JP4357751B2

JP4357751B2 - Gas turbine system

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Publication number: JP4357751B2
Application number: JP2001006814A
Authority: JP
Inventors: 垣隆雄中; 本浩一川; 川斗小; 田東彦平; 橋幸夫大; 中耕太郎田
Original assignee: Toshiba Corp
Current assignee: Toshiba Corp
Priority date: 2001-01-15
Filing date: 2001-01-15
Publication date: 2009-11-04
Anticipated expiration: 2021-01-15
Also published as: JP2002213255A

Description

【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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、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ガスタービンシステムである。
【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。また、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ため、触媒活性と耐熱性を両立させることができる。
【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。
【００１６】
なお、本実施の形態の改質前の燃料ガス１０ａ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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【００２３】
図２に示すように、上方のヘッダ空間１２ａ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１０ａが導入される管である。図２の場合、低温活性触媒９ａが、ヘッダ空間１２ａの奥側にも充填されている。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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１０ａ（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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【００４１】
【数４】

つまり、式（３）〜式（６）に示した水素含有ガス１０ｂ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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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１０ｂ（あるいは改質前の燃料ガス１０ａ）は、ヘッダ１２ａと１２ｂを上下に往復しつつ、領域Ａ〜領域Ｄを順に流れる。
【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。
【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。
【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。
【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。
【００５３】
式（３）に示した充填層管内の圧力損失Δｐ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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【００６６】
なお、本実施の形態の各管群１５ａ〜１５ｃ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。
【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。
【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。
【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。
【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１０％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。
【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１４ａ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。
【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。
【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。
【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。
【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。
【図面の簡単な説明】
【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。
【図２】本発明の第２の実施の形態の改質器を示す図。
【図３】本発明の第３の実施の形態の改質器を示す図。
【図４】改質器の変形例を示す図。
【図５】改質器の変形例を示す図。
【図６】本発明の第４の実施の形態の改質器を示す図。
【図７】タービン排気ガス温度等の推移を示す図。
【図８】管と触媒粒とを略同縮尺比で示す図。
【図９】空隙率と触媒粒径の関係を示すグラフ。
【図１０】本発明の第５の実施の形態の改質器を示す図。
【図１１】Ｓ／Ｃと反応速度との関係を示す図。
【図１２】１行８段の改質器を示す図。
【図１３】図１２の改質器内でのメタン転化率の推移を示す図。
【図１４】本発明の第６の実施の形態の改質器を示す図。
【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。
【符号の説明】
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[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a reformer that converts gas turbine fuel into a hydrogen-containing gas using gas turbine exhaust heat, and a gas turbine system including the reformer.
[0002]
[Prior art]
A steam reforming reaction for producing a hydrogen-rich gas from a hydrocarbon has been well known. For example, methane, which is a main component of natural gas, can be converted into a gas containing hydrogen by the reactions of the formulas (1) and (2).
[0003]
[Expression 1]

