142

日本ガスタービン学会誌

Vol.46

No.2

2018.3

淀み点保炎噴霧燃焼器の排気性能に及ぼす
燃料微粒化レベルおよび空気温度の影響
Effects of Atomization Level and Air Temperature on Emissionsof a Stagnation-Point Stabilized Spray Combustor
齋藤 拓海＊1
SAITO Takumi

中須 崇文＊1

山田 秀志＊2

NAKASU Takafumi

YAMADA Hideshi

林 茂＊3
HAYASHI Shigeru

ABSTRACT
Emissions characteristics of stagnation-point stabilized combustion of kerosene spray were investigated at
atmospheric pressure to assess its applicability for the first stage of a liquid-fueled, axially lean-lean staged low
emissions gas turbine combustor which is characterized by the reactions of ultra-lean to lean secondary mixtures
injected into the burned gas from the lean burn first stage. Kerosene spray prepared by a pre-filming twin-fluid
atomizer was injected into the stagnation-point reverse Àow surrounded by the annular preheated air jet. The effects
of atomization level, swirl imparted to the atomizing air, and equivalence ratio on the NO emissions and combustionef¿ciency were studied at air temperatures of 373, 473 and 573 K. Fuel vaporization and, therefore, premixing of fueland air were more enhanced at higher air temperatures. The NOx emissions decreased with increasing T. The NOx
emissions were less than 10 ppm (15% O2) when adiabatic gas temperature, Tb, was lower than 1800K. Emission
measurements were conducted also for partially and perfectly premixed methane-air mixtures to study the effects ofevaporation process of fuel droplets on the NOx emissions.
Key words : Stagnation-Point Stabilized Spray Combustor, Ultra-Low NOx Emissions, Fuel droplet evaporation, Fuelair mixing．緒言

ガスタービンへの希薄予混合燃焼の適用に際しては，希薄予混合燃焼はガスタービンのNOx排出削減の合少なくともパイロットとメインの個の燃焼領域を設け理的な手法で，天然ガス燃焼の発電用ガスタービンでる必要がある。前述のトレードオフの問題を軽減するたは十分な実績がある。しかし，低NOx排出と低CO排出，

めには，出力に応じてそれらの領域の当量比を適切に制すなわち完全燃焼とは本質的にトレードオフの関係にあ御することが必要で，それは，それぞれの領域への空気，ることや火炎の安定性の問題から作動範囲や低減のレベ

あるいは燃料のステージングにより行われる。希薄予混

ルは相当，制約されている。液体燃料の場合には，燃焼合燃焼の適用に関するもう一つ重要な技術課題は，燃焼室の上流に位置する予混合気形成領域における自発点火

振動の抑止である。用途により許容される程度は異なるや逆火を確実に回避しようとすると均質度の高い混合気が，ハードウエアやステージング制御がよりシンプルで，を形成することが難しく，この問題は特に燃焼器入口で振動燃焼が起きにくい低NOx燃焼技術への期待が強い。

の空気温度，圧力が高い超高圧力比ファンエンジンでの上記の状況の中，低NOx排出と完全燃焼の両立を容課題である。これらの制約のために実用では，希薄予混易にするという課題に対して軸方向燃料ステージングが合燃焼が本来持つNOx排出抑制のポテンシャルを十分研究されてきた。古くはNASAのE3エンジン開発プログ

発揮させられない場合が多い。

ラムの中でのP&W社のものがよく知られている。この＊＊＊燃焼器では，パイロット燃焼領域の下流のメイン燃焼領

原稿受付 2017年 月15日
査読完了 2018年 月29日
法政大学大学院 反応流体研究室〒185-8584 小金井市梶野町 ‑ ‑国立研究開発法人宇宙航空研究開発機構〒182-8522 調布市深大寺東町 ‑44‑
法政大学 反応流体研究室

域において，高出力時には高温の既燃ガス流中にメイ
ンインジェクターから噴射される。また，より最近では，
希薄予混合燃焼を適用した天然ガス燃焼のガスタービン
や航空エンジン用燃焼器において，第の燃料インジェクターから既燃ガス中に補助的に燃料を噴射してCOとー 60 ー

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No.2

2018.3143

淀み点保炎噴霧燃焼器の排気性能に及ぼす燃料微粒化レベルおよび空気温度の影響

NOx排出のトレードオフの関係を緩和したり，振動燃Combustorと称する噴流の淀み点保炎による単純な筒型焼に入るのを回避したりすることにより低NOx作動範

燃焼器を用いた基礎研究を行い液体燃料でも高い保炎性囲を拡大する試みが行われ，天然ガス燃焼の大型発電用と低NOx燃焼性が実現できることを報告している。こガスタービンではトランジションダクト壁面の開口からの流れの形態では，大量の既燃ガスと噴射混合気との混⑴

空気とともに燃料を噴射する方式が実用になっている 。
一方，林らは液体燃料仕様の小型再生サイクルガス
タービンに対して，パイロット燃焼領域（段目）では合による酸素濃度低下によりいわゆる

Flameless

燃

焼が起きる可能性を指摘している⑻。しかし，これらの研究を含め，これまでの混合気噴流の淀み点保炎に関すNOxの排出抑制に対する灯油の希薄予蒸発予混合気をる研究は，いずれも希薄二段燃焼器のスワール保炎で燃焼させ，その下流に位置するメイン燃保炎の適用を目指したものではない。

焼領域においては，パイロット燃料の燃焼による既燃ガ

段目への淀み点

最初に，メタン−空気均質予混合気を用いた理想的なス中に予混合用蒸発により形成した希薄から超希薄な予燃焼条件で，LL2燃焼器の混合気を特殊な形状の，保炎能力を持たない予混合気の排出データを取得した⑼。この結果をもとに噴流保炎噴射管から噴射するLean-Lean Two-Stage Combustion

を（以後LL2と呼ぶ）の実用化の研究を行った。この燃焼

空気均質予混合気の燃焼試験においてベンチマークとな器の特徴は，高温でラジカルを多量に含む既燃ガスにる排出データを取得した。その結果，断熱火炎温度がよる希薄予混合気の反応を狙ったものであった。要素

