次に本発明の実施形態を図とともに説明� ��る。図1ないし図3は本発明の第1実施形態に� ��る分級装置を説明するための図で、図1は分 級装置の要部を示す縦概略断面図、図2は図1A -A線上の横概略断面図、図3は固定フィンの変 形例を示す図1A-A線上の横概略断面図である� �なお、この分級装置を備えた竪型ローラミ� �の概略構成は図27に示すものと同様であるの で、その説明は省略する。

 分級装置は図1に示すように、分級装置の 入口側に配置された略円筒状の固定式分級器 10と、それの内部に配置された回転式分級機2 0とを組み合わせた二段式分級装置となって� �る。

 固定式分級器10は、長板状の支持部材14と 、図2に示すように両端部が前記支持部材14に 支持された固定フィン13と、支持部材14の下� �に配置された下向きに凸の円錐形状の整流� �ーン11から構成されている。

 図1に示すように固定フィン13は、分級装� ��の中心軸方向に対して下向きに一定の角度� �で、所定の間隔をおいて多数段に取り付け� �れ、図2に示すように各固定フィン13(ルーバ) どうしは支持部材14を介して環状に接続され� ��いる。

 固定フィン13は図2に示すように内側と外� ��の周縁が円弧状をした平板から構成され、� ��端を支持部材14で固定している。固定フィ� �13の固定方法は支持部材14に差し込み、溶接� ��たはネジ止めなどで固定している。固定フ� ��ン13の平面形状は円弧状に限定されたもの� �はなく、図3に示すような平面形状が長方形� ��固定フィン13も用いられる。この場合も固� �フィン13は分級装置の中心軸に対して環状に 配列され、各フィン13は分級装置の中心に向� ��って下方に傾斜している。

 この固定フィン13と回転フィン21の間には 、円筒状をした偏向リング33が分級部上面板4 0から吊り下げられている。

 次に図1を用いて分級装置の作用を説明す る。粉砕部5(図27参照)より上昇してきた固気� ��相流52中の粒子は、固定フィン13と分級部外 周ハウジング41の間に入り、固定フィン13と� �定フィン13の間を通る際、固定フィン(ルー� �)13の面に衝突した後に下向きの流れに変わ� �。このとき質量の大きな粗粒子は下向きの� �性力と重力により、回転フィン21を通過する 気流から分離され、下部にある整流コーン11� ��へ向かって落下する。一方、微粒子は下向� ��に加わる慣性力と重力が小さいため、気流� ��同伴されて回転フィン21へ向かって流れる� �

 次に固定フィン(ルーバ)13の傾斜角度、幅 、ピッチおよび偏向リング33の長さについて� ��動解析およびコールドモデル試験により最� ��化した検討結果を示す。図4は、分級装置の 各部位に記号を付した参考図である。図中の 各記号は下記の通りである。

 L:固定フィン(ルーバ)13の粒子流通方向の幅( ルーバ幅)
 θ:ルーバ13の水平方向に対する傾斜角度(ル� ��バ角度)
 P:ルーバ13の段方向に対する設置ピッチ(ル� �バピッチ)
 H:偏向リング33の下向きの長さ(偏向リング� �さ)
 H _RF :回転フィン21の下向きの長さ(回転フィン長� �)
 Rr:ルーバ13の内径(ルーバ内径)
 RH:分級装置の中心から偏向リング33までの� �離(偏向リング位置)
 図5は、A、B、Cの3タイプの分級装置の構成� �各分級装置の流動解析結果を示す図である� �図中のAタイプは図28で説明した従来構造の� �級装置で、縦に長い平板状の固定フィン12と 回転フィン21が設置されている。Bタイプはそ の縦に長い平板状の固定フィン12と回転フィ� ��21の間に偏向リング33が設置されている分級 装置で、前記特許文献1に記載されている構� �である。Cタイプは、図1に示した本発明の実 施形態に係る分級装置である。

 これら3タイプの分級装置における回転フ ィン21の入口流速分布を図5Dに示す。横軸は� �転フィンへの粒子の流入流速、縦軸は回転� �ィンの長さ位置を示している。なお、縦軸� �おいて例えば回転フィン長さ位置-0.06mとは� �回転フィン21の付け根部から0.06m下がった位� ��を示している。

