱回収発電
システムを構成することができる。図１５のシステムに
おいて、水１は、蒸発器１０２によって水蒸気３とされ
た後、ガスタービン燃料４と混合されて、改質器１０５
へ導入される。改質器１０５では、タービン排ガス６の
熱によって式（１）及び式（２）の反応が発生し、改質
されたガス１０ｂ（水素含有ガス）が燃焼器１０７へ導
入される。For example, as disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2000-80927, by utilizing the reactions of the equations (1) and (2), a gas turbine exhaust heat recovery power generation system as shown in FIG. Can be. In the system of FIG. 15, water 1 is converted into steam 3 by an evaporator 102 and then mixed with gas turbine fuel 4 to form a reformer 105.
Is introduced to In the reformer 105, the reactions of the equations (1) and (2) occur due to the heat of the turbine exhaust gas 6, and the reformed gas 10b (hydrogen-containing gas) is introduced into the combustor 107.

【０００５】ここで、式（１）及び式（２）の反応は、
吸熱反応であるが、タービン排ガス６の熱が利用され
る。このため、システムの効率が向上されている。Here, the reactions of the formulas (1) and (2) are as follows:
Although it is an endothermic reaction, the heat of the turbine exhaust gas 6 is used. For this reason, the efficiency of the system is improved.

【０００６】[0006]

【発明が解決しようとする課題】改質反応のために排熱
を利用する従来のシステムにおいては、以下のような技
術的課題がある。A conventional system utilizing waste heat for a reforming reaction has the following technical problems.

【０００７】まず、ガスタービンの排熱利用の効率につ
いての課題である。この課題は、最も優先すべき課題で
ある。排熱の利用（回収）は、一般に、タービン排ガス
と燃料ガス（改質前のガスタービン燃料と水蒸気との混
合ガス、あるいは、改質後の水素含有ガス）との熱交換
によってなされる。ここで、排熱回収量は、ガスと隔壁
との間の熱伝達の程度や、改質用触媒との接触熱抵抗等
によって影響される。例えば、改質用触媒との接触熱抵
抗が小さいほど排熱回収量が多くなり、改質器自体もコ
ンパクトにできる。First, there is a problem regarding the efficiency of the exhaust heat utilization of the gas turbine. This is the top priority. The utilization (recovery) of exhaust heat is generally performed by heat exchange between turbine exhaust gas and fuel gas (a mixed gas of gas turbine fuel and steam before reforming, or a hydrogen-containing gas after reforming). Here, the exhaust heat recovery amount is affected by the degree of heat transfer between the gas and the partition, the contact thermal resistance with the reforming catalyst, and the like. For example, the smaller the contact thermal resistance with the reforming catalyst, the greater the amount of exhaust heat recovery, and the more compact the reformer itself.

【０００８】また、ガスと隔壁の間の熱伝達は、タービ
ン排ガスの流速に大きく影響を受ける。例えば、流速が
大きいほど伝熱係数は大きくなる。しかし、流速が大き
いと圧力損失も同時に大きくなる。圧力損失が大きい
と、タービンの膨張に影響を与え、システムの効率を下
げる。従って、伝熱係数と圧力損失とのバランスについ
て留意すべきである。[0008] The heat transfer between the gas and the partition is greatly affected by the flow rate of the turbine exhaust gas. For example, the heat transfer coefficient increases as the flow velocity increases. However, when the flow velocity is high, the pressure loss also increases at the same time. Large pressure losses can affect turbine expansion and reduce system efficiency. Therefore, attention should be paid to the balance between the heat transfer coefficient and the pressure loss.

【０００９】また、ガスと隔壁の間の熱伝達は、燃料ガ
スの圧力にも影響を受ける。従って、必要に応じて燃料
ガスを昇圧すべきであるが、その場合にも、伝熱係数と
圧力損失とのバランスについて留意すべきである。[0009] The heat transfer between the gas and the partition is also affected by the pressure of the fuel gas. Therefore, the pressure of the fuel gas should be increased as necessary. In such a case as well, attention should be paid to the balance between the heat transfer coefficient and the pressure loss.

【００１０】また、タービン排ガスと燃料ガスとを区画
する熱交換のための隔壁は、燃焼器の圧力（燃料ガスの
圧力）とタービン出口の圧力（タービン排ガスの圧力）
との圧力差に耐える必要がある。A partition for heat exchange which separates the turbine exhaust gas from the fuel gas includes a combustor pressure (fuel gas pressure) and a turbine outlet pressure (turbine exhaust gas pressure).
It is necessary to withstand the pressure difference between

【００１１】さらに、触媒の活性および耐熱性の両立も
課題である。多くの水蒸気改質用の触媒は、ニッケルを
アルミナなどに担持させたものが多いが、一般的に低温
での活性を高くするためには、ニッケル量を多くする必
要がある。しかし、５００℃を超えるような温度域で
は、ニッケル量の多い触媒は、シンタリングなどの粒成
長が進行し、耐熱性及び耐久性に問題が生じる。Further, it is also an issue to achieve both the activity of the catalyst and the heat resistance. Many steam reforming catalysts have nickel supported on alumina or the like, but generally, to increase the activity at low temperatures, it is necessary to increase the amount of nickel. However, in a temperature range exceeding 500 ° C., a catalyst having a large amount of nickel causes grain growth such as sintering to proceed, causing problems in heat resistance and durability.

【００１２】従来のシステムは、以上の各課題について
未だに十分な解決策を提示していない。本発明は、この
ような点を考慮し、安価で、効率を最大限に引き出すガ
スタービンシステムを提供することを目的とする。Conventional systems have not yet provided adequate solutions to each of the above problems. An object of the present invention is to provide a gas turbine system that is inexpensive and maximizes efficiency in consideration of such points.

【００１３】[0013]

【課題を解決するための手段】本発明は、燃料ガスが供
給される管状流路と、管状流路内に充填された改質用触
媒と、管状流路の周囲を取り囲むダクトと、を有する改
質器と、改質器に接続され、改質された燃料ガスを燃焼
させるガスタービンと、ガスタービンの排ガスをダクト
内に供給する排ガス管と、を備えたことを特徴とするガ
スタービンシステムである。SUMMARY OF THE INVENTION The present invention has a tubular flow path to which fuel gas is supplied, a reforming catalyst filled in the tubular flow path, and a duct surrounding the tubular flow path. A gas turbine system comprising: a reformer; a gas turbine connected to the reformer and burning the reformed fuel gas; and an exhaust gas pipe configured to supply exhaust gas from the gas turbine into a duct. It is.

【００１４】本発明によれば、タービン排ガスと燃料ガ
スとを区画する熱交換のための隔壁が管状であるので、
比較的高い強度を容易に実現することができる。また、
ダクトの容量等を適宜に調製することによって、タービ
ン排ガスの圧力損失を容易に低減することができる。こ
れらの特徴により、安価かつ高効率なガスタービンシス
テムを提供することができる。According to the present invention, since the partition for heat exchange for partitioning the turbine exhaust gas and the fuel gas is tubular,
Relatively high strength can be easily achieved. Also,
By appropriately adjusting the capacity of the duct and the like, the pressure loss of the turbine exhaust gas can be easily reduced. These features make it possible to provide an inexpensive and highly efficient gas turbine system.