1400 Kから1900 Kの範囲において完全燃焼（99.9%以上）試験⑵‑⑸によりその有効性を確認したのち，商用の出力と⑹300 kW級再生サイクルガスタービンでの試験 では，灯段目用の淀み点保炎燃焼器

段目に利用した二段希薄燃焼器を設計し，メタン−

ppm（15%O2換算値）以下の超低NOx排出が達成できることが明らかになった⑽,⑾。

油燃焼において50%出力から定格までの作動範囲にわた

次の段階として，我々のグループでは，液体燃料焚きり50 ppm以下のCO排出のもとに10 ppm以下（15%O2

ガスタービンの燃焼器にLL2方式燃焼を適用することを換算値）という超低NOx排出を達成している。廃棄ガ

想定し，液体燃料噴霧を，それを取り囲む空気噴流と同ソリンでの実用運転も行われている。上記の燃焼器要素

軸で燃焼室ドーム壁に噴射する淀み点保炎用のインジェ

試験と実エンジン搭載運転試験のいずれにおいても，燃クターを製作し，大気圧において灯油を燃料とし，排気焼振動は問題にならなかった。この燃焼方式は，近年特性能の調査を行った。本報告には，その研究成果を記す。

に注目を集めている発電用大型ガスタービンの希薄予混．燃焼器概要

合燃焼における振動燃焼の抑制に有効と考えられる。
上記の試験結果は，によるNOx増加は，段目で噴射された混合気の反応

燃焼器の概略図を図段目のガス温度がサーマルNOx

mm，長さ200 mmの石英管に示す。燃焼筒は内径直径80
本の間にインジェクターの発生が盛んになる温度を超えない範囲では無視できるを保持するためのセラミックス製のリングで構成されて程で，条件によっては減少することもあることを示している。燃焼器ドームの端壁面はセラミックスファイバーいる。したがって，LL2燃焼において製の円板で構成されている。排ガス評価試験分析の際は，段目をより低い

当量比で作動させることができれば，NOx排出をさらNOx生成に影響が大きい火炎および燃焼ガスからの放に削減することができるはずである。過去のLL2燃焼器

射熱損失を可能な限り小さくするために石英管の外周をにおける一段目の保炎手段としては，スワーラや多孔板

断熱材製半割円筒で覆っている。なお，この半割円筒は，が用いられてきたが，構造がシンプルであり，希薄域に火炎の観察や撮影時には取り外している。

おけるさらなる保炎性の向上を実現するために，我々は淀み点保炎に着目した。

インジェクターは燃焼室の中心軸上に取り付けられており，燃料噴霧と空気との混合気はドーム壁面に向けて

淀み点保炎は，燃焼室のドーム壁に向けて混合気を噴射することによって形成される淀み点と，逆流する既燃噴射される。燃焼室底面を基準とした噴射孔の端面の位置は80 mmである。

ガスの再循環により高速で噴射される混合気の保炎を行図にインジェクター先端の構造を示す。インジェク

う方式である。ドーム壁の開口から燃焼室内に流入する

ターは内部に環状液膜式二流体燃料微粒化ノズルが同軸空気噴流に対向して燃料液滴，蒸気と空気との混合気に配置されている。内側の管から順に燃料，霧化用空気，の噴流を衝突させ，その淀み点を保炎に利用するのは，

空気噴流が供給される。以後，霧化空気流量をa，空NOx排出が環境問題として認識されるよりも以前の航気噴流流量を

空エンジンの蒸発管型燃焼器に採用されていた。また，表す。インジェクターの燃料管に供給された液体燃料

1970年台には超音速エンジン用の超低NOx燃焼器技術

は，インナースワラのの開発の中で希薄予混合予蒸発燃焼器の保炎手段としてを通ってフィルマー内周面上に液膜状に広がり，フィル

研究が行われた⑺。わが国では航空宇宙技術研究所で斎マー出口端下流で内周側と外周側を流れる同方向旋回気

藤らがプロパンを燃料として研究を行っている。

流によって微粒化される。インナースワラの旋回角は47

比較的最近，ZinnらはStagnation Point Reverse Flow

，それらの和である全空気流量をoと枚の羽根の内部を貫通する通路

度，アウタースワラの旋回角は45度である。ノズル外周

ー 61 ー
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j

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淀み点保炎噴霧燃焼器の排気性能に及ぼす燃料微粒化レベルおよび空気温度の影響

排ガス採取には，直径0.7 mmの吸入孔がの環状流路を流れる空気噴流には旋回は与えられていな
い。ノズル出口およびノズル外側環状流路の開口面積は2

日本ガスタービン学会誌

ム部にそれぞれ

本のアーか所あけられている水冷式十字プロー

ブを用いた。ガスサンプリングプローブの位置は燃焼器それぞれ 18，67 mm である。
当初は出口径が絞られていないインジェクターを使用

底面から200 mmである。

⑿

し，排気特性を調査した 。データの取得後，噴射孔に．微粒化ノズルの微粒化性能と噴霧のMie散乱画像

おいて外側環状空気の流速分布を測定したところ，周方向の偏りがあり，NOx排出削減に関し最良の性能が出使用した燃料微粒化ノズルは，環状液膜式二流体微粒ていない可能性のある懸念が出てきた。インジェクター化方式のもので，その微粒化性能の評価には レーザ回のL字曲がりよりも下流の流路内に流れ分布調整用部材

折式粒径計測装置（LDSA-SPR 1500A）を用いた。レー

を挿入して流速の一様性を高めた。加えて，インジェク

ザビーム（有効径

ター出口径を絞り，ノズルの先端からインジェクター出

ター出口中心から鉛直下方30 mmに水平になるように口までの距離を設置し，微粒化ノズルから噴射され環状空気噴流に包まmmからmmに変更したものを製作した。その結果，改良前の実験と比べ，NOx排出量をmm）を，その中心軸がインジェク

れて鉛直下向きに発達する噴霧の粒度分布測定を行った。

大幅に削減することに成功した。さらに，霧化用空気排気評価試験における燃料流量の旋回の有無が排気性能に及ぼす影響を調査するために，

g/s）およびインジェクターからの空気噴流の流量

インナースワラとアウタースワラの角度を（標準6.2 g/s，5.7 〜 6.7 g/s）における微粒化性能を代

度に変更し

f

の範囲（0.20 〜 0.35
oたインジェクター（Non-Swirlと呼ぶ）も製作した。本表できるよう空気噴流流量論では，改良したSwirlタイプおよびNon-Swirlタイプのを0.26 g/sに設定した。インジェクター噴射孔におけるインジェクターを用いて取得した，より広範な試験条件

空気噴流の断面平均流速は59 m/sである。霧化空気圧

での結果を報告する。

jを6.0 g/s，灯油の流量

f

Paは，排気評価試験における霧化空気流量a

準1.0 g/s, 0.5 〜 1.5 g/s）をカバーできる〜 20 kPaのの範囲（標間で変化させた。
微粒化特性は，ザウタ平均粒径SMDと累積粒径分布における10%，50%，90%径（

,

10

,

50

これらの代表粒径および霧化空気流量に対する変化を図）で評価した。

90aの霧化空気圧に示す。同一霧化空気圧での霧化

空気流量は，旋回が付与されている場合（Swirl）には，そうでない場合（Non-Swirl）の場合の約0.7倍になっている。同一霧化空気差圧でのSMDの値を比較すると，
Non-Swirl の方が一貫して μmほど大きい。

Fig. 1 Schematic drawing of combustion chamber.