The reaction of the formula (1) is an endothermic reaction called a steam reforming reaction, and if it is 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]
For example, as disclosed in Japanese Patent Laid-Open No. 2000-80927, a gas turbine exhaust heat recovery power generation system as shown in FIG. 15 can be configured by using the reactions of the formulas (1) and (2). In the system of FIG. 15, the water 1 is converted into steam 3 by the evaporator 102, mixed with the gas turbine fuel 4, and introduced into the reformer 105. In the reformer 105, the reactions of the formulas (1) and (2) are generated by the heat of the turbine exhaust gas 6, and the reformed gas 10 b (hydrogen-containing gas) is introduced into the combustor 107.
[0005]
Here, the reactions of the formulas (1) and (2) are endothermic reactions, but the heat of the turbine exhaust gas 6 is used. For this reason, the efficiency of the system is improved.
[0006]
[Problems to be solved by the invention]
The conventional system that uses exhaust heat for the reforming reaction has the following technical problems.
[0007]
First, it is a problem regarding the efficiency of exhaust heat utilization of a gas turbine. This is a priority issue. 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 wall, the contact thermal resistance with the reforming catalyst, and the like. For example, the smaller the contact thermal resistance with the reforming catalyst, the larger the amount of exhaust heat recovered, and the reformer itself can be made compact.
[0008]
Further, the heat transfer between the gas and the partition wall is greatly affected by the flow rate of the turbine exhaust gas. For example, the heat transfer coefficient increases as the flow rate increases. However, if the flow rate is large, 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 heat transfer coefficient and pressure loss.
[0009]
The heat transfer between the gas and the partition wall is also affected by the pressure of the fuel gas. Therefore, the pressure of the fuel gas should be increased as necessary, but in that case, attention should be paid to the balance between the heat transfer coefficient and the pressure loss.
[0010]
Further, the partition wall for heat exchange partitioning the turbine exhaust gas and the fuel gas needs to withstand a pressure difference between the pressure of the combustor (fuel gas pressure) and the turbine outlet pressure (turbine exhaust gas pressure).
[0011]
Furthermore, the compatibility of the activity and heat resistance of the catalyst is also a problem. Many of the catalysts for steam reforming have nickel supported on alumina or the like, but generally it is necessary to increase the amount of nickel in order to increase the activity at a low temperature. However, in a temperature range exceeding 500 ° C., a catalyst with a large amount of nickel undergoes grain growth such as sintering, which causes problems in heat resistance and durability.
[0012]
The conventional system has not yet presented a sufficient solution for each of the above problems. In consideration of such points, it is an object of the present invention to provide a gas turbine system that is inexpensive and maximizes efficiency.
[0013]
[Means for Solving the Problems]
The present invention relates to a reformer having a tubular flow path to which fuel gas is supplied, a reforming catalyst filled in the tubular flow path, a duct surrounding the periphery of the tubular flow path, and a reformer. A gas turbine for burning the reformed fuel gas connected thereto, and an exhaust pipe for supplying the exhaust gas of the gas turbine into the duct , wherein the catalyst has two or more types of packing density or two or more types The gas turbine system has a catalyst particle size or two or more types of catalyst particle shapes .
[0014]
According to the present invention, since the partition wall for heat exchange partitioning the turbine exhaust gas and the fuel gas is tubular, a relatively high strength can be easily realized. Further, the pressure loss of the turbine exhaust gas can be easily reduced by appropriately adjusting the duct capacity and the like. With these features, an inexpensive and highly efficient gas turbine system can be provided. Moreover, since the said catalyst has two or more types of packing density, two or more types of catalyst particle diameters, or two or more types of catalyst particle shapes, it can make a catalyst activity and heat resistance compatible. .
[0015]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
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, and a duct 11 surrounding the pipe 8. The turbine exhaust gas 6 is introduced into the duct 11 via the exhaust gas pipe 5 a and passes through the outside of the pipe 8 in the duct 11. 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 water vapor. Thereby, the fuel gas 10a is converted into the hydrogen-containing gas 10b by the reaction of the above formulas (1) and (2).
[0016]
The fuel gas 10a before reforming according to the present embodiment is generated by, for example, mixing water 1 with water vapor 3 by the evaporator 2 and then mixing with the gas turbine fuel 4 in substantially the same manner as in the past.
[0017]
The turbine exhaust gas 6 has a large flow rate, and 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 decreased in order to reduce the pressure loss, the thermal resistance with the fuel gas 10a (or the hydrogen-containing gas 10b after reforming) increases, and the efficiency and output of the gas turbine system are improved. I can't 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 transfer property.
[0018]
The reformer 5 as in the present embodiment has a high degree of design freedom in each part, and can be easily designed to maximize heat transfer 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 achieve high efficiency and high output.
[0019]
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. The cross section of the tube 8 is circular in FIG. 1, but the effect is not changed even if it is an ellipse or a rectangle. Moreover, the diameter and cross-sectional shape of a pipe may not be constant in one pipe, and a fin may be attached to the outside of the pipe. Further, the number of the tubes 8 is one in FIG. 1, but two or more tubes 8 may be juxtaposed.
[0020]
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, it is appropriate to use magnesia, silica, alumina, or zirconia as the support for the catalyst 9.
[0021]
According to the present embodiment, it is possible to provide a gas turbine system in which the reforming reaction proceeds smoothly and not only the efficiency and output of the system are improved, but also the durability is improved.
[0022]
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 pre-reforming fuel gas 10a or post-reforming hydrogen-containing gas 10b flows, and both ends of the