【００１５】[0015]

【発明の実施の形態】以下、図面を参照して本発明の実
施の形態について説明する。図１は、本発明の第１の実
施の形態に係るガスタービンシステムを示す図である。
図１に示すように、改質器５は、管８と、管８内に充填
された触媒９と、管８の周囲を取り囲むダクト１１と、
を有している。タービン排ガス６は、排ガス管５ａを介
してダクト１１内に導入され、ダクト１１の中で、管８
の外側を通過するようになっている。これにより、ガス
タービン７からのタービン排ガス６は、管８の内部を触
媒９に接触しながら通過する燃料ガス１０ａ、例えばガ
スタービン用燃料と水蒸気との混合ガス、に熱を与え
る。これにより、燃料ガス１０ａは、前記の式（１）及
び式（２）の反応によって水素含有ガス１０ｂへと転化
する。Embodiments of the present invention will be described below with reference to the drawings. FIG. 1 is a diagram showing a gas turbine system according to a first embodiment of the present invention.
As shown in FIG. 1, the reformer 5 includes a pipe 8, a catalyst 9 filled in the pipe 8, a duct 11 surrounding the pipe 8,
have. The turbine exhaust gas 6 is introduced into the duct 11 through the exhaust gas pipe 5a, and in the duct 11, the pipe 8
It is designed to pass outside. Thereby, the turbine exhaust gas 6 from the gas turbine 7 gives heat to the fuel gas 10 a passing through the inside of the pipe 8 while contacting the catalyst 9, for example, a mixed gas of gas turbine fuel and steam. As a result, the fuel gas 10a is converted into the hydrogen-containing gas 10b by the reaction of the above formulas (1) and (2).

【００１６】なお、本実施の形態の改質前の燃料ガス１
０ａは、例えば、従来と略同様に、水１が蒸発器２によ
って水蒸気３とされた後、ガスタービン燃料４と混合さ
れて生成される。The fuel gas 1 before reforming according to the present embodiment
For example, the water 0a is generated by mixing the water 1 with the gas turbine fuel 4 after the water 1 is converted into the steam 3 by the evaporator 2 in substantially the same manner as in the related art.

【００１７】タービン排ガス６は、流量が多く、圧力損
失がタービン出力に顕著に影響する。従って、なるべく
圧力損失（抵抗）を小さくする必要がある。しかし、圧
力損失を低減させるためにタービン排ガス６の流速を落
とすと、燃料ガス１０ａ（あるいは改質後の水素含有ガ
ス１０ｂ）との熱抵抗が大きくなり、ガスタービンシス
テムの効率向上及び出力向上があまり望めなくなる。従
って、改質器の構成は、タービン排ガス６の圧力損失と
伝熱性とのバランスを最も考慮して設計される必要があ
る。The flow rate of the turbine exhaust gas 6 is large, and the pressure loss significantly affects the turbine output. Therefore, it is necessary to reduce the pressure loss (resistance) as much as possible. However, if the flow rate of the turbine exhaust gas 6 is reduced to reduce the pressure loss, the thermal resistance with the fuel gas 10a (or the reformed hydrogen-containing gas 10b) increases, and the efficiency and output of the gas turbine system are improved. I can not expect much. Therefore, the configuration of the reformer needs to be designed in consideration of the balance between the pressure loss of the turbine exhaust gas 6 and the heat conductivity.

【００１８】本実施の形態のような改質器５は、各部の
設計自由度が高く、タービン排ガス６の圧力損失を許容
範囲内としながら伝熱性を最大限に引き出すような設計
が容易である。すなわち、本実施の形態の改質器５を具
備するガスタービンシステムは、高効率化と高出力化を
容易に実現することができる。The reformer 5 according to the present embodiment has a high degree of freedom in designing each part, and is easily designed so as to maximize the heat conductivity while keeping the pressure loss of the turbine exhaust gas 6 within an allowable range. . That is, the gas turbine system including the reformer 5 of the present embodiment can easily realize high efficiency and high output.

【００１９】ここで、管８という形態は、燃焼器圧力と
タービン排ガス圧力との差圧に対する強度を十分に確保
できる形態である。なお、管８の断面は、図１では円形
としたが、楕円や矩形でも効果に変わりはない。また、
管の径や断面形状は１つの管において一定でなくてもよ
いし、管の外側にフィンがついていてもよい。また、管
８は、図１では１本であるが、２本以上並置されても構
わない。Here, the form of the pipe 8 is a form that can sufficiently secure the strength against the differential pressure between the combustor pressure and the turbine exhaust gas pressure. Although the cross section of the tube 8 is circular in FIG. 1, the effect does not change even if it is elliptical or rectangular. Also,
The diameter and cross-sectional shape of the tube may not be constant in one tube, and fins may be provided on the outside of the tube. Although one tube 8 is shown in FIG. 1, two or more tubes 8 may be juxtaposed.

【００２０】なお、触媒９は、耐熱性と低温活性とを留
意して選定されることが好ましい。例えば、触媒９の金
属元素としては、ニッケル、クロム、マンガン、コバル
ト、鉄、銅、亜鉛、ルテニウム、パラジウム、白金が適
当である。また、触媒９の担持体としては、マグネシ
ア、シリカ、アルミナ、ジルコニアを用いることが適当
である。The catalyst 9 is preferably selected in consideration of heat resistance and low-temperature activity. For example, as the metal element of the catalyst 9, nickel, chromium, manganese, cobalt, iron, copper, zinc, ruthenium, palladium, and platinum are suitable. Further, magnesia, silica, alumina, and zirconia are suitably used as a support for the catalyst 9.

【００２１】本実施の形態によれば、改質反応がスムー
ズに進行し、システムの効率や出力が向上するだけでな
く、耐久性も向上したガスタービンシステムを提供する
ことができる。According to the present embodiment, it is possible to provide a gas turbine system in which not only the reforming reaction proceeds smoothly and the efficiency and output of the system are improved but also the durability is improved.

【００２２】次に、本発明の第２の実施の形態について
図２を用いて説明する。図２に示すように、本実施の形
態の改質器５は、改質前燃料ガス１０ａあるいは改質後
水素含有ガス１０ｂが流通する複数の管８ａ及び８ｂ
と、管８ａ及び８ｂの各両端部をそれぞれ束ねるヘッダ
空間１２ａ及び１２ｂと、を備えている。Next, a second embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. As shown in FIG. 2, the reformer 5 of the present embodiment includes a plurality of pipes 8a and 8b through which the unreformed fuel gas 10a or the reformed hydrogen-containing gas 10b flows.
And header spaces 12a and 12b for bundling both ends of the tubes 8a and 8b, respectively.

【００２３】図２に示すように、上方のヘッダ空間１２
ａは仕切板１３（水素透過膜等によって構成され得る）
によって奥側と手前側とに分離されている。そして、管
８ａ及び８ｂは、上下方向に平行に配置されており、仕
切板１３に対して奥側に配置された管８ａには低温活性
触媒９ａが充填されており、仕切板１３に対して手前側
に配置された管８ｂには高温活性触媒９ｂが充填されて
いる。また、ヘッダ空間１２ａの奥側には配管１４ａが
接続され、ヘッダ空間１２ａの手前側には配管１４ｂが
接続されている。配管１４ａは、改質前の燃料ガス１０
ａが導入される管である。図２の場合、低温活性触媒９
ａが、ヘッダ空間１２ａの奥側にも充填されている。As shown in FIG. 2, the upper header space 12
a is a partition plate 13 (which can be constituted by a hydrogen permeable membrane or the like)
Is separated into a back side and a near side. The tubes 8a and 8b are arranged in parallel in the vertical direction, and the tube 8a arranged on the back side with respect to the partition plate 13 is filled with a low-temperature active catalyst 9a. The tube 8b arranged on the front side is filled with a high-temperature active catalyst 9b. In addition, a pipe 14a is connected to the back side of the header space 12a, and a pipe 14b is connected to the front side of the header space 12a. The pipe 14a is connected to the fuel gas 10 before reforming.
a is the tube into which is introduced. In the case of FIG.
a is also filled in the back side of the header space 12a.