Fig. 3 Atomization and ﬂow characteristics of pre-ﬁlming typetwin-ﬂuid atomizer.

排気性能試験における霧化空気流量の0.5 〜 1.5 g/sの変化に対応したSMDの値の変化を図
Fig. 2 Schematic drawing of pre-ﬁlming type twin-ﬂuid atomizer.

に基づいて推定すると，Swirlでは28μmから10μmに，ー 62 ー
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に示した情報Vol.46

No.2

2018.3145

淀み点保炎噴霧燃焼器の排気性能に及ぼす燃料微粒化レベルおよび空気温度の影響

Fig. 4 Photographs of spray showing eﬀects of atomizing air pressure,

, or

a

a

for

j

= 6.0 g/s andf= 0.26g/s.

他方，Non-Swirlでは35μmから15μmへと小さくなる。

噴流に使用する空気は，電気ヒータで所定温度に予熱

液膜の気流微粒化による噴霧のSMDは，気流の流速（あされたのち，インジェクターに供給される。その温度

るいは空気差圧）に対しては0.5 〜 0.6乗に反比例し，気は，インジェクターの入り口でK型熱電対により測定し液比（AFR）に対しては概略（1＋1/AFR）に比例してた。ヒータから燃焼管までの管路は，管内部からの熱損大きくなることが知られている⒀。微粒化性能試験での失を極力防ぐためにセラミックスファイバー製の断熱材

AFRはで覆った。霧化用空気は，燃料供給管路を流れる灯油の〜の範囲にあるが，排気性能評価試験でのAFRは，前述の液体燃料および霧化空気流量の範囲か

コーキングを防ぐために常温で供給した。

ら1.4 〜 7.5と計算され，多少広い。SMD へのAFRの影

排気測定にはHORIBA製MEXA-9110Hを使用し，標響が上記の係数で表されるとすれば，AFRが最も小さ

準の分析方法によりCO，CO2，THC，O2，NOxを測定

い場合，SMDは図した。排気分析の際には，ガス分析計のすべての成分にのグラフから推定される値より最大で1.3倍程度大きい可能性が示唆される。

ついて濃度の表示値が定常な状態を示すことを確認しレーザーシート光照明によるMie 散乱画像撮影により噴霧の構造を撮影した。図の一連の写真は，NOx

排出が低かったSwirlの場合のもので，霧化空気圧力てデータを取得した。連続して採取された排気サンプ
ル中の各成分濃度から計算された当量比ĳは，リアルタa

イム表示されるようにし，その値を見ながら目標の当量）に対する噴霧構造の変化の比の値になるよう燃料流量を調節した。念入りに校正し様子を示す。アルゴンイオンレーザーからのシート光がた流量計を用いた結果，設定した当量比の値と分析値と噴霧の右側から噴霧の中心軸を含むように照射されておは非常によく一致した。設定当量比は希薄保炎限界近り，画像にはインジェクター先端部の表面でのシート光

くから0.7まで0.05ステップで変化させた。火炎撮影には（あるいは霧化空気流量aの反射が写っている。撮影条件はシャッタースピード2.0 s，

CANON製EOS 50Dを使用し，絞り値4.6, ISO感度2000

絞り値5.6, ISO感度100である。

で撮影した。また，SwirlタイプとNon-Swirlで火炎の輝

液滴は霧化空気に与えられた旋回の影響を受けて外周の環状の空気噴流中に分散する。霧化空気圧の増大に伴度が異なるため，それぞれのタイプにおけるシャッター
スピードはそれぞれ1/20 s，1/80 sとした。

い，噴霧流の半径方向の拡がりが大きくなり，その水平断面における噴霧の一様性が向上するが，その程度は次第に飽和するようにみえる。インジェクター出口に近い領域では，中心軸近傍は液滴密度が低く，環状液膜微粒化の中空構造の特徴が見られる。なお，ここには示していないが，Non-Swirlタイプでは，液滴の半径方向への拡がりが相当小さく，燃料は中心軸の近傍に集まっていることが確認されている。

．実験装置および火炎撮影並びに排気分析
霧化空気の流量と旋回の有無，空気噴流の温度，空気噴流の流量，当量比が排気性能に及ぼす影響を大気圧下において調査した。使用した実験装置の構成を図に示す。燃料は灯油で，無脈動式ポンプにより微粒化ノズルに供給した。霧化用空気および空気噴流用の空気は，コンプレッサー，ブロワからそれぞれ供給される。空気ー 63 ー
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Fig. 5 Experimental setup.

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淀み点保炎噴霧燃焼器の排気性能に及ぼす燃料微粒化レベルおよび空気温度の影響

日本ガスタービン学会誌

．実験結果
.

霧化空気の流量および旋回付与の影響

空気噴流温度流の流量oj= 373, 473, 573 Kにおいて，空気噴と霧化空気流量aとの和である全空気流量を7.2 g/s に固定した。霧化空気流量を段階的に変化させることにより，燃料の微粒化レベルが排気性能に及ぼす影響を調査した。
空気流量a= 373, 473においては，霧化を0.5 〜 1.5 g/sの範囲で変化させた。

573 Kでは，a= 1.0g/s以下の場合，空気噴流流量=j⒜ Swirl（Shatter speed 1/20 s）

が6.2g/s以上になり，ブロワの吐出能力を超えてしまうた
め，= 1.0 〜 1.5g/sの範囲で実験を行った。使用したa

灯油の分留点は約420 〜 550 Kであるので，試験した空気温度373, 473, 573 Kは，順に初留点以下，途中，最終
分留点以上である。この節では，それぞれの空気温度におけるいくつかの霧化空気流量における火炎写真の代Fig. 5 Exhaust gas measurements setup.