pipes

8a and 8b.

Header spaces

12a and 12b for bundling the sections.
[0023]
As shown in FIG. 2, the upper header space 12a is separated into a rear side and a front side by a partition plate 13 (which may be constituted by a hydrogen permeable membrane or the like). The

pipes

8a and 8b are arranged in parallel in the vertical direction, and the pipe 8a arranged on the back side with respect to the partition plate 13 is filled with the low-temperature active catalyst 9a. The tube 8b disposed on the front side is filled with a high temperature active catalyst 9b. 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 a pipe into which the fuel gas 10a before reforming is introduced. In the case of FIG. 2, the low temperature active catalyst 9a is also filled in the back side of the header space 12a.
[0024]
With the pipe arrangement as described above, as shown in FIG. 2, the fuel gas before reforming is connected to the rear side of the pipe 14a → the header space 12a → the pipe 8a (down) → the header space 12b → the pipe 8b (up). → The front side of the header space 12a → the flow path of the pipe 14b is formed.
[0025]
The turbine exhaust gas 6 is guided into the duct 11 from the front side of FIG. 2 and passes around the

pipes

8a and 8b, and exchanges heat with the fuel gas 10a. Specifically, the turbine exhaust gas 6 having a temperature of about 600 ° C. when introduced into the duct 11 is deprived of heat by the reforming reaction, and the temperature is reduced to about 500 ° C.
[0026]
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, which changes to the hydrogen-containing gas 10b, and the temperature gradually rises. . When the temperature of the pre-reforming fuel gas 10a at the inlet of the header 12a is, for example, 150 ° C., the temperature rises to about 450 ° C. when reaching the header 12b. At this time, the catalyst temperature in the pipe 8a is 500 ° C. or less. Therefore, the low-temperature active catalyst 9a works effectively, and the conversion to a hydrogen-containing gas is promoted even at a temperature of 500 ° C. or lower. Moreover, the catalyst temperature in the pipe 8b is close to the inlet temperature 600 ° C. of the turbine exhaust gas 6 because of the arrangement. Therefore, the high temperature catalyst 9b works effectively, while the heat resistance is improved.
[0027]
According to the present embodiment, it is possible to provide a reformer and a gas turbine system with improved heat resistance without sacrificing low-temperature activity.
[0028]
Next, a third embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. In the reformer 5 shown in FIG. 3, a group of pipes 8 arranged in parallel is separated in three stages from the back side (right side) to the front side (left side). The tube group 15 constituting each stage has 3 rows × 12 columns.
[0029]
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 between the innermost tube group 15 and the intermediate tube group 15, and the partition plate 13b of the header space 12b is the frontmost tube group 15. And the intermediate tube group 15.
[0030]
And the piping 14b is provided in the front side with respect to the partition plate 13b of the header space 12b instead of the header space 12a.
[0031]
With the pipe arrangement as described above, as shown in FIG. 3, with respect to the fuel gas 10a before reforming, the pipe 14a → the back side of the header space 12a → the pipe 8 (down) → the back side and the intermediate side of the header space 12b. → Pipe 8 (rising) → Intermediate side and front side of header space 12a → Pipe 8 (lowering) → Front side of header space 12b → Pipe 14b is formed.
[0032]
Other configurations are substantially the same as those of the second embodiment described with reference to FIG. The same members as those of the second embodiment are denoted by the same reference numerals, and detailed description thereof is omitted.
[0033]
This embodiment can also effectively provide a reformer and a gas turbine system with improved heat resistance without sacrificing low-temperature activity.
[0034]
In particular, in the present embodiment, the temperature difference between the turbine exhaust gas 6 as the heating source and the fuel gas 10a can be increased over the entire flow path. Therefore, the amount of exchange heat increases and the conversion rate to the hydrogen-containing gas 10b is high. As in the present embodiment, it is preferable that the flow direction of the turbine exhaust gas 6 and the fuel gas 10a (or the steam hydrogen-containing gas 10b) is at least partially opposed.
[0035]
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 mode of the tube group 15 can be designed freely.
[0036]
Here, in designing the arrangement of the tube group 15, it is necessary to consider both the pressure loss due to the filled catalyst layer of the hydrogen-containing gas 10b and the pressure loss of the turbine exhaust gas. The pressure loss Δp in the packed bed is given by Ergun according to equation (3).
[0037]
[Expression 2]

