JP4799413B2 - 燃焼方法と燃焼方法を実行する装置 - Google Patents

Description

関連出願の相互参照
この出願は、下記の米国仮出願第６０／５０８，４０５号（２００３年１０月３日出願）及び米国仮出願第６０／５８５，９５８号（２００４年７月６日出願）の利益を請求するものである。

発明の背景
発明の分野
本発明は、様々な用途に対して高温ガスを作り出す目標をもって、空気との混合物中の燃料を燃焼する燃焼装置及び方法に関する。より詳細には、本発明は再循環流を伴う燃焼器を用いる燃焼装置及び方法に関する。更に本発明は、燃料及び空気の混合物を点火し燃焼する装置及び方法に関する。このタイプの燃焼器は、ガス・タービン・エンジン、ジェット及びロケットのエンジン、ボイラー等の熱的プラント、熱交換プラント、化学反応器、並びに、その類に用いられる、希薄及び超希薄燃料と空気との混合物を燃焼するために使用され得る。また本発明の装置及び方法は、そうした反応が所望される場合には、燃焼よりも燃料改質をより好む条件下で動作され得る。

関連技術の説明
（以下の説明或は関連技術は、以下に詳述された説明に提供された特定の用語の定義を参照して読むべきである。）
典型的な燃焼器において、燃焼空気及び燃料（それは予め混合されていてもよいし或はされていなくともよい）はインレット開口を介して燃焼空間に導入され、そこで燃焼プロセスが生ずる。再循環流が存在し得て、その中で燃焼ガスが主燃焼流と再結合する前に燃焼器内で再循環される。高速で高温の大量再循環流を導入することは、熱的な運動エネルギーを主燃焼流に注入し、よって希薄及び極めて希薄の燃料／空気の混合物の安定した燃焼を可能として、他の種々の長所に混じった有害な排気を低下している。

再循環流は数多くの燃焼方法及び装置に存在するが、既存の燃焼器における再循環流は、系統的な移動のための特別な空間に閉じ込められること無しに、燃焼空間内に生ずる。その結果、既存の燃焼器は再循環流の速度を最大化せず、よって主燃焼流に注入される希薄及び極めて希薄の燃料／空気の混合物の効率的で信頼性ある燃焼に対して所望される熱的な運動エネルギーの量を最大化しない。

例えば、ホーバルト(Howald)の米国特許である下記の特許文献１には、燃焼混合物が略ドーナツ-螺旋状ガス流経路に沿って燃焼する略ドーナツ形状燃焼器を開示している。しかしながら、燃焼チェンバー内のインレット開口領域に戻されるように供給される再循環流（燃焼ガス）は充分に高い速度を有せず、よって、非常に低いエネルギーが新鮮な燃料／空気の混合物に供給される。ドーナツ状流経路の周囲におけるアウトレットがタービン内に入る。更に、このホーバルト特許では、付加的な冷却流が空気流と再循環燃焼ガスの流れとの間に導入される。結果として、燃焼ガスを空気流内に或は燃料／空気混合物流内に注入するための条件は損なわれ、再循環流によって燃料／空気混合物に供給されるエネルギーの量は低い。解決策は燃料／空気混合物を富裕と為すことであるが、そうしたことは、より高い燃焼温度、不完全燃焼、並びに、増大された有害排気を生ずるために望ましくはない。

キッド(Kydd)の米国特許である下記の特許文献２には、再循環が生ずる炎を上げないガス燃焼（即ち、高温であり、燃焼器内の略完全に燃焼されるガスがその燃焼器内に入る燃料／空気混合物と結合される）に対するプロセス及び装置を開示している。ホーバルトと同様に、キッドによって開示された燃焼器は再循環流の速度を最大化せず、よって主燃焼流に供給される低レベルのエネルギーを生ずる。ホーバルトの場合のように、ドーナツ状循環区画の周囲に沿った流れもタービン内に供給される。加えて、キッドの燃焼器は複数の穴を具備する環状プレートの形態のバッフルを含み、ガスを燃焼することは新鮮な燃料／空気混合物に流入せず、それによって燃焼ガスの燃料混合物内への注入のための条件を損なう。ここでの主な短所は、許容された燃料及び空気混合物による徹底的な混合と、渦巻き運動である略完全な燃焼ガスでの徹底的な混合とである。