表例として当量比0.5のときの画像，並びにNOx排出と燃焼効率のグラフを示しているが，それらの解釈には微粒化レベルに関する情報が欠かせない。ここで，当量⒝ Non-Swirl（Shatter speed 1/80 s）

比は燃料流量と全空気流量の比に基づいた値で，全空気Fig. 6 Photographs of flames showing effects of atomizing air
mass flow rates, a, on flame structure for o=7.2 g/s,
= 373K and ĳ = 0.5.

流量=7.2 g/sで当量比0.5のときの燃料流量

o

f

は，空

気温度によらず一定で0.24 g/sと決まる。この燃料流量
では粒径計測を行っていないが，

f

噴霧特性計測により得られた図のデータを基に前述= 0.26g/sで行った

衝突して反転し，インジェクター噴射孔の高さまで伸びている。ここで，表の各霧化空気流量に対する噴霧ののSMDに与える気液比の影響を表す補正式を用いると，SMDの値の一覧を活用すると，最も霧化空気流量が少差異は最大でも2.6%に留まると推定される。そこで，図ないのグラフから求めたSwirlタイプとNon-Swirlタイプにいa=0.5 g/sの時のSMDは，最も霧化空気流量が多=1.5 g/sの時に比べa倍弱大きくなり，90％粒径も，おける各霧化空気流量でのSMDの値を，微粒化レベル

これと同じくらい大きくなると推定される。微粒化がよの目安として利用できるよう表い燃料噴霧ほど燃料液滴の蒸発が速く，インジェクターに示しておく。

噴射孔により近い位置で可燃性の混合気が形成されるた
Table 1 Estimated SMD s for diﬀerent atomization air ﬂow rates.
a

SMD, μめ，火炎前縁はより上流に位置すると考えられる。
また，霧化空気流量が最も多い= 1.5 g/sの場合，

0.5

0.75

1.0

1.5

Swirl

28

19

15

11

ドーム壁面まで伸びる輝度の高い青炎の外周部に粗大粒

Non-Swirl

35

28

23

16

子による燃料蒸気の燃焼と考えられる複数の独立したオ

, g/s

a

レンジ色の輝炎のストリークが観察できる。

節の図⒜空気温度373Kの噴霧流のMie散乱画像が示すように，燃料液滴は霧化

火炎の変化

空気流量の増加により半径方向への分散が促進される。

図⒜および⒝は，それぞれSwirlタイプの場合とそのため運動量が大きい粒径の大きな液滴は，外側環状

Non-Swirlタイプの場合の当量比0.5における火炎形状の流路から噴射される空気の層を貫通し，燃焼器出口方向

霧化空気流量に対する変化を示す。

に流れる既燃ガス流中に飛び込み，局所的に燃料過濃な

Swirlタイプの場合，インジェクターの噴射孔から離スポットとして燃焼することが示唆される。

れた位置に前縁を持つ浮き上がり火炎が形成され，その一方，Non-Swirlタイプの場合では，霧化空気流量が火炎はドーム壁面まで伸びている。注目すべき点は，霧最も少ない

化空気流量を増加させるほど，インジェクター噴射孔かが，噴霧が壁面に衝突し，燃焼器出口方向に向かうにつら火炎の前縁までの距離，すなわち浮き上がり高さがれて火炎は青から赤みがかった色に変化し，拡散火炎の短くなることである。霧化空気流量が多い場合は，火ような状態で燃焼する。霧化空気流量を増加させると，炎の全長が短く，火炎前縁に近い領域で輝度が高い様燃焼器ドーム壁面の周囲で青みがかった火炎が形成され子が観察できる。これはインジェクター噴射孔の赤熱るようになる。このタイプには霧化空気に旋回が与えら度合いの違いとしても捉えられる。一方，少ない場合れていないので，燃料液滴が分散された霧化用空気の噴は，薄く青みがかった火炎がインジェクター噴射孔から流と温度が高い空気噴流が混ざり合いにくく，Swirlタ

20 mmほど離れた位置を起点に発達し，ドーム壁面にイプと比べて液滴の蒸発が大幅に遅れる。また，燃料がー 64 ー
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a=0.5 g/sでドーム壁部に青炎が確認される

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No.2

2018.3147

淀み点保炎噴霧燃焼器の排気性能に及ぼす燃料微粒化レベルおよび空気温度の影響

中心軸の周囲に偏在し，燃料と空気との混合はミクロに濃度の変化の幅は，Swirlタイプと比較して小さい。
希薄予混合予蒸発燃焼では通常，微粒化の促進に伴もマクロにも不十分な状態になっていると推測できる。

い燃料と空気の混合が促進された結果，NOx濃度は減少するが，Swirlタイプのインジェクターを淀み点保炎

排気特性
断熱火炎温度フを図bに対するNOx排出と燃焼効率のグラに示す。縦軸は，酸素濃度15％の状態に換算したNOx濃度の値を対数尺で表示している。断熱火炎温噴霧燃焼器に適用した場合，それとは異なる傾向を示す。
また，Swirlタイプでは霧化空気流量の変化にかかわらず完全燃焼が実現できる。

度の値は，NASA-CEAプログラムによる平衡計算で求めている。なお，計算においては，霧化空気温度と燃料温度は，常に298 Kで一定とした。本論で完全燃焼と表記するのは，燃焼効率が99.9％以上の場合である。
SwirlタイプのNOx濃度は，霧化空気流量を増加させると減少し，a= 0.75 g/sにおいて極小値をむかえる

が，その後は増加し，
化空気流量

a

= 1.5g/sで最大値をとる。霧= 0.75 g/sにおける希薄保炎限界ĳ

はほぼ0.45で，そこでのNOx濃度（15%O2換算値）はppmaであり，優れた保炎性と超低NOx燃焼が実現されていることが分かる。

a= 0.75 g/sから霧化空気流量を増加させた場合，燃料液滴の微細化が促進され，液滴の蒸発時間が短くなる。さらに，図に示すように，燃料噴

霧は半径方向へ拡大し，既燃ガスと接触する可能性が高くなる。そのため，燃料噴霧と空気との混合が十分進
む前に可燃混合気が外周部を流れる既燃ガスによって着火し，燃焼が始まっていることが示唆される。もう一つの原因として，図において霧化空気流量が最も多い=1.5g/sの場合に観察されたような，粗大液滴が空気

Fig. 7 NOx emissions and combustion efficiency vs. adiabatic
flame temperature, b, for different atomizing air mass
ﬂow rates, a.（ = 373 K）

a

噴流の層を貫通し，既燃ガス中に噴射されたことによっ⒝空気温度473Kて形成された輝炎のストリークの存在が挙げられる。こ火炎の変化
この空気温度における当量比0.5の時の代表的な霧化