 この図5Dの結果から明らかなように、Aタ� ��プのものは回転フィン21の付け根部付近に� �いて回転フィンへの流入流速にピークがあ� �、流速分布の偏差が大きい。Bタイプのもの� ��そのピーク位置が回転フィンのほぼ中央位� ��まで下がるが、流速分布は依然として偏っ� ��いる。これらに比べてCタイプのものは回転 フィンへの流入流速のピークは殆どなく、回 転フィン入口での流速がほぼ均一であること が分かる。なお、このテストに用いたCタイ� �の分級装置は、ルーバ角度θを60°に設定し� �ものである。

 図30は、前記Aタイプの分級装置における� ��転フィン入口の流速分布を示す図である。� ��の図に示すように、流速分布が回転フィン� ��高さ方向において不均一で、分級装置上部� ��流速が高く、下部で低い傾向がある。これ� ��固定式分級器の隙間が縦方向に開口してい� ��ためである。

 粒子の分離割合は固定式分級器に比べて� ��転式分級機が大きく、回転式分級機入口の� ��速分布が重要である。回転式分級機による� ��離径は、回転式分級機への空気流入速度に� ��る流体抗力と回転式分級機で発生する遠心� ��の比によって一義的に決まる。従い、回転� ��分級機入口での空気流の不均一が粒子の分� ��性能を下げる原因になる。逆に、回転式分� ��機入口の流速分布が一様であることが分級� ��能を上げることに繋がる。

 回転式分級の理論分級粒子径Dthは(1)式に� ��すように、回転フィンの周速度Vr(遠心力)と 回転フィンへの空気流入速度Vaの比で決まる� ��め、回転式分級機入口の流速分布の変動はD thの変動に直接的に繋がる。

 Dth=C/Vr(18μrVa/(ρs-ρ)) ^0.5  ・・・・・・・・・(1)

 ここで、r:回転フィンの外径、μ:空気粘度� �ρs:粒子密度、ρ:空気密度、C:
補正係数である。

 図31は、粉砕部から搬送された固定式分� �器および内部の回転式分級機への粒子挙動� �示す図である。粉砕部からガスまたは空気� �吹き上げられた石炭粒子はミル上部(固定式� ��級器上部)に衝突し、固定式分級器を経由し て回転式分級機へ導かれる。当然ながら固定 式分級器上部に石炭濃度の高い層が形成され 、これは回転式分級機の入口になっても平滑 化されることなく濃度偏差は発生している。 このように、ミル上部で発生した粉体濃度偏 差が従来の固定式分級器では容易に解消する ことはできない。

 次に本発明の分級装置におけるルーバ構� ��の最適化について検討した結果を説明する� ��図6は、ルーバ角度θと、回転フィン入口流� ��分布の均一性を表す回転フィン入口流速の� ��大流速Vmaxとその平均流速Vaveの比(Vmax/Vave)と の関係を示す図である。この図でVmax/Vaveが1� �近いほど粒子の回転フィン入口流速分布が� �一化されていることを示す。

 この図から明らかなように、ルーバ角度� ��40°と80°の場合はVmax/Vaveが3を超えてしまう� ��ルーバ角度が小さい場合は固定式分級器の� ��口で発生した流速偏差を整流する効果が小� ��く、一方、ルーバ角度が大きい場合は回転� ��分級機下方に空気流れが集中して、流速偏� ��が大きくなることが実験で確認されている� ��これに対してルーバ角度を50°~70°の範囲に� ��定した場合はVmax/Vaveを2.5以下にすることが� ��き、回転フィン入口における流速分布の均� ��化が図れ、特にルーバ角度60°ではVmax/Vaveが 最も小さくなっている。

 図7は、ルーバ角度と固定式分級器の圧力 損失比との関係を示す図である。図中の圧力 損失比は、ルーバ角度40°の固定式分級器の� �力損失δPを基準とし、各ルーバ角における� �力損失δP1との比(δP1/δP)で示している。

 この図から明らかなように、ルーバ角度� ��大きくなるほど圧力損失が増加する傾向が� ��るが、ルーバ角度が70°においても圧力損失 比は1.1で小さいことが分かる。また、ルーバ 角度が一定でもルーバピッチPを小さくする� �ルーバによる圧力損失は高くなる傾向があ� �、ルーバ角度が大きいほどその傾向は強い� �

 図8は、ルーバ角度60°におけるルーバ幅L� ��よびルーバピッチPの最適化について、回転 式分級機入口の流速分布(Vmax/Vave)との関係を� ��動解析で求めた図である。この図で横軸に� ��ーバピッチPとルーバ幅Lの比(P/L)、横軸に(Vm ax/Vave)をとっている。

 この図から明らかなように、P/Lが小さい� ��どVmax/Vaveが小さく、回転式分級機入口の流� ��分布が均一になる。P/Lが1.2でVmax/Vaveが急激� ��増加する傾向にある。これはP/Lが増加する� ��ルーバ間の隙間が大きくなり、そのために� ��気流の整流効果が減少するためである。

 一方、P/Lが小さくなると再びVmax/Vaveが増� ��する傾向にある。P/Lが増加すると分級器の� ��力損失は小さくなる特性(図示なし)がある� �、分級性能の面からP/Lの上限値は1.1で、0.8� �下が好ましい。一方、P/Lの下限は0.4で、0.5� �上が好ましい。従ってP/Lの規制範囲は0.4~1.1� ��好ましくは0.5~0.8である。

 図9は、ルーバ角度70°におけるP/LとVmax/Vav eとの関係を求めた図である。ルーバ角度が70 °と高い場合、P/Lが1.1で最もVmax/Vaveが小さく� ��ることが分かる。これはルーバ角度60°の場 合に比べてルーバピッチを大きくまたはルー バ幅を小さく(すなわちP/Lを大きく)すること� ��、分級装置出口流速の均等化が図れること� ��なる。ルーバ角度が70°の場合、P/Lを0.6~1.5� �好ましくは1.0~1.1の範囲に規制するとよい。

 図10は、ルーバ角度50°におけるP/LとVmax/Va veとの関係を求めた図である。ルーバ角度50° の場合は、ルーバ角度60°と比較するとP/Lが� �い範囲でVmax/Vaveが大きい値を持ち、回転フ� �ン出口の流速の均等化が難しいと推定され� �。ただし、Vmax/Vaveが小さくなる傾向はルー� �角60°と類似し、P/Lを小さくすることでVmax/Va veを小さくすることが可能である。ルーバ角� ��が小さくなると一定のP/Lでも圧力損失は小� ��くなる傾向にあり、Vmax/Vaveの最適値も小さ� ��値に移行する。ルーバ角度が50°の場合、P/L を0.22~0.65の範囲に規制するとよい。

 以上の解析結果から、ルーバ角度が50°の 場合はP/Lを0.22~0.65の範囲、ルーバ角度が60°� �場合はP/Lを0.4~1.1の範囲、ルーバ角度が70°の 場合はP/Lを0.6~1.5の範囲に規制することによ� �、Vmax/Vaveを小さく維持することができる。

 図11は、これらの結果に基づいてルーバ角� �が50°~70°の範囲でのP/Lの最適範囲をまとめ� �示した図である。 
 図中の上限線はP/L=0.042×(θ-50)+0.64で、下限� �はP/L=0.019×(θ-50)+0.22で表すことができる。な お式中の0.042および0.019は係数で、1/degの単位 を持つ。 
 従って50°≦θ≦70°の範囲においてP/Lが、
 上限線P/L=0.042×(θ-50)+0.64と、
 下限線P/L=0.019×(θ-50)+0.22
の範囲内に存在するようにルーバ幅Lとルー� �フィンピッチPを組み合わせることにより、� ��転分級機入口の流速分布を一様にすること� ��できる。

 次に、偏向リング長さの最適化について検� ��した結果を説明する。図12は、ルーバ角度θ を60°に一定にした場合の回転フィン長さH _RF に対する偏向リング長さHの比率(H/H _RF )とVmax/Vaveの関係を示す図である。

 この図から明らかなように、偏向リング長� ��比(H/H _RF )が0から0.3の範囲でVmax/Vaveはやや小さくなる� ��0.35を超える範囲からVmax/Vaveが高くなること が分かる。このことは偏向リングの長さが増 すと回転式分級機への空気流路が狭くなると 同時に、下降流が増加するため回転式分級機 の入口流速分布が均一にならないためである と考えられる。