【００２４】以上のような管配置によって、図２に示す
ように、改質前の燃料ガスについて、配管１４ａ→ヘッ
ダ空間１２ａの奥側→管８ａ（下降する）→ヘッダ空間
１２ｂ→管８ｂ（上昇する）→ヘッダ空間１２ａの手前
側→配管１４ｂという流路が形成される。With the pipe arrangement as described above, as shown in FIG. 2, for the fuel gas before reforming, the pipe 14a → the back side of the header space 12a → the pipe 8a (down) → the header space 12b → the pipe 8b ( Ascending) → a front side of the header space 12a → a flow path of a pipe 14b is formed.

【００２５】タービン排ガス６は、図２の手前側からダ
クト１１内に案内されて管８ａ及び８ｂの周囲を通過
し、燃料ガス１０ａとの間で熱交換を行う。具体的に
は、ダクト１１内に導入される時に６００℃程度の温度
であるタービン排ガス６は、改質反応に熱を奪われて温
度を下げ、５００℃程度になる。The turbine exhaust gas 6 is guided into the duct 11 from the near side in FIG. 2, passes around the pipes 8a and 8b, and exchanges heat with the fuel gas 10a. Specifically, the turbine exhaust gas 6, which is at a temperature of about 600 ° C. when introduced into the duct 11, is deprived of heat by the reforming reaction and lowers the temperature to about 500 ° C.

【００２６】一方、改質前の燃料ガス１０ａについて
は、前記流路を通過する間に改質反応が進行して水素や
二酸化炭素が生成され、水素含有ガス１０ｂへと変化
し、温度も徐々に上昇する。改質前燃料ガス１０ａのヘ
ッダ１２ａの入口での温度が、例えば１５０℃である場
合、ヘッダ１２ｂに到達する時には４５０℃程度に上昇
している。この時、管８ａ内での触媒温度は、５００℃
以下である。従って、低温活性触媒９ａが有効に作用
し、５００℃以下の温度でも水素含有ガスへの転化が促
進される。また、管８ｂ内での触媒温度は、配置の関係
からタービン排ガス６の入口温度６００℃に近くなる。
従って、高温用触媒９ｂが有効に作用する一方、耐熱性
が向上されている。On the other hand, with respect to the fuel gas 10a before reforming, the reforming reaction proceeds while passing through the flow path to generate hydrogen and carbon dioxide, and changes to the hydrogen-containing gas 10b, and the temperature gradually increases. To rise. When the temperature of the unreformed fuel gas 10a at the inlet of the header 12a is, for example, 150 ° C., when the temperature reaches the header 12b, the temperature rises to about 450 ° C. At this time, the catalyst temperature in the tube 8a is 500 ° C.
It is as follows. Therefore, the low-temperature active catalyst 9a works effectively, and the conversion to the hydrogen-containing gas is promoted even at a temperature of 500 ° C. or less. Further, the catalyst temperature in the pipe 8b is close to the inlet temperature 600 ° C. of the turbine exhaust gas 6 due to the arrangement.
Therefore, the high temperature catalyst 9b works effectively, while the heat resistance is improved.

【００２７】本実施の形態によれば、低温活性を犠牲に
することなく、耐熱性も向上した改質器及びガスタービ
ンシステムを提供することができる。According to the present embodiment, it is possible to provide a reformer and a gas turbine system having improved heat resistance without sacrificing low-temperature activity.

【００２８】次に、本発明の第３の実施の形態について
図３を用いて説明する。図３に示す改質器５では、平行
に配置された管８の群が、奥側（右側）から手前側（左
側）に３段に分離された構成となっている。各段を構成
する管群１５は、３行×１２列となっている。Next, a third embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. The reformer 5 shown in FIG. 3 has a configuration in which a group of tubes 8 arranged in parallel is separated into three stages from the back side (right side) to the near side (left side). The tube banks 15 constituting each stage are 3 rows × 12 columns.

【００２９】また、ヘッダ空間１２ａ及び１２ｂの各々
が仕切板１３ａ及び１３ｂを有している。この場合、ヘ
ッダ空間１２ａの仕切板１３ａは、最も奥側の管群１５
と中間の管群１５との間に設けられており、ヘッダ空間
１２ｂの仕切板１３ｂは、最も手前側の管群１５と中間
の管群１５との間に設けられている。Each of the header spaces 12a and 12b has partition plates 13a and 13b. In this case, the partition plate 13a of the header space 12a is provided with the innermost tube group 15a.
The partition plate 13b of the header space 12b is provided between the foremost tube group 15 and the middle tube group 15.

【００３０】そして、配管１４ｂが、ヘッダ空間１２ａ
ではなく、ヘッダ空間１２ｂの仕切板１３ｂに対する手
前側に設けられている。The pipe 14b is connected to the header space 12a.
Instead, it is provided on the front side of the partition space 13b of the header space 12b.

【００３１】以上のような管配置によって、図３に示す
ように、改質前の燃料ガス１０ａについて、配管１４ａ
→ヘッダ空間１２ａの奥側→管８（下降する）→ヘッダ
空間１２ｂの奥側及び中間側→管８（上昇する）→ヘッ
ダ空間１２ａの中間側及び手前側→管８（下降する）→
ヘッダ空間１２ｂの手前側→配管１４ｂという流路が形
成される。With the pipe arrangement as described above, as shown in FIG. 3, the fuel gas 10a before reforming is connected to the pipe 14a.
→ Back side of header space 12a → Pipe 8 (down) → Back and middle side of header space 12b → Pipe 8 (up) → Middle side and front side of header space 12a → Pipe 8 (down) →
A flow path from the front side of the header space 12b to the pipe 14b is formed.

【００３２】その他の構成は、図２を用いて説明した第
２の実施の形態と略同様である。第２の実施の形態と同
様の部材には同様の符号を付して、詳細な説明は省略す
る。The other structure is substantially the same as that of the second embodiment described with reference to FIG. The same members as those in the second embodiment are denoted by the same reference numerals, and the detailed description is omitted.

【００３３】本実施の形態によっても、低温活性を犠牲
にすることなく、耐熱性も向上した改質器及びガスター
ビンシステムを有効に提供することができる。According to the present embodiment, it is also possible to effectively provide a reformer and a gas turbine system having improved heat resistance without sacrificing low-temperature activity.