れらの要因から，霧化空気流量が多い場合，NOx濃度が増加すると推測される。一方，a= 0.75 g/sよりも空気流量における火炎の写真を図に示す。Swirlタイ

霧化空気流量が少なく，相対的に微粒化が劣る場合には，

プでは，可燃性の混合気の形成が遅れるために，燃料液滴にはよが低くなり，青白い火炎が形成されることが分かる。ま

=373 Kでの火炎と比較すると全体的に輝度り長い蒸発時間が，また，燃料噴霧と空気との混合にもた，霧化空気流量の多いより長い時間が与えられると考えられる。霧化空気流量と，=1.5 g/sの場合の火炎をみるa= 373 Kで青炎の周囲に確認された粗大液滴によが0.75 g/sから0.5 g/sに減少すると，SMDは20μmからるオレンジ色の独立した火炎はみられなくなった。また，28μmに，D50は33μmから51μmへと急激に大きくな

Non-Swirlタイプでも，ることが図から読みとれる。したがって，霧化空気流

ム壁面の周囲に存在する青白い火炎の輝度が低下してい量が少なくなりすぎた場合，燃料と空気の混合時間は長ることが分かる。ただし，火炎の形状はほとんど変化しく与えられるが，混合燃料液滴の蒸発が不十分なまま燃ない。上記の火炎輝度の低下やオレンジ色の独立した火

焼し，局所的に燃料濃度が高い部分が残ったまま燃焼が炎の不出現，および火炎の色の変化は，空気温度が燃料進む結果，NOx濃度は増加してしまうと推測される。

の初留点より高いために燃料液滴の蒸発が促進され，空Non-Swirlタイプでは，希薄保炎限界ĳ=373 Kの場合と比較してドーは0.40であ

気噴流を貫通して既燃ガス中に飛び込むほどの粗大粒子

り，Swirlタイプと比較して希薄側の保炎性に多少優れがなくなったことや，燃料過濃ポケットの空間密度がているが，全体的にNOxレベルは高く，保炎限界付近減ったことによる。

および高火炎温度域でのCO排出が相対的に多く，燃焼効率も低い。これは，主に燃料の偏在による局所温度

排気特性
断熱火炎温度分布の不均一性の増大によって説明される。また，霧bに対するNOxおよび燃焼効率の変化

化空気流量の0.5 g/sから1.5 g/sへの増大に対してNOxを図

濃度は，Swirlタイプでは減少ののち増大するのに対し，化空気流量を変化させるとNon-Swirlタイプでは高流量の方が低い。しかし，NOx

それ以上でも以下でもNOx濃度が増大する傾向はー 65 ー
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に 示 す。Swirlタ イ プ の 場 合，NOx濃 度 は， 霧
=0.75 g/sで最も低くなる。

a

=

148

淀み点保炎噴霧燃焼器の排気性能に及ぼす燃料微粒化レベルおよび空気温度の影響

日本ガスタービン学会誌

Fig. 8 Photographs of flames showing effects of inlet air
temperature,
and atomizing air ﬂow rates, a on ﬂame
structure for o = 7.2 g/s and ĳ = 0.5.（ = 473 K）
Shatter speed: 1/20 s（Swirl）, 1/80 s（Non-Swirl）

Fig.10 Photographs of flames showing effects of inlet air
temperature,
and atomizing air ﬂow rates, a on ﬂame
structure for o = 7.2 g/s and ĳ = 0.5.（ = 573 K）
Shatter speed: 1/20 s（Swirl）, 1/80 s（Non-Swirl）

373 K での結果と同じであるが，NOx濃度に及ぼす影響

排気特性
断熱火炎温度はずっと小さい。これは，空気噴流の温度が燃料の初留bに対するNOxおよび燃焼効率の変化

点を超えて高いために噴霧の蒸発が促進され，均質度がを図11に示す。燃料の最終分留点を超えるこの空気温度高くなり，その微粒化レベルへの影響が小さくなったこ

においては，蒸発が最も促進されるために燃料微粒化レとに起因している。また，約1900Kにおいて異なる微粒

ベルの違いはNOx濃度にほとんど影響を与えない。よっ化レベルでのNOx排出データを表す線が交差している。

て，Swirlタイプにおける排気特性は，空気噴流温度が

これは，データ線の交差がみられない373 Kの時と比べ高いほど，霧化空気流量がNOx濃度に与える影響は小て，NOx排出の断熱火炎温度

さくなることが示された。

bへの依存性が強くなったためである。
⒞空気温度573K
火炎の変化
この空気温度における当量比0.5の時の代表的な霧化
空気流量における火炎の写真を図10に示す。Swirlタイ
プでは=473 Kの火炎より一層輝度が低い青炎が形成されるが，Non-Swirlタイプでは輝度および形状の変化はほとんどないことが確認された。

Fig.11 NOx emissions and combustion efficiency vs. adiabatic
ﬂame temperature, b, for diﬀerent atomizing air mass
ﬂow rates, a.（ = 573 K）.

空気噴流流量の影響

上記の実験においては，全空気流量oが7.2 g/sに固定されていたため，微粒化レベルを変化させるために霧
化空気流量

a

を0.5 g/sから1.5 g/sに増大させたのに伴い空気噴流流量
Fig. 9 NOx emissions and combustion efficiency vs. adiabatic
flame temperature, b, for different atomizing air mass
ﬂow rates, a.（ = 473 K）

は6.7から5.7 g/sに減少している。この変化が燃料噴霧の分散，噴流空気との混合，蒸発の過程を通してNOxの生成に及ぼす影響は，中央値6.2 g/s
に対してー 66 ー
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j%程度の範囲であることからそう大きくないVol.46

No.2

2018.3149

淀み点保炎噴霧燃焼器の排気性能に及ぼす燃料微粒化レベルおよび空気温度の影響と予想されたが，追加実験として，噴霧液滴が外周により分散されやすいSwirlタイプのインジェクターを使用し，空気噴流流量
空気流量

a

j

を6.2 g/sに固定した状態で，霧化を変化させて排出を評価した。

空気噴流温度573 Kにおける結果を図12に示す。図11では断熱火炎温度の全範囲に亘り霧化空気流量aの影

響が見られないのとは対照的に，空気噴流流量一定での結果を示す図12では，小さいながらも有意な差異が認められる。NOx濃度は，全火炎温度の範囲に亘り霧化空気流量が最も少ない0.5 g/sでは最も高く，1.0 g/s，あるいは0.75 g/s の時に極小値をとる。

a= 1.25 および

1.5 g/s でのNOx濃度と1.0 g/sでの値の差は，断熱火炎
温度が1700 Kより低くなるにつれて拡大している。図12の

a=1.0 g/sの時のデータは，先の全空気流量0固定でのNOx濃度を示す図11のものと同一である。
一方，空気噴流温度373, 473 Kにおける空気噴流流量一定での結果は，ここには示していないが，それぞれ図，図