 図13は、偏向リング長さ比(H/H _RF )に対する分級装置の圧力損失の実験結果を� �す図である。ここでδP2は偏向リングがない� ��合の分級装置の圧力損失、δP3は分級装置の 圧力損失を示す。

 この図から明らかなように、分級装置の圧� ��損失比(δP3/δP2)は偏向リング長さ比(H/ _RF )が0のとき最も小さく、偏向リング長さ比(H/H _RF )が増すと分級装置の圧力損失比(δP3/δP2)は高 くなり、偏向リング長さ比(H/H _RF )が0.35を超えると急激に増加している。圧力� ��失を低減するという観点では、偏向リング� ��さ比(H/H _RF )は0から1/3の範囲に規定する必要がある。

 図12ならびに図13ではルーバ角度θを60°に 設定した場合について説明したが、ルーバ角 度θが50°ならびに70°の場合も同様の傾向を� �す。

 図14は、分級特性例としてミル出口から� �収した微粉の200メッシュパス量を変化させ� �ときの100メッシュオーバ(粗粉粒径が150μm以� ��)の混合割合を示す分級特性図である。

 この図から明らかなように、従来技術お� ��び本発明(ルーバ角度60°)ともに200メッシュ� ��ス量が増加すると、100メッシュ残分は減少� ��る傾向はある。ミルにおける通常の200メッ� ��ュパス量の運用は重量割合で80%~90%の範囲で あるが、従来技術においては200メッシュパス 量80%のとき100メッシュオーバ分は約2%である� ��とに対して本発明では0.5%以下であり、従来 技術においては200メッシュパス量90%のとき100 メッシュオーバ分は約0.7%であることに対し� �本発明では0%である。

 なお、100メッシュ残分はルーバのみの場合� ��ルーバと偏向リング(H/H _RF =30%)を組み合わせた場合の差異はなく同等の� ��果であった。ルーバは水平に対して下流側� ��60°傾斜しているため、粗粒子も流れに沿っ て搬送される。これは、回転フィンの周囲で は比較的粗い粒子がフィンでの衝突で弾き飛 ばされ浮遊しているが、ルーバにより下降流 を形成するため粉砕部へ戻されると推定され る。また、ルーバ設置により回転式分級機入 口の流速分布を均等化できるため、粗い粒子 が分級装置内に入りにくく、粒径が一様にな ると推定される。これらの結果から、ルーバ を固定フィンに設置することにより、分級が シャ-プ化できると推定される。

 さらに、ミルの粉砕動力を低減するには� ��ル粉砕部へ微粒を混入させないことも重要� ��なる。分級装置で回収された微粉は再びミ� ��内に戻され、過粉砕される。戻された粗粉� ��に微細な粒子が混入するとミル内の保有炭� ��が増し、ミル炭層差圧が増加し、ミル動力� ��増す原因になる。そのため分級装置で回収� ��た粒子内には微細粒子がないことが望まし� ��。

 図15は、分級装置出口粒度(200メッシュ通過� ��)と分級装置内に戻された微粒子38μmのコー� ��ドモデル試験結果を示す図である。分級装� ��内に戻される微粉38μm通過量は分級装置出� �の粒度が細かいほど減少し、従来技術に比� �て本発明[ルーバと偏向リング(H/H _RF =0.3)の組み合わせ]を用いた場合、38μm通過量� ��約50%以下になる。

 従って本発明のルーバ構造を用いること� ��微紛はミル出口から排出され、再びミル粉� ��部で戻る割合が少なくなることから、ミル� ��の炭層(ホールドアップ)が減少することに� �る。

 次に分級精度について述べる。分級精度� ��、分級試験で求めた粒度分布およびマスバ� ��ンス結果から(2)式に基づき部分分級効率を� ��出することができる。

  Ci=1-(Wf・dFf/dx)/(Wc・dFc/dx)・・・・・(2)

 ここでCiは部分分級効率、Wfは分級機出口で の試料回収量、Wcは試料投入量、Ffは分級機� �口回収試料の通過率、Fcは投入試料の通過率 、xは粒径、dFf/dxは分級機出口回収試料の頻� �分布、dFc/dxは投入試料の頻度分布である。