【００３４】特に本実施の形態では、流路全般にわたっ
て、加熱源のタービン排ガス６と燃料ガス１０ａの温度
差を大きくとることができる。従って、交換熱量が多く
なり、水素含有ガス１０ｂへの転化率が高い。なお、本
実施の形態のように、タービン排ガス６と燃料ガス１０
ａ（あるいは水蒸気水素含有ガス１０ｂ）との流通方向
は、少なくとも部分的に対向していることが好ましい。In particular, in the present embodiment, the temperature difference between the turbine exhaust gas 6 of the heating source and the fuel gas 10a can be made large over the entire flow path. Therefore, the amount of heat exchanged increases, and the conversion to the hydrogen-containing gas 10b is high. Note that, as in the present embodiment, the turbine exhaust gas 6 and the fuel gas 10
It is preferable that the direction of flow with a (or the steam hydrogen-containing gas 10b) is at least partially opposed.

【００３５】なお、管群１５は、例えば４行×１６列で
あってもよいし、管群の組合せは、例えば５段であって
もよい。管群１５の配置態様は、自由に設計することが
できる。The tube group 15 may be, for example, 4 rows × 16 columns, and the combination of the tube groups may be, for example, 5 stages. The arrangement of the tube group 15 can be freely designed.

【００３６】ここで、管群１５の配置態様を設計するに
あたって、水素含有ガス１０ｂの充填触媒層による圧力
損失とタービン排ガスの圧力損失との両者を考慮する必
要がある。充填層内での圧力損失Δｐは、Ｅｒｇｕｎに
よって式（３）によって与えられている。In designing the arrangement of the tube group 15, it is necessary to consider both the pressure loss of the hydrogen-containing gas 10b due to the packed catalyst layer and the pressure loss of the turbine exhaust gas. The pressure drop Δp in the packed bed is given by Ergun by equation (3).

【００３７】[0037]

【数２】 ここで、ηは粘性、ｄ_p は充填粒子の等価直径、εは
空隙率、ρは密度、ｕは流速、Ｌは充填層長さ、をそれ
ぞれ示す。式（３）によれば、圧力損失は、流速の影響
を大きく受けることがわかる。(Equation 2) Here, η is viscosity, d _p is the equivalent diameter of the packed particles, ε is the porosity, ρ is the density, u is the flow velocity, and L is the length of the packed bed. According to the equation (3), it is understood that the pressure loss is greatly affected by the flow velocity.

【００３８】また、管壁を介して充填層内部に熱を伝え
るのは、主に半径方向の熱伝導である。充填層内部の熱
伝導率については、矢木、国井らによって、式（４）と
して与えられ得る。It is mainly in the radial direction that heat is transferred to the inside of the packed bed through the tube wall. The thermal conductivity inside the packed bed can be given by Equation (4) by Yagi, Kunii et al.

【００３９】[0039]

【数３】 ここで、λ_g は気体の熱伝導率、λ_e0は流体静止時の
有効熱伝導率、Ｐｒはプラントル数、Ｒｅ_p は粒径を
代表長さとするレイノルズ数、をそれぞれ示す。式
（４）は、流速が大きければ伝熱性が向上することを示
している。(Equation 3) Here, lambda _g is the thermal conductivity of the gas, lambda _e0 represents the effective thermal conductivity of at fluid still, Pr is Prandtl number, Re _p is the Reynolds number of the representative length of the particle size, respectively. Equation (4) shows that the higher the flow rate, the higher the heat transfer.

【００４０】一方、タービン排ガスの圧力損失も、式
（５）に示すように、タービン排ガスの流速ｕの２乗及
び管行数ｎに比例する。また、式（６）に示すように、
タービン排ガスと管壁との熱伝達率は、タービン排ガス
の通過流速に大きく依存し、流速が大きいと熱伝達率も
大きくなる。On the other hand, the pressure loss of the turbine exhaust gas is also proportional to the square of the flow rate u of the turbine exhaust gas and the number of pipes n, as shown in equation (5). Also, as shown in equation (6),
The heat transfer coefficient between the turbine exhaust gas and the pipe wall greatly depends on the flow velocity of the turbine exhaust gas, and the heat transfer coefficient increases as the flow rate increases.

【００４１】[0041]

【数４】 つまり、式（３）〜式（６）に示した水素含有ガス１０
ｂ及びタービン排ガス６の伝熱及び圧力損失という４つ
の項目を、全て考慮に入れる必要がある。そのために
は、本実施の形態のような構成が、設計の自由度やコス
ト等の観点から、有効な解決方法の１つであると言え
る。(Equation 4) That is, the hydrogen-containing gas 10 shown in the equations (3) to (6)
b and the heat transfer and pressure loss of the turbine exhaust gas 6 must all be taken into account. To this end, it can be said that the configuration as in the present embodiment is one of effective solutions from the viewpoints of design flexibility and cost.

【００４２】なお、改質の反応速度を考慮し、改質器容
積がなるべく小さく、かつ、出口での転化率ができるだ
け高くなるように設定することがことが好ましい。In consideration of the reaction speed of the reforming, it is preferable to set the reformer volume as small as possible and the conversion at the outlet as high as possible.

【００４３】ここで、具体的な例として、図４（ａ）及
び図４（ｂ）に示すような２タイプの８列構成の改質器
を考える。ここで、改質前の燃料ガスの流量が同じであ
れば、１行の管束が８段である改質器（図４（ｂ））
は、８行の管束が１段である改質器（図４（ａ））より
も、管内部の伝熱性について優る一方、圧力損失は格段
に大きくなってしまう。Here, as a specific example, two types of eight-row reformer as shown in FIGS. 4A and 4B are considered. Here, if the flow rate of the fuel gas before reforming is the same, the reformer in which the tube bundle in one row has eight stages (FIG. 4B)
Is superior to the reformer (FIG. 4 (a)) in which the tube bundle of eight rows has one stage, but the pressure loss is significantly larger while the heat conductivity inside the tube is large.

【００４４】次に、図５を用いて、別の具体例について
説明する。図５（ａ）の例は、管束３行の３段構成とな
っている。Next, another specific example will be described with reference to FIG. The example of FIG. 5A has a three-stage configuration of three rows of tube bundles.

【００４５】ここで、図５（ａ）の構成において、水素
含有ガス１０ｂへの転化率及び温度が低かったと仮定す
る。この場合、管内の流速を上げれば管内への入熱量が
多くなるので、図５（ｃ）に示すように、管束２行の４
段構成に変形し、ヘッダ１２ａの総断面積を小さくし
て、管内流速を大きくすることが有効となる。Here, in the configuration of FIG. 5A, it is assumed that the conversion to the hydrogen-containing gas 10b and the temperature are low. In this case, if the flow velocity in the tube is increased, the amount of heat input into the tube is increased. Therefore, as shown in FIG.
It is effective to change to a stepped configuration, reduce the total cross-sectional area of the header 12a, and increase the flow velocity in the pipe.

【００４６】一方、図５（ａ）の構成において、水素含
有ガス１０ｂの圧力損失が大きかったと仮定する。この
場合、図５（ｂ）に示すように、管束４行の２段構成に
変形すれば、管内の流速が小さくなるので、圧力損失も
小さくなる。On the other hand, it is assumed that the pressure loss of the hydrogen-containing gas 10b is large in the configuration of FIG. In this case, as shown in FIG. 5 (b), if the tube is transformed into a two-stage configuration having four rows of tube bundles, the flow velocity in the tubes decreases, and the pressure loss also decreases.

【００４７】以上のように、管束の行数及び段数を変え
ることにより、あらゆる条件下において、圧力損失及び
伝熱特性を適宜のバランスに調製した改質器を提供する
ことができる。As described above, by changing the number of rows and the number of stages of the tube bundle, it is possible to provide a reformer in which the pressure loss and the heat transfer characteristics are properly balanced under all conditions.