NOx濃度は

Fig.12 NOx emissions and combustion efficiency vs. adiabatic
ﬂame temperature, b, for diﬀerent atomizing air mass
ﬂow rates, a.（ j = 6.2 g/s）に示した全空気流量一定での結果と同様，a

空気噴流の影響に関する別の補足的な実験として，噴= 0.75 g/sで極小となることが確認され

流空気を流さず，燃料微粒化ノズルから噴霧だけを噴射ている。
ここで，空気噴流流量一定でのNOx濃度と全空気流した場合の排気評価を行った。これまでよりも噴射され量一定でのNOx濃度とを同一断熱火炎温度で比較してた燃料液滴の空間の分散ははるかに高いはずである。全

みる。

a = 1.25 および1.5 g/sでは，空気噴流温度573

空気流量をこれまでの空気噴流を伴う場合に近づけたKにおいては前者の方がわずかではあるが一貫して後者かったが，空気源の吐出圧で供給できるほぼ最大の霧化を上回っているが，空気温度473, 373 Kでは逆になって空気流量，いる。また，霧化空気流量が少なく，微粒化が悪い

これまでの実験と同様，常温である。希薄側保炎限界は

a

（=

a

o

）= 2.0 g/sで試験した。この空気は，= 0.5および0.75 g/sでは，全空気流量一定での試験と空当量比で表現すると0.76で，空気噴流を伴う場合の値よ気噴流流量一定での試験におけるNOx濃度の差はさらりも相当高い。この増大は，燃料の分散が良好なことにに小さい。

起因している。この当量比でのNOx濃度のデータを図

霧化空気流量が1.0 g/sより多い場合，空気噴流流量

12に星印で示しているが，同一bにおける噴流を伴う

一定での全空気流量は，全空気流量一定の場合よりも多場合の最も低いNOx 濃度よりわずかに低い程度である。

く, 同一断熱火炎温度では，その分，燃料流量も増加す

以上の結果は，噴霧流を取り囲む空気噴流の存在は，希るが，その差は小さく，微粒化に影響する気液比がに薄側における高い保炎性と超低NOx燃焼の実現に大き比べて十分に小さいことを考えると微粒化レベルは同等な役割を果たしていることを示している。噴霧だけの噴であると考えられる。そのことから，霧化空気流量が1.0

射では，インジェクター出口から噴射されて早い時期にg/sより多い場合，空気噴流流量一定の試験では，全空高温の既燃ガスに触れて着火するため，空気温度が常温

気流量が全空気流量一定の試験と比較して多く，燃料流であることも関係して液滴の蒸発やその蒸気と空気との量も増加するために，ノズル中心軸近傍に存在する霧化混合が進みにくい状況にあり，液滴が空間的によく分散

空気と燃料による局所的な当量比が高くなり，NOxがされていても，インジェクター出口では燃料噴霧の空間増加すると考えられる。しかしながら，空気噴流温度

的分散が中心部に限定されている場合と比べNOx濃度が低い場合では，全空気流量一定の試験において，霧化は大差ないことになった，と考えることができる。

空気流量を増加させると空気噴流流量が減少するために，.

空気噴流流量一定の場合と比較して噴霧液滴が燃焼器半混合気の均質性は，微粒化レベルの向上だけでなく，径方向に分散しやすく，粗大液滴による輝炎のストリー

空気噴流温度の上昇による蒸発速度の上昇を通しても，クが増加し，NOxが増大すると考えられる。したがって，もたらされる。NOx濃度および燃焼効率に及ぼす空気

空気噴流温度が高い

噴流温度の影響を調べるために，= 573 Kの条件では前者の中心軸

空気噴流温度の影響

通りの空気温度にお近傍に存在する局所当量比の影響が，空気噴流温度が低ける，それらの断熱火炎温度に対する変化を図13に比較いする。空気噴流の流量はSwirlの場合= 373, 473 Kの条件では後者の粗大液滴の分散の影

響がNOxの生成に対して支配的な影響を及ぼしているa=1.0 g/s，Non-

Swirlの場合1.5 g/sである。

と推測される。

Swirlタイプでは，各空気温度でのNOx濃度のデータ
ー 67 ー

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150

淀み点保炎噴霧燃焼器の排気性能に及ぼす燃料微粒化レベルおよび空気温度の影響

日本ガスタービン学会誌= 2000 K辺りで交わ

非予混合方式の噴流にもかかわらず，空気噴流温度が燃り，それらの勾配は空気温度の上昇に伴い増大してい料の最終分留温度を超えるくらい高い場合には，断熱火点を結ぶ線は，断熱火炎温度b

る。2000 K以下の温度域では，NOx濃度は空気温度が炎温度1500 Kにおいて15%O2換算で高い方が低い。同一微粒化レベルにおいて，空気温度の10 ppmの超低NOx排出と完全燃焼（燃焼効率99.9％以

上昇は燃料噴霧の蒸発を急速に促し，混合気の均質度が上）とを両立できることが示された。また，この実験で向上する。

=1.0 g/s, 当量比0.55（af

ppm ，1800 Kで= 0.26 g/s）での微粒化レベルで，十分なことも明らかになった。したから15μm と推定されるが，空気温度

がって，この研究の対象としたインジェクターは，燃焼の影響がないことから，空間的な燃料分布器入口空気温度が燃料の最終分留温度よりも高いガスの不均一さは残るものの，液滴は燃焼前にはほぼすべて

タービンや，特に再生サイクルのガスタービンの燃焼器

蒸発を終えていると推察される。この空気温度条件ではに適しているといえる。

のSMDは，表573 Kでは

NOx濃度はa=1447 Kにおいて完全燃焼の下にppm

b（15%O2）を実現している。この時の当量比ĳは0.38であ．液体噴霧と気体燃料の燃焼による排気の比較

り，非常に希薄な条件下でも保炎が可能で，完全燃焼が5.3節において，NOx排出に対する霧化空気流量，す= 1800 Kでのなわち微粒化レベルの影響は，噴流空気温度が灯油の初実現できることを示している。また，bNOx 濃度は10 ppm（15%O2）で，超低NOx排出といえ留点よりも低いる。