 また、(2)式で求めた部分分級効率をロジ� ��・ラムラー線図(RR線図)で近似し、その勾配 n(シャープネス)を算出する方法を用いた。

 図16は、従来技術と本発明による分級精� �シャープネスのコールドモデル試験結果を� �較した図である。分級精度シャープネスは� �粒度分布別の分離効率であり、値が大きい� �どシャープであることを示す。

 この図から明らかなように、本発明なら� ��に従来技術の分級装置ともに分級装置出口� ��度200メッシュパス量が大きいほどシャ-プネ スが大きくなり、分級がシャープになり、本 発明は従来構造に比べてすべての粒度範囲で 分級精度シャープネスが高いことが分かる。 200メッシュパス量90%の条件ではシャープネス が1.29倍になる。

 図16の結果に基づき、シミュレーション� �よるシャープネスと粉砕動力低減率の関係� �図17示す。シャープネスが高いほど粉砕動力 低減率が高くなることがわかる。これは、分 級がシャープになることで、ミル粉砕部への 戻り微粉量が低減し、ミル内のホールドアッ プが減少することによる。その結果、本発明 のルーバ型固定式分級器を用いることで、粉 砕動力低減率約10%の達成が可能となる。

 図18は、本発明と従来の分級装置を比較� �た炭層差圧のパイロットミルによる試験結� �を示す図である。この図から明らかなよう� �本発明の分級装置は従来の分級装置に比べ� �、炭層差圧が粉砕粒度200メッシュ通過率85%� �で約65%、粉砕粒度200メッシュ通過率90%時で� �約50%低減することができた。

 これは分級がシャープになることで、ミ� ��粉砕部への戻り微粉量が低減し、ミル内の� ��ールドアップが減少することによる。ミル� ��力は粉砕動力と空気源であるファンの動力� ��構成される。これらの構成比率は粉砕動力� ��70%、ファン動力が30%に相当するため、ミル� ��体の動力低減が図れる。

 図19は第2実施形態に係る分級装置を説明� ��るための側断面図、図20は図19のB-B線上の横 概略要部を示す図である。

 本実施形態では固定フィン13の支持部材16 が円周方向に固定フィン13と同一幅の複数板� ��で、装置中心軸に対して鉛直方向に配置さ� ��る。その固定フィン13が回転分級機20の回転 半径方向となす角度および方向は固定フィン 13の内側に設置された回転分級機20の回転フ� �ン21と同方向に同位置角度で配置される。た だし、その角度は特に限定されたものでなく 、回転半径方向となす角度が20°から50°の範� ��にある。固定フィン支持部材16は周方向に� �間隔で配置され、その数は固定フィン13を補 強するに十分な数8個から16個で構成される。

 さらに、固定フィン13と回転フィン21の間 には偏向リング33が配置される。従って、支� ��部材16により、支持部材16通過後の分級装置 の断面におけるガスおよび粒子の流れ方向が 、固定フィン13の内側に設けられた回転分級� ��20の回転方向に形成されるようになる。こ� �ら固定フィン支持部材16と固定フィン13の施� ��法は、支持部材16に固定フィン13が挟まるよ うに切り裂きを入れることで溶接箇所を少な くすることができる。

 図21は第3実施形態に係る分級装置を説明� ��るための側断面図、図22は図21のD-D線上の横 概略要部を示す図である。基本的な構造は図 19および図20と同様である。

 本実施形態では支持部材17の幅が固定フ� �ン13より長く、固定フィン13の内側に延長さ� ��ている。その幅は固定フィン幅の2倍程度で 構成される。固定フィン支持部材17は、装置� ��心軸に対して鉛直方向に配置され、その角� ��は固定フィン13の内側に設置された回転分� �機20の回転フィン21と回転半径方向となす角� ��が同方向に同位置に配置される。その角度� ��特に限定されたものでなく、回転半径方向� ��なす角度が20°から50°の範囲で運用される� �固定フィン支持部材17は周方向に等間隔で配 置され、その数は8個から16個で構成される。 固定フィン13と回転フィン21の間には偏向リ� �グ33が配置される。

 従って、支持部材17により、支持部材17通 過後の分級装置の断面におけるガスおよび粒 子の流れ方向が固定フィン13の内側に設けら� ��た回転分級機20の回転方向に形成されるよ� �になる。本実施形態は図19で説明した実施形 態に比べて支持部材17の幅が延伸されている� ��め、回転フィン入口の旋回流の強化が図れ� ��。