【００４８】次に、本発明の第４の実施の形態について
図６及び図７を用いて説明する。図６は、２行４段で構
成された改質器５を示している。この場合、タービン排
ガス６は、図６の左方から右方へ流れ、水素含有ガス１
０ｂ（あるいは改質前の燃料ガス１０ａ）は、ヘッダ１
２ａと１２ｂを上下に往復しつつ、領域Ａ〜領域Ｄを順
に流れる。Next, a fourth embodiment of the present invention will be described with reference to FIGS. FIG. 6 shows a reformer 5 composed of two rows and four stages. In this case, the turbine exhaust gas 6 flows from left to right in FIG.
0b (or the fuel gas 10a before reforming)
The water flows sequentially through the areas A to D while reciprocating up and down between 2a and 12b.

【００４９】図７は、各領域Ａ〜Ｄについてのタービン
排ガス６の温度、水素含有ガス１０ｂ（あるいは改質前
の燃料ガス１０ａ）の温度及び改質の反応速度を示すグ
ラフである。図７に示すように、水素含有ガス１０ｂの
温度は、タービン排ガス６の温度との差が大きい領域Ａ
及び領域Ｂにおいては急激に上昇するが、温度差が縮ま
る領域Ｃ及び領域Ｄにおいては上昇速度が鈍る。FIG. 7 is a graph showing the temperature of the turbine exhaust gas 6, the temperature of the hydrogen-containing gas 10b (or the fuel gas 10a before reforming), and the reaction rate of reforming in each of the regions A to D. As shown in FIG. 7, the temperature of the hydrogen-containing gas 10b is in a region A where the difference from the temperature of the turbine exhaust gas 6 is large.
And in the region B, the temperature rises sharply, but in the regions C and D where the temperature difference is reduced, the speed of rise is slow.

【００５０】一方、改質の反応速度については、水素含
有ガス１０ｂの温度が低い領域Ａ及び領域Ｂのあたりで
は比較的低く、水素含有ガス１０ｂの温度の上昇ととも
に領域Ｃ及び領域Ｄでは急激に上昇する。すなわち、入
口から領域Ａまで、及び、領域Ａから領域Ｂまでの温度
の低い触媒充填層は、反応に寄与せず、単なる予熱部と
してしか機能していない。従って、これらの部分の触媒
充填層について、触媒を省いたり、反応性は犠牲にして
も圧損の少ない触媒を用いたり、充填密度を下げたり、
あるいは、アルミナボール等のダミー触媒を充填したり
することで、圧力損失を小さくして全体のシステム効率
を上昇させることが可能となる。On the other hand, the reforming reaction rate is relatively low around the regions A and B where the temperature of the hydrogen-containing gas 10b is low, and sharply increases in the regions C and D as the temperature of the hydrogen-containing gas 10b rises. To rise. That is, the catalyst packed bed having a low temperature from the inlet to the region A and from the region A to the region B does not contribute to the reaction and functions only as a mere preheating unit. Therefore, for these portions of the catalyst packed layer, the catalyst can be omitted, a catalyst with a small pressure loss at the expense of reactivity, a reduced packing density,
Alternatively, by filling a dummy catalyst such as alumina balls or the like, the pressure loss can be reduced and the overall system efficiency can be increased.

【００５１】ここで、管８の径と触媒９の粒径との関係
について説明する。図８（ａ）及び図８（ｂ）は、触媒
９の粒径の一例と管８の径の一例とを略同尺比で示した
図である。Here, the relationship between the diameter of the tube 8 and the diameter of the catalyst 9 will be described. FIGS. 8A and 8B are diagrams showing an example of the particle diameter of the catalyst 9 and an example of the diameter of the tube 8 at substantially the same scale.

【００５２】管８には触媒９が充填される。この充填の
空隙率が小さいほど、単位体積あたりの触媒量は多くな
る。この場合、触媒９の反応寄与量は当然に増大する
が、管８における触媒充填層による圧力損失が問題とな
り得る。The tube 8 is filled with a catalyst 9. The smaller the porosity of the packing, the larger the amount of catalyst per unit volume. In this case, the reaction contribution of the catalyst 9 naturally increases, but a pressure loss due to the catalyst packed bed in the tube 8 may cause a problem.

【００５３】式（３）に示した充填層管内の圧力損失Δ
ｐは、空隙率に大きく影響され、空隙率が大きくなると
圧力損失は顕著に小さくなる。一方、式（４）に示した
重点層内部の熱伝導率は、空隙率に大きく依存し、空隙
率が大きくなると、有効率伝導率λ_ｅ は小さくなる。The pressure loss Δ in the packed bed tube shown in equation (3)
p is greatly affected by the porosity, and as the porosity increases, the pressure loss decreases significantly. On the other hand, the thermal conductivity inside the important layer shown in the equation (4) greatly depends on the porosity. As the porosity increases, the effective conductivity λ _e decreases.

【００５４】図９は、６種類の様々な形状の触媒を外径
２５．４ミリの管に充填し、空隙率と触媒の等価直径と
の関係を示したグラフである。図９に示すように、触媒
粒径が小さくなると、空隙率は小さくなる。また、粒径
が大きくなると、空隙率は大きくなるが、一定値に近づ
く。式（３）、式（４）及び図９から、以下のことがわ
かる。 １．半径方向の伝熱を考慮すると、改質管径はあまり大
きくできない。 ２．圧力損失が大きくなるので、粒径をあまり細かくで
きない。 ３．充填効率や反応速度に影響を与えるため、粒径をあ
まり大きくできない。FIG. 9 is a graph showing the relationship between the porosity and the equivalent diameter of the catalyst when six types of catalysts of various shapes are filled in a tube having an outer diameter of 25.4 mm. As shown in FIG. 9, as the catalyst particle size becomes smaller, the porosity becomes smaller. Further, as the particle size increases, the porosity increases, but approaches a constant value. From the equations (3), (4) and FIG. 9, the following can be understood. 1. Considering the heat transfer in the radial direction, the diameter of the reforming tube cannot be so large. 2. Since the pressure loss is large, the particle size cannot be made very small. 3. The particle size cannot be so large because it affects the packing efficiency and the reaction rate.

【００５５】以上の３点を併せて考えると、改質管８の
直径と触媒９の粒径との比ｄｔ／ｄｐ（図８参照）が、
３以上５０以下程度である場合が好ましい。この場合
に、前記の３点の問題が概ね許容範囲に収まって、改質
器５が最適化され得る。Considering the above three points together, the ratio dt / dp (see FIG. 8) between the diameter of the reforming tube 8 and the particle size of the catalyst 9 becomes
It is preferable that the number is 3 or more and about 50 or less. In this case, the above three problems generally fall within the allowable range, and the reformer 5 can be optimized.