昇に伴い急激に小さくなり，最終分留点よりも高い

一方，Non-Swirlタイプでは，NOx濃度は，空気噴流= 373 K時には顕著であるが，その上=573 Kになると，ついには認められなくなることを記し

線図の傾きがごくわずかにた。しかし，NOx排出に対する霧化空気流量の影響が大きくなる傾向が見られるものの，Swirlタイプと対比みられないからといって，燃焼の前に燃料液滴がすべてすれば，実質的には空気噴流温度の影響を受けず，断熱

完全に蒸発し，周囲の空気と混合し，ミクロにも，また，

火炎温度のみで決まるといえる。霧化空気に旋回が与え

マクロなスケールで均質な混合気が形成されているとはられていないがために空気噴流と噴霧液滴を運ぶ霧化用

考えられないし，実際，図10に示した

空気との混合や液滴が空気噴流中に分散されるのが相当

ける霧化空気流量1.0と1.5 g/sの火炎の構造は，NOx排

難しく，あるいは遅れる。そのため，ノズルから噴射さ出には差がないのに，著しく異なっている。

温度の増加に伴ってNOx-b= 573 K におれた燃料液滴は，蒸発促進に有効な，温度の高い空気噴

液体燃料の場合，気体燃料と異なり，燃料空気の予混

流中に分散されにくく，燃料はインジェクターの中心軸合化には蒸発過程を伴う。この蒸発過程の有無によっての近傍により高い濃度で偏在し，拡散支配の燃焼も起きNOx排出がどの程度影響を受けるのか，実験的に調べていることが，その主な原因と考えられる。今回の実験た。液体灯油をその蒸気で代替して，その燃焼による排では，霧化空気は予熱されていないが，空気噴流と同様

出と比較するのが理想的であるが，既存の実験装置を用に予熱されている場合でも，低NOxには燃料液滴を空いて実施するため，気体のメタンを用いることにした。

間的により一様に分散させることが不可欠であり，霧化

インジェクターから噴射される前の燃料と空気との混合

空気には旋回を与えることが重要である。

の違いの影響についても調べるために（Ⅰ）二流体微粒以上の結果により，Swirlタイプであれば，気流微粒化ノズルの燃料配管にメタンを供給した場合と（Ⅱ）イ化ノズルからの噴霧が環状の空気噴流によって囲まれたンジェクターの噴流用空気流路にメタン−空気予混合気を供給した場合のケースについて実験した。空気温度は573 Kで，メタンはスワーラを備えた同一の微粒化ノズルから噴射し，灯油噴霧の場合と条件をできるだけ合わせるために霧化用空気も同量供給した。全空気流量oと霧化空気流量aは，それぞれ7.2 g/sおよび1.0 g/sに設定した。
以下の説明において，灯油の噴霧の場合をKerosene
spray，上記（Ⅰ）の場合をNon-premixed methane-air，（Ⅱ）の場合を Premixed methane-airと呼んで区別する。
上記のケースにおけるNOx排出，燃焼効率を断熱

火炎温度に対して示したグラフを図14に示す。図中の太い実線は，G. Leonardら⒁がいくつかの天然ガスの希薄
予混合燃焼試験において得られていたNOx排出データ
を断熱火炎温度で整理し， Nearly Perfect Premixerに分類できるデータを総括して表す線である。本研究にFig.13 Eﬀects of inlet combustion air temperature,

おけるPremixed methane-airに対して得られたデータ.

ー 68 ー
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Vol.46

は，

No.2

b

2018.3151

淀み点保炎噴霧燃焼器の排気性能に及ぼす燃料微粒化レベルおよび空気温度の影響＞1800 Kの高温度域においては，この線に驚くほどよく乗っている。一方，1800 〜 1550 Kの領域では，
断熱火炎温度への依存性が小さくなっているが，これと類似の傾向は著者らの以前の実験でも確認されており，
Prompt NOの生成が支配的になっていることに起因している。
Non-premixed methane-airに 対 す るNOx排 出 は， 断
熱 火 炎 温 度 の 全 範 囲 に わ た り Premixed methane-air
よりも高く，蒸発過程がなく，拡散しやすいメタンでも，燃焼前に外周部の噴流空気と十分混合できないことを示している。NOx排出のbへの依存性の強さは，

Thermal NOが支配的と考えられる高火炎温度域においてはPremixed methane-airのそれに近いが，低火炎温度域では先に述べたprompt NOの生成の特徴が反映されてか，Premixed methane-airの場合ほどではないが，
弱 ま っ て い る。Kerosene sprayのNOx排 出 は，Non-

Fig.14 Comparison of NOx emissions（15% O2）in liquidand gas-fueled mode operations.

premixed methane-airの排出の約1.5倍で，高火炎温度域に限ればPremixed methane-airの排出の約
る。

b

倍であ

．結論

へ の 依 存 性 の 強 さ を 表 す 傾 斜 はNon-premixed

methane-airのに近い。

本研究においては，著者らが提案するLL2方式の液体

上記の灯油とメタンのNOx濃度の差は，主としてイ

燃料仕様ガスタービン燃焼器の段目に淀み点保炎を採ンジェクター内の燃料ノズルから噴射される燃料が気用することを想定し，淀み点保炎霧化燃焼における微粒体であるか，液滴であるかの違いによると考えられるが，化レベル（霧化空気流量），霧化空気への旋回の付与の燃料種が同一でないことの影響が無視できるか，検討が有無，噴流空気温度，全体当量比がNOx排出および燃必要である。メタンは燃焼熱が灯油より小さいので，混焼効率に及ぼす影響を調査した。燃料の灯油は，イン合気温度が同一のとき同一断熱火炎温度を得るためにはジェクター内に同軸配置された環状液膜方式の二流体微より化学量論的により多くのメタンを燃焼させる必要が粒化ノズルにより霧化され，外周の環状流路からの空気ある。その結果，Zeldovich機構によるThermal NOのと同軸で燃焼室ドームに向けて噴射された。また，同一生成に直接影響するO原子とN原子の濃度に違いを生じ燃焼装置を用い灯油を気体メタンで代替して排気特性をる。それらの濃度は，化学平衡を仮定するとO2 とN2の評価し，燃料の蒸発過程の有無がNOx排出に及ぼす影