Where η is viscosity and 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 packed bed length. According to equation (3), it can be seen that the pressure loss is greatly affected by the flow velocity.
[0038]
Further, it is mainly heat conduction in the radial direction that conducts heat to the inside of the packed bed through the tube wall. The thermal conductivity inside the packed bed can be given by Yagi, Kunii et al. As equation (4).
[0039]
[Equation 3]

Where λ _g Is the thermal conductivity of the gas, λ _e0 is the effective thermal conductivity when the fluid is stationary, Pr is the Prandtl number, Re _p Indicates Reynolds number with the particle size as the representative length. Formula (4) shows that heat transfer improves if the flow rate is large.
[0040]
On the other hand, the pressure loss of the turbine exhaust gas is also proportional to the square of the flow velocity u of the turbine exhaust gas and the number of pipes n, as shown in Equation (5). Moreover, as shown in Formula (6), the heat transfer coefficient between the turbine exhaust gas and the pipe wall greatly depends on the passage flow speed of the turbine exhaust gas, and the heat transfer coefficient increases as the flow speed increases.
[0041]
[Expression 4]

That is, it is necessary to consider all four items of heat transfer and pressure loss of the hydrogen-containing gas 10b and the turbine exhaust gas 6 shown in the equations (3) to (6). Therefore, it can be said that the configuration as in the present embodiment is one of effective solutions from the viewpoint of the degree of freedom in design, the cost, and the like.
[0042]
In consideration of the reforming reaction rate, it is preferable to set the reformer volume as small as possible and the conversion rate at the outlet as high as possible.
[0043]
Here, as a specific example, consider two types of eight-row reformers as shown in FIGS. 4 (a) and 4 (b). Here, if the flow rate of the fuel gas before reforming is the same, a reformer having eight rows of tube bundles (FIG. 4B) is a reformer having eight rows of tube bundles. It is superior to the heat transfer inside the tube than (FIG. 4 (a)), but the pressure loss is significantly increased.
[0044]
Next, another specific example will be described with reference to FIG. The example of FIG. 5A has a three-stage configuration with three rows of tube bundles.
[0045]
Here, it is assumed that the conversion rate to the hydrogen-containing gas 10b and the temperature were low in the configuration of FIG. In this case, if the flow velocity in the pipe is increased, the amount of heat input into the pipe increases, so as shown in FIG. 5C, the pipe 12 is deformed into a four-stage configuration with two rows and the total cross-sectional area of the header 12a is reduced. It is effective to increase the flow velocity in the pipe.
[0046]
On the other hand, in the configuration of FIG. 5A, it is assumed that the pressure loss of the hydrogen-containing gas 10b is large. In this case, as shown in FIG. 5 (b), if the two-stage configuration with four rows of tube bundles is deformed, the flow velocity in the tubes is reduced, so that the pressure loss is also reduced.
[0047]
As described above, it is possible to provide a reformer in which pressure loss and heat transfer characteristics are adjusted to an appropriate balance under all conditions by changing the number of rows and stages of the tube bundle.
[0048]
Next, a fourth embodiment of the present invention will be described with reference to FIGS. FIG. 6 shows the reformer 5 composed of two rows and four stages. In this case, the turbine exhaust gas 6 flows from the left side to the right side in FIG. 6, and the hydrogen-containing gas 10b (or the fuel gas 10a before reforming) reciprocates up and down the