【００５６】次に、タービン排ガス６の圧力損失につい
て説明する。タービン排ガス６は、ダクト１１内に設置
された改質管８の群を通過する際に圧力損失を生じる。
管８間のピッチが狭いと、タービン排ガス６の流速は増
大するが、式（５）に示すように、圧力損失も大きくな
る。一方で、式（６）に示すように、タービン排ガス６
と管８壁との熱伝達率は、流速が大きいほど大きくな
る。Next, the pressure loss of the turbine exhaust gas 6 will be described. The turbine exhaust gas 6 generates a pressure loss when passing through a group of the reforming pipes 8 installed in the duct 11.
When the pitch between the tubes 8 is narrow, the flow velocity of the turbine exhaust gas 6 increases, but the pressure loss also increases as shown in Expression (5). On the other hand, as shown in the equation (6), the turbine exhaust gas 6
The heat transfer coefficient between the pipe and the wall of the pipe 8 increases as the flow velocity increases.

【００５７】本件発明者は、管８の中心間距離を管８の
代表直径の１．１倍から３．０倍とした場合に、伝熱と
圧力損失とを適切なバランス範囲に収めることができる
ことを知見した。The present inventor can keep the heat transfer and the pressure loss in an appropriate balance range when the center-to-center distance of the tube 8 is set to 1.1 to 3.0 times the representative diameter of the tube 8. I learned that I can do it.

【００５８】さらに、タービン排ガス６の圧力損失は、
管８の行数ｎに比例して大きくなる。一方、改質前燃料
ガス１０ａ（または改質後水素含有ガス１０ｂ）の充填
層での圧力損失は、式（３）に示すように、流速と長さ
とに依存する。流速を下げて圧力損失を小さくするに
は、１管束あたりの管群の本数を増やして総断面積を大
きくすればよい。しかしながら、同じ列数で管群の行数
ｎを増加させると、タービン排ガスの圧力損失が増大し
てしまう。Further, the pressure loss of the turbine exhaust gas 6 is as follows:
It increases in proportion to the number n of rows of the tube 8. On the other hand, the pressure loss in the packed bed of the pre-reformation fuel gas 10a (or the post-reformation hydrogen-containing gas 10b) depends on the flow velocity and the length, as shown in Expression (3). In order to reduce the pressure loss by reducing the flow velocity, the number of tube groups per tube bundle may be increased to increase the total sectional area. However, if the number of rows n of the tube group is increased with the same number of columns, the pressure loss of the turbine exhaust gas increases.

【００５９】管の列数は、タービン排ガス６の流路幅で
決定される。従って、改質管８内の圧力損失及びタービ
ン排ガス６側の圧力損失が燃料ガス１０ａの供給機器及
びガスタービン７に与える負荷、更にはシステム効率に
与える影響等から、管束の数は、１から２０の間である
ことが好ましいことが知見された。The number of rows of pipes is determined by the flow width of the turbine exhaust gas 6. Accordingly, the number of tube bundles is reduced from 1 due to the influence of the pressure loss in the reforming pipe 8 and the pressure loss on the turbine exhaust gas 6 side on the supply device of the fuel gas 10a and the gas turbine 7 and further on the system efficiency. It has been found that it is preferably between 20 and 20.

【００６０】次に、本発明の第５の実施の形態について
図１０を用いて説明する。図１０は、第２の実施の形態
の管８及び仕切板１３の配置等を変更した実施の形態を
示すものである。図１０（ａ）は概略平面図、図１０
（ｂ）は概略側断面図である。Next, a fifth embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. FIG. 10 shows an embodiment in which the arrangement and the like of the pipe 8 and the partition plate 13 of the second embodiment are changed. FIG. 10A is a schematic plan view, and FIG.
(B) is a schematic side sectional view.

【００６１】図１０に示す改質器５では、平行に配置さ
れた管８の群が、右側から左側に３段に分離された構成
となっている。各段を構成する管群１５ａ〜１５ｃは、
それぞれ、２行×８列、３行×８列、４行×８列となっ
ている。The reformer 5 shown in FIG. 10 has a configuration in which a group of tubes 8 arranged in parallel is separated into three stages from the right to the left. Tube groups 15a to 15c constituting each stage are:
Each has 2 rows × 8 columns, 3 rows × 8 columns, and 4 rows × 8 columns.

【００６２】また、ヘッダ空間１２ａ及び１２ｂの各々
が仕切板１３ａ及び１３ｂを有している。この場合、ヘ
ッダ空間１２ａの仕切板１３ａは、右側の管群１５ａと
中間の管群１５ｂとの間に設けられており、ヘッダ空間
１２ｂの仕切板１３ｂは、左側の管群１５ｃと中間の管
群１５ｂとの間に設けられている。配管１４ｂは、ヘッ
ダ空間１２ｂの仕切板１３ｂに対する左側に設けられて
いる。Each of the header spaces 12a and 12b has partition plates 13a and 13b. In this case, the partition 13a of the header space 12a is provided between the right tube group 15a and the middle tube group 15b, and the partition plate 13b of the header space 12b is provided between the left tube group 15c and the middle tube. It is provided between the group 15b. The pipe 14b is provided on the left side of the partition space 13b in the header space 12b.

【００６３】以上のような管配置によって、図１０に示
すように、改質前の燃料ガスについて、配管１４ａ→ヘ
ッダ空間１２ａの右側→管８（下降する）→ヘッダ空間
１２ｂの右側及び中間側→管８（上昇する）→ヘッダ空
間１２ａの中間側及び左側→管８（下降する）→ヘッダ
空間１２ｂの左側→配管１４ｂという流路が形成され
る。With the pipe arrangement as described above, as shown in FIG. 10, for the fuel gas before reforming, the pipe 14a → the right side of the header space 12a → the pipe 8 (down) → the right side and the middle side of the header space 12b. → A pipe 8 (ascending) → the middle side and the left side of the header space 12a → a pipe 8 (ascending) → a left side of the header space 12b → a pipe 14b is formed.

【００６４】その他の構成は、図２を用いて説明した第
２の実施の形態と略同様である。第２の実施の形態と同
様の部材には同様の符号を付して、詳細な説明は省略す
る。The other structure is substantially the same as that of the second embodiment described with reference to FIG. The same members as those in the second embodiment are denoted by the same reference numerals, and the detailed description is omitted.

【００６５】本実施の形態によれば、燃料ガス１０ａ
（または１０ｂ）の温度が高くなって密度が小さくなる
ことを考慮して、通過可能な管８の数が増えているた
め、流速が増大することなく、結果的に圧力損失があま
り大きくならない。一方、温度を急速に上昇させたい低
温域においては、ある程度の流速が確保されており、す
なわち、管８内の熱伝達率が大きく保たれて伝熱性が確
保されている。According to the present embodiment, the fuel gas 10a
In consideration of the fact that the temperature of (or 10b) increases and the density decreases, the number of pipes 8 that can pass therethrough is increased, so that the flow velocity does not increase and consequently the pressure loss does not increase so much. On the other hand, in a low-temperature region where the temperature is to be raised rapidly, a certain flow velocity is ensured, that is, the heat transfer coefficient in the pipe 8 is kept large, and the heat conductivity is ensured.

【００６６】なお、本実施の形態の各管群１５ａ〜１５
ｃは、それぞれ８の倍数の本数の管８から構成されてい
るが、本実施の形態の主旨は各管群を構成する管８の本
数が変化していることであり、特に８の倍数で規則正し
く整列している必要は無い。さらに、図１０に示すよう
に、本実施の形態の管８は円形断面で千鳥格子状に規則
正しく配列されているが、管８の断面形状は不問であ
り、その配列も正方格子等であってよい。また、管８の
中心間距離も、一定である必要はない。Note that each of the pipe groups 15a to 15
c is composed of tubes 8 each having a multiple of 8, but the gist of the present embodiment is that the number of tubes 8 constituting each tube group is changed. There is no need to order them regularly. Further, as shown in FIG. 10, the tubes 8 of the present embodiment are regularly arranged in a staggered lattice shape with a circular cross section. However, the cross-sectional shape of the tubes 8 does not matter, and the arrangement is also a square lattice or the like. May be. Further, the distance between the centers of the tubes 8 does not need to be constant.