ロークモア等(Roquemore et al)の米国特許である下記の特許文献３において、主流インレットへの高温ガス再循環を伴う封入渦巻き燃焼器は、高温ガスが主流に遭遇する前に、燃料及び／或は空気を再循環された高温ガスに入れるための燃料及び空気のインレットを有する。他の既知の燃焼器と同様に、新鮮な燃料及び空気の混合物と遭遇する再循環された高温ガスの温度は、とりわけ、新たな燃料及び空気混合物で生ずる強烈な燃料改質プロセスのために迅速に減少する。この場合、空気及び／或は燃料を再循環された高温ガスに付加することは、その再循環された高温ガスが主流と遭遇する前に既にその温度が低下させられているので、非生産的である。燃焼空間の幾何形状は、再循環された高温ガスが１つの並流となるように主流と出来る限り密接して遭遇するように為されている。これが意味することは、一時的な目的が、再循環された流れが入来主流と遭遇する際に、出来る限り最低の油圧損失を達成することである。これら２つの流れの混合のこの幾何形状は著しく不利であり、その理由は、それら流れの衝突での「マイルド」条件はそれら２つの流れの間に非常に貧弱なエネルギー転送を生じ、主流インレットでの不均一性或は温度が１００％まで到達でき、そして入来主流の内側層が全く加熱されないからである。これは、結果として生ずる炎切れによって入来主流の貧弱な加熱を生ずる。このタイプの燃焼器に対する典型的な温度プロファイル（図１９を参照のこと）は、燃焼空間へのインレットでの封入渦巻き燃焼器における入来主流の温度が燃焼器に供給された主流の温度と実際上同一のままであることを示す。この帰結は燃焼器の軸線方向に沿っての、且つ、該燃焼器の放射方向での燃焼温度の高い不均一性であり、それは、燃料及び空気の混合物がより希薄となって、高いＣＯ及びＮＯ_x排気になる際、より低い炎安定性に転換する。付加されるべきことは、再循環流の経路における付加的な空気及び／或は燃料のインレットの使用が非常に不利であり、その理由は、それらが再循環流内での速度プロファイルの不均一性を作り出して、それが再循環される高温ガスと入来主流との間のエネルギー転送の増大された不均一性に転換するからである。

ブラス等(Burrus et al)の米国特許である下記の特許文献４では、燃焼器がパイロット炎を持続すべく封入渦巻き動作原理を用いる。この設計は先に記載されたものと同一の不利益を有する。ここでのその封入渦巻き設計の主な長所はパイロット炎の安定性である。それは、主炎安定性が付加的な装置類を用いること無しに先行技術で達成されなかったために為された。渦巻き速度はインレットでの流れ速度と同等ではあり得ない。空気は、約０．７５の速度係数を有する複数のポートを介してその渦巻き領域に供給される。主空気流は、約０．９の速度係数を有するプロファイルされた通路を通じて燃焼器に入れられる。１００ｍ／ｓの理想的な等エントロピーで、主空気流の速度は９０ｍ／ｓとなり、渦巻き速度は７５ｍ／ｓとなる。渦巻きに供給される流れの速度は、渦巻きに空気を供給する前の有効圧力差と共に増大するか、或は、その圧力差が増大し得る。しかしながら留意すべきことは、渦巻きに入れられる流体の温度は渦巻きにおけるガス温度以下とすべきではなく、即ち、燃焼生成物はその渦巻きに付加されるべきである。主流は突然の膨張を被り、それは速度減少となる。一般に、渦巻き流の荒れ狂う特性は速度減少となる。これら全ての要因は、付加的なエネルギーを入来主流に供給させない。

要約されるように、先行技術における燃焼器での封入渦巻きの使用は、入来主流の表面層を加熱することによって主に特徴付けられ、それはそれ自体では悪いことではなく、希薄混合物炎を持続する点で特定の改善をもたらすことができる。他方、人工的な加熱は炎安定性及び排気低減の任意の劇的改善を生み出すことができない。

これら先行技術の再循環流燃焼器において、高温ガスの循環流は二次的空気の流れで希釈（冷却）され、次いで冷却された再循環ガスが主要空気インレットに指向され、それが加熱される（図２０を参照のこと）。燃料は、主要（主）空気流と遭遇する前に、二次的空気流で希釈された高温再循環ガスに付加される。燃料をこの高温再循環ガスに入れることは、燃焼に対する著しい不均一の条件をもたらし、その理由は、非常に少量の燃料が非常に大量の再循環ガスや二次的空気と充分に混合され得ないからである。燃料改質は、この場合、次の冷却を伴って、非常に強烈で不均一である。次いで燃料は添加され、ガスの温度が増大するが、この増大は燃料改質のために温度低減を補償すべく部分的に使用される。次いでその流れは主要（主）空気流（混合物は既に燃焼中であるので、それは実際には二次的流れ）と遭遇し、再び冷却される。主流はインレットでは加熱され得ず、その理由は、再循環された高温ガスが既に２回冷却されており（第１回目が、二次的空気流、第２回目が燃料を入れることによって）、燃料燃焼による再循環流加熱は温度損失を改質することを補償すべく部分的に費やされる。インレットで主流を全体的な断面にわたって均一に加熱することは可能ではなく、その理由は、その結果がそれら２つの流れの荒れ狂う混合に全体的に依存しているからであり、それは全体積に通じての均一混合を保証し得ない。この乱れ（機械的な混合）に対する依存性は、それら２つの流れが実際上並流的に移動するので、より疑わしい。