headers

12a and 12b in the areas A to A. Flow through D in order.
[0049]
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 reforming reaction rate for each of the regions A to D. As shown in FIG. 7, the temperature of the hydrogen-containing gas 10 b rapidly increases in the region A and the region B where the difference from the temperature of the turbine exhaust gas 6 is large, but increases in the region C and the region D where the temperature difference is reduced. The speed is slow.
[0050]
On the other hand, the reforming reaction rate is relatively low in the region A and the region B where the temperature of the hydrogen-containing gas 10b is low, and rapidly increases in the region C and the region D as the temperature of the hydrogen-containing gas 10b increases. 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 preheating portion. Therefore, for the catalyst-packed layer in these portions, the catalyst is omitted, a catalyst with less pressure loss is sacrificed at the expense of reactivity, the packing density is lowered, or a dummy catalyst such as alumina balls is filled. This makes it possible to reduce the pressure loss and increase the overall system efficiency.
[0051]
Here, the relationship between the diameter of the tube 8 and the particle 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 ratio.
[0052]
The tube 8 is filled with a catalyst 9. The smaller the porosity of the filling, the greater the amount of catalyst per unit volume. In this case, the reaction contribution amount of the catalyst 9 naturally increases, but pressure loss due to the catalyst packed bed in the pipe 8 may be a problem.
[0053]
The pressure loss Δp in the packed bed pipe shown in the formula (3) is greatly influenced by the porosity, and the pressure loss becomes remarkably small as the porosity increases. On the other hand, the thermal conductivity inside the emphasis layer shown in Equation (4) greatly depends on the porosity, and the effective conductivity λ _e decreases as the porosity increases.
[0054]
FIG. 9 is a graph showing the relationship between the porosity and the equivalent diameter of the catalyst when six types of catalysts having 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 decreases, the porosity decreases. Further, as the particle size increases, the porosity increases but approaches a constant value. From the equations (3), (4) and FIG.
1. Considering the heat transfer in the radial direction, the diameter of the reforming tube cannot be made too large.
2. Since the pressure loss increases, the particle size cannot be made very fine.
3. The particle size cannot be made too large because it affects the packing efficiency and reaction rate.
[0055]
Considering the above three points together, it is preferable that the ratio dt / dp (see FIG. 8) between the diameter of the reforming tube 8 and the particle size of the catalyst 9 is about 3 to 50. In this case, the above three problems are generally within an allowable range, and the reformer 5 can be optimized.
[0056]
Next, the pressure loss of the turbine exhaust gas 6 will be described. The turbine exhaust gas 6 causes a pressure loss when passing through the group of reforming pipes 8 installed in the duct 11. When the pitch between the pipes 8 is narrow, the flow rate of the turbine exhaust gas 6 increases, but the pressure loss also increases as shown in the equation (5). On the other hand, as shown in Expression (6), the heat transfer coefficient between the turbine exhaust gas 6 and the pipe 8 wall increases as the flow velocity increases.
[0057]
The present inventor has found that when the distance between the centers of the tubes 8 is 1.1 to 3.0 times the representative diameter of the tubes 8, heat transfer and pressure loss can be within an appropriate balance range. did.