【００６７】ここで、ガスタービン燃料における炭素分
と水蒸気のモル比（スチームカーボン比、以下Ｓ／Ｃ）
について説明する。一般に、Ｓ／Ｃが大きいほど式
（１）及び式（２）の反応は水素生成側へ進行し、ま
た、式（７）に示すように、式（１）及び式（２）の反
応式によって生成される一酸化炭素からカーボン固体が
析出するような反応も、Ｓ／Ｃが大きいほど生じにくい
ことが知られている。Here, the molar ratio of carbon content and water vapor in the gas turbine fuel (steam carbon ratio, hereinafter S / C)
Will be described. In general, the larger the S / C is, the more the reactions of the formulas (1) and (2) proceed toward the hydrogen generation side, and as shown in the formula (7), the reaction formulas of the formulas (1) and (2) It is known that the larger the S / C, the more difficult it is for a reaction to precipitate a carbon solid from carbon monoxide generated by the reaction.

【００６８】[0068]

【数５】 しかし、Ｓ／Ｃが大きい場合、流量が多くなり、管内の
圧力損失が非常に大きくなる。管内の圧力損失の増大が
システム効率を下げる影響と、ガスタービン燃料の転化
率が上昇して再生される熱量が増大することと、水蒸気
分のタービン作動ガスの増加によるタービン出力の増大
でシステム効率が上昇することと、をすべて考慮に入
れ、あらゆるシステムを検討した結果、本件発明者は、
Ｓ／Ｃは２から７が適当であることを知見した。(Equation 5) However, when the S / C is large, the flow rate increases, and the pressure loss in the pipe becomes extremely large. The effect of increased pressure loss in the pipe reduces system efficiency, the conversion rate of gas turbine fuel increases, the amount of heat regenerated increases, and the increase in turbine output due to the increase in turbine working gas for water vapor increases system efficiency. After considering all the systems and taking into account all that
It has been found that S / C of 2 to 7 is appropriate.

【００６９】図１１は、触媒Ａを用い、温度４９０℃の
条件下で、ガスタービン燃料をメタンとした場合で、メ
タン転化率が７．５％の時の反応速度の測定結果をＳ／
Ｃとの関係で示したグラフである。図１１に示すよう
に、Ｓ／Ｃが約３．８の時に反応速度は最大となり、Ｓ
／Ｃが３．８以上の状態よりも、反応の経過途中で一時
的に反応速度は増大しないことがわかる。FIG. 11 shows the results of the measurement of the reaction rate when the methane conversion rate was 7.5% when the gas turbine fuel was methane using the catalyst A at a temperature of 490 ° C.
It is a graph shown in relation to C. As shown in FIG. 11, when the S / C is about 3.8, the reaction rate becomes maximum,
It can be seen that the reaction rate does not temporarily increase during the course of the reaction than when the / C is 3.8 or more.

【００７０】図１２は、代表的な改質器５の例として、
８段構成の改質器５を示している。図１３は、Ｓ／Ｃ＝
５．０の場合について、図１２における領域Ａ〜領域Ｈ
についてのメタン転化率の推移を示している。図１３に
よれば、入口に近い領域Ａ及び領域Ｂでは、転化率が１
０％以下であり、入口のＳ／Ｃを３．８程度にしておけ
ば、反応速度が大きくなって、転化率も高くなることが
予想される。その後、領域Ｃ以後で水蒸気を加えること
が好ましい。水蒸気を加えることによって、Ｓ／Ｃを変
えることができる。FIG. 12 shows a typical reformer 5 as an example.
An eight-stage reformer 5 is shown. FIG. 13 shows that S / C =
For the case of 5.0, the areas A to H in FIG.
Shows the transition of the methane conversion for. According to FIG. 13, in the areas A and B close to the inlet, the conversion is 1
If the S / C at the inlet is about 3.8 or less, the reaction rate is expected to increase, and the conversion is expected to increase. Thereafter, it is preferable to add steam after the region C. By adding steam, the S / C can be changed.

【００７１】例えば、予めＳ／Ｃを低く設定されたガス
タービン燃料と水蒸気との混合ガス１０ａが、入口１４
ａから導入され、１段目の管束を通過して、わずかなが
ら水素を含んだ水素含有ガス１０ｂに転化する。領域Ａ
に達した水素含有ガス１０ｂは、ヘッダ空間１２ｂの中
間部等に接続された水蒸気入口１６（例えば図１４に示
すような形態が考えられる）から加えられる水蒸気３と
混合され、Ｓ／Ｃを高められて、さらに領域Ｂ、領域Ｃ
…へと流れる。Ｓ／Ｃの高くなった水素含有ガス１０ｂ
は、更に反応速度が大きくなり、一気にガス温度の平衡
転化率まで達する。この場合、水素含有ガスの１段目の
流速は、蒸気が少ない分、２段目以降よりも小さいた
め、触媒充填層の圧力損失を小さくすることができる。For example, a mixed gas 10a of gas turbine fuel and steam whose S / C is set low in advance is supplied to the inlet 14
a, which passes through the first stage tube bundle and is converted into a hydrogen-containing gas 10b slightly containing hydrogen. Area A
Is mixed with steam 3 added from a steam inlet 16 (for example, a form shown in FIG. 14 is conceivable) connected to an intermediate portion or the like of the header space 12b, thereby increasing S / C. And the area B and the area C
It flows to ... Hydrogen-containing gas 10b with increased S / C
, The reaction rate further increases and reaches the equilibrium conversion of the gas temperature at a stretch. In this case, since the flow rate of the first stage of the hydrogen-containing gas is smaller than that of the second and subsequent stages because of the small amount of steam, the pressure loss of the catalyst packed bed can be reduced.

【００７２】[0072]

【発明の効果】本発明によれば、タービン排ガスと燃料
ガスとを区画する熱交換のための隔壁が管状であるの
で、比較的高い強度を容易に実現することができる。ま
た、ダクトの容量等を適宜に調製することによって、タ
ービン排ガスの圧力損失を容易に低減することができ
る。これらの特徴により、安価かつ高効率なガスタービ
ンシステムを提供することができる。According to the present invention, a relatively high strength can be easily realized because the partition wall for heat exchange for separating turbine exhaust gas and fuel gas is tubular. In addition, by appropriately adjusting the capacity of the duct and the like, the pressure loss of the turbine exhaust gas can be easily reduced. These features make it possible to provide an inexpensive and highly efficient gas turbine system.

【００７３】特に、２種類以上の触媒を用いれば、触媒
活性と耐熱性を両立させることができる。In particular, when two or more types of catalysts are used, both catalytic activity and heat resistance can be achieved.

【００７４】また、触媒粒、管の配置（管群の構成）、
段数などを最適化することにより、伝熱性をなるべく犠
牲にすることなく圧力損失を低減した改質器を提供する
ことができる。Further, catalyst particles, arrangement of tubes (configuration of tube group),
By optimizing the number of stages and the like, it is possible to provide a reformer with reduced pressure loss without sacrificing heat conductivity as much as possible.