先に記載された全ての燃焼器における再循環流の温度はＴＩＴ（タービン・インレット温度）よりも高くなり得ない。（図２１を参照のこと）ＮＯ_x及びＣＯ排気妥協に基づく再循環流の好適な温度は１１００℃から１２００℃である。再循環高温ガスに空気及び／或は燃料を付加することは、再循環ガス温度における低減をもたらす。これには２つの重要な帰結がある。先ず、ＣＯ排気は増大する。第２として、より多くの燃焼生成物が入来流に付加されなければならず、その入来流温度を増大し、それは燃料改質の点で増大をもたらし、よって温度を下げることになる。それ故に、先行技術に係る燃焼器における封入渦巻き及び再循環流の使用は、炎安定性及び排気性能の点で特定の改善をもたらす一方で、任意の打開をもたらすことができない。

アンダーソン(Anderson)の米国特許である下記の特許文献５では、ブロー・トーチへのオキシダントの流れに熱を供給することによって、その流れの運動エネルギーを増大するための熱ノズルの使用を開示している。

ランキュー(Ranque)の米国特許である下記の特許文献６では、現象と該現象を作り出す装置とを開示しており、圧縮流体の１つの接線方向インレットを有する渦巻きチューブ内において、熱がその渦巻きチューブにおける流体から成る回転層の間に転送されて、その回転流体を高温外側流と低温内側流とに分離し、それら分離出力から取り込まれ得る。

米国特許第４，５８６，３２８号 米国特許第３，３０９，８６６号 米国特許第５，８５７，３３９号 米国特許第６，２９５，８０１号 米国特許第５，２６６，０２４号 米国特許第１，９５２，２８１号

本発明は、略湾曲された再循環チェンバーと、そのチェンバーにおける渦巻き流の限界層の周辺に沿った、遮るものがない流れと、を有する再循環流燃焼器に関する。そうした燃焼器は、そのチェンバー内における渦巻き流及び主流の間の低い乱れの境界インターフェース区画を有し、その燃焼器内で化学反応が生じ、それが燃焼プロセスにとって非常に有益であり、且つ、該燃焼器内での熱ノズル効果を促進する。このタイプの燃焼器は、ガス・タービン・エンジン、ジェット及びロケットのエンジン、ボイラー等の熱的プラント、熱交換プラント、化学反応器、並びに、その類のための希薄及び超希薄の燃料及び空気の混合物を燃焼するために使用され得る。本発明の装置及び方法は、こうした反応が望ましければ、燃焼よりもむしろ燃料改質をより好む条件下、動作され得る。

より詳細には、本発明は燃焼器を提供し、その燃焼器が、反応器、流体から成る主流を前記反応器に入れるためのインレット、前記反応器から加熱された流体を排出するための出口、前記反応器が前記インレット及び前記出口の間に位置決められて、当該反応器が、主流領域であり、当該主流領域を通じて該主流の大部分が主流経路に沿って通過することから成る主流領域と、再循環領域であり、当該再循環領域を通じて前記主流のより少ない部分が通過することから成る再循環領域と、を含んで成る前記反応器と、を備え、実質的に連続的な方式で一方向に湾曲されて、前記出口近辺の出発点から前記インレット近辺の復帰点まで走っている内部面を有する壁によって前記再循環領域が部分的に画成されており、その内部面が、前記出発点での前記主流経路における流体の一部を方向転換するように前記主流経路に対して形成されると共に位置決めされて、前記反応器の動作中、前記再循環領域において再循環渦巻き流を形成し、そして、前記内部面が、前記再循環渦巻き流の周辺に沿った限界層の実質的に乱されない移動を生ずるように不連続性の欠如によって更に特徴付けられる。更には、熱ノズル効果が、前記再循環渦巻き流と反応器内の流体から成る主であり、線形である流れとの間の境界層或は「インターフェース」層内に生ずる化学反応から生ずる。