[0058]
Furthermore, the pressure loss of the turbine exhaust gas 6 increases in proportion to the number of rows n of the tubes 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 Equation (3). In order to reduce the pressure loss by reducing the flow velocity, the total cross-sectional area may be increased by increasing the number of tube groups per tube bundle. 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]
The number of rows of pipes is determined by the flow path width of the turbine exhaust gas 6. Therefore, the number of tube bundles is 1 from 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 the system efficiency. It has been found that it is preferably between 20.
[0060]
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. 10B is a schematic side sectional view.
[0061]
In the reformer 5 shown in FIG. 10, the group of the tubes 8 arranged in parallel is separated into three stages from the right side to the left side. The tube groups 15a to 15c constituting each stage have 2 rows × 8 columns, 3 rows × 8 columns, and 4 rows × 8 columns, respectively.
[0062]
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 between the right tube group 15a and the intermediate tube group 15b, and the partition plate 13b of the header space 12b is formed between the left tube group 15c and the intermediate tube group 15b. It is provided between the group 15b. The pipe 14b is provided on the left side of the header space 12b with respect to the partition plate 13b.
[0063]
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 → the pipe 8 A flow path of (rising) → middle side and left side of the header space 12a → pipe 8 (falling) → left side of the header space 12b → pipe 14b is formed.
[0064]
Other configurations are substantially the same as those of the second embodiment described with reference to FIG. The same members as those of the second embodiment are denoted by the same reference numerals, and detailed description thereof is omitted.
[0065]
According to the present embodiment, in consideration of the fact that the density of the fuel gas 10a (or 10b) increases and the density decreases, the number of pipes 8 that can be passed increases, so that the flow velocity does not increase. As a result, the pressure loss is not so large. On the other hand, in a low temperature range where it is desired to rapidly increase the temperature, a certain flow velocity is ensured, that is, the heat transfer coefficient in the pipe 8 is kept large and heat conductivity is ensured.
[0066]
In addition, each tube group 15a-15c of this Embodiment is comprised from the pipe 8 of the multiple of 8, respectively, However, the main point of this Embodiment changes the number of the tubes 8 which comprise each tube group. In particular, it is not necessary to arrange them regularly in multiples of 8.
Furthermore, as shown in FIG. 10, the tubes 8 of the present embodiment are regularly arranged in a staggered pattern with a circular cross section, but the cross sectional shape of the tubes 8 is not limited, and the arrangement is also a square lattice or the like. It's okay. Further, the distance between the centers of the tubes 8 need not be constant.
[0067]
Here, the molar ratio of carbon to water vapor in the gas turbine fuel (steam carbon ratio, hereinafter referred to as S / C) will be described. In general, the larger the S / C, the more the reaction of the formula (1) and the formula (2) proceeds toward the hydrogen generation side, and as shown in the formula (7), It is known that a reaction in which a carbon solid is precipitated from carbon monoxide produced by the above-mentioned is less likely to occur as the S / C is larger.
[0068]
[Equation 5]