平衡濃度と関係づけることができる。NO生成速度とし響を調べた。

て，Bowmanが提唱した式⒂

主な結論は以下の通りである。
⑴霧化空気に旋回を付与しない方式の微粒化ノズルを使用した場合には，NOx排出に対する微粒化レベルや空気温度の影響はほとんどなく，NOx排出レベルは
実質的には断熱火炎温度だけできまる。

によると，灯油−空気予混合燃焼におけるNO生成速度は，b=2000 Kではメタン−空気予混合燃焼のそれより⑵旋回を付与した場合には，そうでない場合よりも常に％程度にとどまるこ

NOxレベルは低い。空気温度が燃料の初留点より低とが予測された。NO排出がNO生成速度に比例するとい場合には，微粒化レベルによる違いは明確に認めら仮定し，メタンのNOx排出と比較できるよう灯油の実れるが，空気温度の上昇に伴い，その影響は小さくな

測データを補正したが，図中の破線が示すように比較のり，最終分留点を超える空気温度ではなくなる。

10％程度大きいが，1500 Kでは上ではNOx-b

線図に実質的な影響はない。したがって，⑶NOx排出は空気温度の上昇に伴って減少し，最終分留点を超える空気温度では，断熱火炎温度1450Kで

上記の灯油とメタンによるNOx排出の差は，燃料組成の違いではなく，液滴か，気体か，すなわち予混合化に

ppm，1800 Kで10 ppm（15%O2）の超低NOx排出

際して蒸発過程が必要か否かの違いによると考えてよい，と完全燃焼が実現できる。それでも，メタンの非予混といえる。

合燃焼におけるNOx排出レベルの約1.5倍で，蒸発過程が均質な予混合気の形成を支配する因子である。
⑷燃料の初留点より低い空気温度においてみられた
NOx排出がある微粒化レベルにおいて極小となるという特異な傾向は，微粒化レベルの違いによる火炎構ー 69 ー

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152

淀み点保炎噴霧燃焼器の排気性能に及ぼす燃料微粒化レベルおよび空気温度の影響⑹

造の変化により説明できる。
⑸淀み点保炎噴霧では，吹飛び限界近くまで完全燃焼（燃焼効率99.9％以上）を維持できる。また，噴霧流を囲むインジェクターの環状空気噴流は，希薄側での保炎性能向上と超低NOx燃焼の実現に大きな力を持つ。
本研究の実施により，二段希薄燃焼器の段目に淀み

H. Fujiwara, M. Koyama, S. Hayashi, and H. Yamada,2005, Development of a liquid-fueled dry low
emissions combustor for 300kW class recuperated
cycle gas turbine engines, GT2005-68645 Proceedingsof GT2005 ASME Turbo Exposition, Nevada, USA.
⑺ P. B. Robarts, J. R. Shekleton, D. J. White, and H. F.
Butze, 1976, Advanced low NOx combustors forsupersonic high-altitude aircraft gas turbines, ASME
paper NO. 76-GT-12.

点燃焼器を導入するにあたって非常に有用なデータを取得することができた。この成果を活用し，その実用化に向けた研究を進めていく予定である。

⑻

本研究を終えるにあたり，研究全般に関して終始御指導，御助言を頂いた宇宙航空研究開発機構 松浦一哲研
究員，輪講関係者各位，また，インジェクターを製作して頂いた株式会社大村製作所ならびに本学ワークショッ
プの皆様に感謝申し上げます。また本実験データの取得にあたり，酒井恒太君，中島優君には実験に協力して頂M. K. Bobba, P. Gopalakrishnan, J. M. Seitzman, B. T.
Zinn, 2006, Characteristics of Combustion Processes ina Stagnation Point Reverse Flow Combustor, GT200691217, Proceedings of GT2006 ASME Turbo Expo

謝辞⑼

2006: Power for Land, Barcelona, Spain.
野崎浩太，廣井巧，中村聡志，山田秀志，林茂，2014，
淀み点逆流燃焼における排気性能に及ぼす噴射形態の影

響，第42回日本ガスタービン学会定期講演会講演論文集，pp. 249-254⑽ T. Saitoh. T. Nakasu, T. Hiroi, H. Yamada, S. Hayashi,

いたことを深く御礼申し上げます。

2016, Emissions Characteristics of Combustion of leansecondary premixed gas jets injected into burned gas

参考文献

from primary stage by lean premixed combustion
supported by Reverse jet flame holding, GT201656826 ASME Turbo Expo 2016: Seoul, South Korea.

⑴

⑵

⑶

⑷

C. E. Romoser, J. Harper, M. B. Wilson, D. W. Simons,J. V. Citeno and M.Lal, E-Class Late Fuel Staging
Technology Delivers Flexibility Leap, GT2016-57964
ASME Turbo Expo 2016: Seoul, South Korea.

⑾

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in combustion of lean premixed mixtures injected
into hot burned gas, Proceedings of the Combustion

二段燃焼法による超低NOx作動範囲拡大, 2016, 第44回日
本ガスタービン学会定期講演会講演論文集, pp. 227-234⑿ T. Hiroi, T. Saitoh, T. Nakasu, H. Yamada, S. Hayashi,

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S. Hayashi, H. Yamada, and M. Makida, 2005,

2016, Effects of Atomization on Emissions in
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Extending low-NOx operating range of a leanpremixed-prevaporized gas turbine combustor byreaction of secondary mixtures injected into primarystage burned gas, Proceeding of the Combustion
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Joint Conference on Propulsion and Power 2016,
AJCPP2016-163: Takamatsu, Japan.
⒀ A. H. Lefebvre, Atomization and Sprays, 1989, pp. 238272, Routledge.
⒁ G. Leonard, J. Stegmaier, Development of an

N. Aida, T. Nishijima, S. Hayashi, H. Yamada, and T.
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fuel-air mixtures with hot burned gas for low NOx

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Combustion System, Journal of Engineering for Gas
Turbines and Power, 1994, Vol. 116/543.
⒂

emissions over an extended range of fuel-air ratios,
Proceedings of the Combustion Institute, 30:2885-2892.
⑸

S. Adachi, A. Iwamoto, S. Hayashi, H. Yamada, and
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methane-air and biomass-air mixtures supported byprimary hot burned gas in a multi-stage gas turbine
combustor, Proceedings of the Combustion Institute,
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ー 70 ー
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日本ガスタービン学会誌

中須崇文, 齋藤拓海, 山田秀志, 林茂, 噴流保炎一次燃焼による燃焼ガスを二次希薄予混合気の燃焼反応に利用した

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