【００７５】また、Ｓ／Ｃを適切な値に設定したり、Ｓ
／Ｃを可変とすることで、圧力損失を押さえつつ反応速
度を大きくすることができる。Further, S / C is set to an appropriate value,
By making / C variable, the reaction rate can be increased while suppressing the pressure loss.

【図面の簡単な説明】[Brief description of the drawings]

【図１】本発明の第１の実施の形態のガスタービンシス
テムを示す図。FIG. 1 is a diagram showing a gas turbine system according to a first embodiment of the present invention.

【図２】本発明の第２の実施の形態の改質器を示す図。FIG. 2 is a diagram showing a reformer according to a second embodiment of the present invention.

【図３】本発明の第３の実施の形態の改質器を示す図。FIG. 3 is a diagram showing a reformer according to a third embodiment of the present invention.

【図４】改質器の変形例を示す図。FIG. 4 is a diagram showing a modification of the reformer.

【図５】改質器の変形例を示す図。FIG. 5 is a diagram showing a modification of the reformer.

【図６】本発明の第４の実施の形態の改質器を示す図。FIG. 6 is a diagram showing a reformer according to a fourth embodiment of the present invention.

【図７】タービン排気ガス温度等の推移を示す図。FIG. 7 is a diagram showing changes in turbine exhaust gas temperature and the like.

【図８】管と触媒粒とを略同縮尺比で示す図。FIG. 8 is a view showing a tube and catalyst particles at substantially the same scale.

【図９】空隙率と触媒粒径の関係を示すグラフ。FIG. 9 is a graph showing the relationship between porosity and catalyst particle size.

【図１０】本発明の第５の実施の形態の改質器を示す
図。FIG. 10 is a diagram showing a reformer according to a fifth embodiment of the present invention.

【図１１】Ｓ／Ｃと反応速度との関係を示す図。FIG. 11 is a graph showing a relationship between S / C and a reaction rate.

【図１２】１行８段の改質器を示す図。FIG. 12 is a diagram showing a reformer having eight rows and one row.

【図１３】図１２の改質器内でのメタン転化率の推移を
示す図。FIG. 13 is a view showing a transition of a methane conversion rate in the reformer of FIG.

【図１４】本発明の第６の実施の形態の改質器を示す
図。FIG. 14 is a diagram showing a reformer according to a sixth embodiment of the present invention.

【図１５】排熱を回収する従来のガスタービンシステム
を示す図。FIG. 15 is a diagram showing a conventional gas turbine system for recovering exhaust heat.

【符号の説明】[Explanation of symbols]

１ 水 ２ 蒸発器 ３ 水蒸気 ４ ガスタービン燃料 ５ 改質器 ５ａ 排ガス管 ６ タービン排ガス ７ 燃焼器 ８、８ａ、８ｂ 管 ９ 触媒 ９ａ 低温活性触媒 ９ｂ 高温用触媒 １０ａ ガスタービン燃料および水蒸気混合ガス（改質
前燃料ガス） １０ｂ 水素含有ガス（改質後燃料ガス） １１ ダクト １２ａ、１２ｂ ヘッダ空間 １３ 仕切板（水素透過膜） １４ａ 入口配管 １４ｂ 出口配管 １５ａ、１５ｂ、１５ｃ 管束 １６ 水蒸気追加口DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 Water 2 Evaporator 3 Steam 4 Gas turbine fuel 5 Reformer 5a Exhaust gas pipe 6 Turbine exhaust gas 7 Combustor 8, 8a, 8b Tube 9 Catalyst 9a Low temperature active catalyst 9b High temperature catalyst 10a Gas turbine fuel and steam mixed gas (revised) 10b Hydrogen-containing gas (reformed fuel gas) 11 Duct 12a, 12b Header space 13 Partition plate (hydrogen permeable membrane) 14a Inlet piping 14b Outlet piping 15a, 15b, 15c Tube bundle 16 Steam addition port

フロントページの続き (72)発明者 小 川 斗 東京都府中市東芝町１番地 株式会社東芝 府中事業所内 (72)発明者 平 田 東 彦 東京都府中市東芝町１番地 株式会社東芝 府中事業所内 (72)発明者 大 橋 幸 夫 東京都府中市東芝町１番地 株式会社東芝 府中事業所内 (72)発明者 田 中 耕太郎 東京都港区芝浦一丁目１番１号 株式会社 東芝本社事務所内Continuing on the front page (72) Inventor Togawa Ogawa 1 Toshiba-cho, Fuchu-shi, Tokyo, Japan Inside the Toshiba Fuchu Office, Inc. 72) Inventor Yukio Ohashi 1 Toshiba-cho, Fuchu-shi, Tokyo Inside the Fuchu Plant, Toshiba Corporation (72) Inventor Kotaro Tanaka 1-1-1 Shibaura, Minato-ku, Tokyo Inside the Toshiba head office

Claims (5)

【特許請求の範囲】[Claims] 【請求項１】燃料ガスが供給される管状流路と、 管状流路内に充填された改質用触媒と、 管状流路の周囲を取り囲むダクトと、を有する改質器
と、 改質器に接続され、改質された燃料ガスを燃焼させるガ
スタービンと、 ガスタービンの排ガスをダクト内に供給する排ガス管
と、を備えたことを特徴とするガスタービンシステム。A reformer having a tubular flow path to which a fuel gas is supplied, a reforming catalyst filled in the tubular flow path, and a duct surrounding a periphery of the tubular flow path; A gas turbine system, comprising: a gas turbine connected to a gas turbine for burning a reformed fuel gas; and an exhaust gas pipe configured to supply exhaust gas from the gas turbine into a duct. 【請求項２】前記改質用触媒は、ニッケル、クロム、マ
ンガン、コバルト、鉄、銅、亜鉛、ルテニウム、パラジ
ウム、白金、マグネシア、シリカ、アルミナ、ジルコニ
アの少なくとも１つ以上を含んでいることを特徴とする
請求項１に記載のガスタービンシステム。2. The method according to claim 1, wherein the reforming catalyst contains at least one of nickel, chromium, manganese, cobalt, iron, copper, zinc, ruthenium, palladium, platinum, magnesia, silica, alumina and zirconia. The gas turbine system according to claim 1, wherein: 【請求項３】前記管状流路は、複数本が並列に設けられ
て管群を構成していることを特徴とする請求項１または
２に記載のガスタービンシステム。3. The gas turbine system according to claim 1, wherein a plurality of the tubular flow paths are provided in parallel to form a tube group. 【請求項４】前記触媒は、２種類以上の充填密度、ある
いは、２種類以上の触媒粒径、あるいは、２種類以上の
触媒粒形状を有していることを特徴とする請求項１乃至
３のいずれかに記載のガスタービンシステム。4. The catalyst according to claim 1, wherein said catalyst has two or more kinds of packing densities, two or more kinds of catalyst particle diameters, or two or more kinds of catalyst particle shapes. The gas turbine system according to any one of the above. 【請求項５】燃料ガスは、炭化水素ガスと水蒸気ガスと
の混合ガスであることを特徴とする請求項１乃至４のい
ずれかに記載のガスタービンシステム。5. The gas turbine system according to claim 1, wherein the fuel gas is a mixed gas of a hydrocarbon gas and a steam gas.