 図23は第4実施形態に係る分級装置を説明� ��るための側断面図、図24は図23のE-E線上の横 概略要部を示す図である。

 本実施形態では固定フィン13の外側に縦� �向の整流板19を追設したものであるが、固定 フィン13の外側に代えて固定フィン13の内側� �縦方向の整流板19を追設することも可能であ る。図24では固定フィン13と整流板19は近接し ているが、特に限定したものではなく、整流 板19と固定フィン13の間に隙間があってもよ� �。整流板19と回転分級機20の回転半径方向と� ��す角度は固定フィン13の内側に設置された� �転分級機20と同方向に配置される。

 従って、整流板19により、整流板19通過後 の分級装置の断面におけるガスおよび粒子の 流れ方向が固定フィン13の内側に設けられた� ��転分級機20の回転方向に形成されるように� �る。本実施形態では固定フィン13の支持部材 14は図2と同じ構成からなる。整流板19の数は� ��転フィン21の外側に位置されるため、その� �は多くすることが望ましい。

 固定フィン(ルーバ)が回転分級機入口の� �方向の流速分布均等化を促進したのに対し� �、前記第2~第4実施形態は回転分級機内部の� �面方向の流速分布の均等化を図ったもので� �る。図25に回転分級機内の粒子および空気の 流れの模式図を示す。

 気流で搬送された粒子中の微粒子は回転� ��ィンに衝突しないで分級されて、系外へ排� ��される。一方、粗粒子は気流から外れ回転� ��ィンに衝突して、分級され粉砕部へ再び戻� ��ものに別れる。図25に示すように、回転フ� �ンの回転方向反対側(裏側)に気流の剥離が発 生する。剥離領域が増加すると反対の流れが 発生するため、粒子が滞留し、分級が不安定 になると同時に回転フィンの磨耗が起こる可 能性がある。

 図26は、流動解析により2つの回転フィン� ��の中心部における流速分布を整理して示し� ��図である。この図において本発明は、回転� ��ィン入口側の支持部材の角度を回転フィン� ��同じ方向に45度傾斜した構造、従来技術は� �持部材が放射線状に設置された構造である� �同図の縦軸は2枚の回転フィン間中心部の速� ��比(速度/平均速度)を表し、横軸は2枚の回転 フィンの距離を表している。

 回転フィン間中心部の速度比でマイナス� ��は逆方向の流れで、前述の剥離が発生して� ��ることを示している。この図から明らかな� ��うに、本発明では従来技術に比べて剥離領� ��が半分以下に減少している。

 さらに、回転フィン間の流速分布も均等� ��なり、従来技術では回転フィン間中心部の� ��度比の最大値は4.3であるのに対して、本発� ��では回転フィン間中心部の速度比の最大値� ��3.0と小さくなっている。回転フィンの入口� ��縦方向の設置した支持部材または回転フィ� ��に近接して設けた整流板で、支持部材また� ��整流板通過後の分級装置の断面におけるガ� ��および粒子の流れ方向を回転フィン回転角� ��同方向にすることで剥離領域を小さくし、� ��転フィン間の流速分布も均等化することが� ��き、その結果分級効率の向上が図れる。

 本発明の実施により、分級性能が向上す� ��ことによる粉砕部への粉砕物の循環量が低� ��するためミル内の保有炭量が下がり、ミル� ��圧が低減すると同時にミル動力が低減でき� ��効果がある。当然ながら一定動力下では粉� ��粒度が向上する効果がある。従って、比較� ��硬い石炭でも粗粒子の混入割合が少ない製� ��微粉を生成することが可能な分級装置及び� ��れを備えた竪型粉砕装置を実現することが� ��きる。

 よって石炭焚ボイラ用の竪型粉砕装置に� ��発明を適用すれば、粉砕性が悪い石炭や、� ��型粉砕装置の自励振動を誘発しやすい石炭� ��用いる場合も、灰中未燃分を低く保つこと� ��でき、ボイラ効率の向上が可能となる。さ� ��には、安価な低品位石炭を利用することが� ��能となるので、発電コストの低減に大きく� ��与する。

 前記実施形態では竪型ローラミルの場合� ��ついて説明したが、本発明は竪型ボールミ� ��にも適用可能である。