However, when the S / C is large, the flow rate increases and the pressure loss in the pipe becomes very large. Increased pressure loss in the pipe reduces the system efficiency, increases the gas turbine fuel conversion rate and increases the amount of heat that is regenerated, and increases the turbine output due to an increase in steam turbine working gas to increase the system efficiency. As a result of considering all the systems in consideration of the fact that the S / C is increased, the present inventor has found that an S / C of 2 to 7 is appropriate.
[0069]
FIG. 11 shows the relationship between S / C and the measurement result of the reaction rate when the catalyst A is used and the gas turbine fuel is methane under the condition of a temperature of 490 ° C. and the methane conversion is 7.5%. It is the graph shown by. As shown in FIG. 11, the reaction rate becomes maximum when S / C is about 3.8, and the reaction rate does not increase temporarily during the course of the reaction compared to the state where S / C is 3.8 or more. I understand.
[0070]
FIG. 12 shows an eight-stage reformer 5 as an example of a typical reformer 5. FIG. 13 shows the transition of the methane conversion rate for the regions A to H in FIG. 12 in the case of S / C = 5.0. According to FIG. 13, in the region A and the region B close to the inlet, the conversion rate is 10% or less, and if the S / C at the inlet is set to about 3.8, the reaction rate increases and the conversion rate also increases. Expected to be higher. Thereafter, it is preferable to add water vapor after the region C. S / C can be changed by adding water vapor.
[0071]
For example, a mixed gas 10a of gas turbine fuel and water vapor whose S / C is set to be low in advance is introduced from the inlet 14a, passes through the first-stage tube bundle, and slightly into the hydrogen-containing gas 10b containing hydrogen. Convert. The hydrogen-containing gas 10b that has reached the region A is mixed with water vapor 3 added from a water vapor inlet 16 (for example, a form as shown in FIG. 14) connected to the middle portion of the header space 12b, etc. Is increased, and further flows to region B, region C. The reaction rate of the hydrogen-containing gas 10b having an increased S / C is further increased, and reaches the equilibrium conversion rate of the gas temperature all at once. In this case, the flow rate of the first stage of the hydrogen-containing gas is smaller than that of the second and subsequent stages due to the small amount of steam, so that the pressure loss of the catalyst packed bed can be reduced.
[0072]
【The invention's effect】
According to the present invention, since the partition wall for heat exchange partitioning the turbine exhaust gas and the fuel gas is tubular, a relatively high strength can be easily realized. Further, the pressure loss of the turbine exhaust gas can be easily reduced by appropriately adjusting the duct capacity and the like. With these features, an inexpensive and highly efficient gas turbine system can be provided.
[0073]
In particular, if two or more kinds of catalysts are used, both catalytic activity and heat resistance can be achieved.
[0074]
Further, by optimizing the catalyst particles, the arrangement of the tubes (configuration of the tube group), the number of stages, etc., it is possible to provide a reformer with reduced pressure loss without sacrificing heat conductivity as much as possible.
[0075]
Moreover, by setting S / C to an appropriate value or making S / C variable, the reaction rate can be increased while suppressing pressure loss.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a diagram showing a gas turbine system according to a first embodiment of the present invention.
FIG. 2 is a view showing a reformer according to a second embodiment of the present invention.
FIG. 3 is a view showing a reformer according to a third embodiment of the present invention.
FIG. 4 is a view showing a modification of the reformer.
FIG. 5 is a view showing a modification of the reformer.
FIG. 6 is a view showing a reformer according to a fourth embodiment of the present invention.
FIG. 7 is a graph showing changes in turbine exhaust gas temperature and the like.
FIG. 8 is a view showing a tube and catalyst particles at substantially the same scale.
FIG. 9 is a graph showing the relationship between porosity and catalyst particle size.
FIG. 10 is a view showing a reformer according to a fifth embodiment of the present invention.
FIG. 11 is a graph showing the relationship between S / C and reaction rate.
FIG. 12 is a view showing a reformer having one row and eight stages.
13 is a graph showing the transition of the methane conversion rate in the reformer of FIG.
FIG. 14 is a view showing a reformer according to a sixth embodiment of the present invention.
FIG. 15 is a diagram showing a conventional gas turbine system that recovers exhaust heat.
[Explanation of symbols]
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 Pipe 9 Catalyst 9a Low temperature active catalyst 9b High temperature catalyst 10a Gas turbine fuel and steam mixed gas Quality fuel gas)
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

Claims

A tubular channel through which fuel gas is supplied;
A reforming catalyst filled in a tubular channel;
A duct surrounding the periphery of the tubular channel;
A reformer having
A gas turbine connected to the reformer and combusting the reformed fuel gas;
An exhaust pipe for supplying gas turbine exhaust gas into the duct;
Equipped with a,
The gas turbine system , wherein the catalyst has two or more types of packing density, two or more types of catalyst particle sizes, or two or more types of catalyst particle shapes .

The reforming catalyst includes 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.

The gas turbine system according to claim 1, wherein a plurality of the tubular flow paths are provided in parallel to constitute a tube group.

The gas turbine system according to any one of claims 1 to 3, wherein the fuel gas is a mixed gas of a hydrocarbon gas and a water vapor gas.