本発明は先に記載されたような燃焼器内において燃料を反応させる方法を更に提供し、該方法が、前記主流の大部分を前記主流領域に沿った経路に通過させる段階と、前記主流のより少ない部分を前記再循環領域を介して経路に通過させて、前記再循環領域における流体の一部を前記インレット近辺の区画に戻す再循環渦巻き流を形成することから成る段階と、再循環流体の限界層を実質的な乱れ無しに前記再循環領域の前記内部壁面の周りに流す段階と、前記再循環渦巻き流の周辺部分を前記インレット近辺の区画で前記主流と交差させ、前記周辺流が前記主流よりも大きな速度を有することから成る段階と、前記交差の点に引き続いて、前記周辺流が前記主流と略同一方向に移動する段階と、前記周辺流及び前記主流を、実質的な機械的混合によってではなく、熱拡散によって混合する段階と、それによって前記主流及び前記周辺流の間にインターフェース層を形成して、前記周辺流における流体から、前記インターフェース層を通じて、前記主流領域における流体内へ熱エネルギーの実質的な転送を為す段階と、の諸段階を含む。

本発明の具現化は添付図面及び以下の記載を吟味することでより明白となるであろう。

本発明は、更に詳細に記載されると共に、本発明に従った燃焼器の非限定的模範実施例を図示する添付図面を参照して記載される。

事前準備として、この明細書及び請求項を理解する目的のために幾つかの定義を提供する。
炎 連鎖酸化反応が始動する細い区画
燃焼器 燃料酸化の連鎖反応
点火（或は、 連鎖酸化反応の初期段階
「点火すべき」用
法の目的としての
ファイアリング）
炎無し 酸化の発生の現象
燃焼 主流の体積全体にわたっての均一な反応
反応器 化学的反応成就のための装置

この明細書は、全般的に、ここで記載される装置を言及すべく用語「燃焼器」を用いるが、以下に記載されるように、本発明に従った装置は、燃焼よりもむしろ燃料改質をより好む条件下で動作され得る。用語「反応器」は、「燃焼チェンバー」或は「燃焼空間」のより一般的な代替としてここではしばしば使用されが、それは、故意による何等かの条件下、燃料改質がそこで生ずる支配的なプロセスであり得るためである。

加えて、覚えて頂きたいことは、複雑な反応速度論を伴う燃焼及び／或は改質は複雑な化学的プロセスであり、そして、相互に異なる化学反応の千以上が任意の所与の反応器内で様々な時間に生ずる。一般に、反応器内の反応は、燃料の二酸化炭素及び水との直接的な酸化に加えて、多数の中間的及び代替的な反応を含み、それら反応としては、
ａ）燃料の熱分解、例えば、ＣＨ₄→Ｃ＋２Ｈ₂
ｂ）燃料の部分的酸化、例えば、２ＣＨ₄＋Ｏ₂→２ＣＯ＋４Ｈ₂
（メタンは最も基本的な例として付与され、対応する、異なる反応が他の燃料によって生ずることを伴う。）これら反応は、特に、温度が触媒無しで先行技術に係る燃焼器における温度よりも低い場合に生ずる。加えて、以下の事柄が観測された（例えば）
ｃ）燃料改質、Ｃ＋ＣＯ₂→ＣＯ＋ＣＯ（酸化-還元）
ｄ）燃料燃焼、Ｃ＋Ｏ₂→ＣＯ₂（酸化）
ｅ）燃料改質、Ｈ₂＋ＣＯ₂→Ｈ₂Ｏ＋ＣＯ（酸化-還元）
ｆ）燃料燃焼、２ＣＯ＋Ｏ₂→２ＣＯ₂（酸化）
ｆ）燃料燃焼、Ｈ₂＋Ｏ₂→Ｈ₂Ｏ（酸化）
ｇ）燃料改質、Ｃ＋Ｈ₂Ｏ→Ｈ₂＋ＣＯ（酸化-還元）

また留意すべきことは、燃料改質及び燃焼は、双方とも、化学反応の１つのタイプとしてここではしばしば特徴付けられ、それら化学反応は、酸化-還元や酸化反応である。その理由としては、各場合において、全ての「高温」反応生成物（Ｈ₂Ｏ及びＣＯ）が酸化プロセスによって形成されているからである。勿論、燃料改質中、「低温」反応生成物（ＣＯ）もあり、それは還元反応によって形成されることが理解される。

次に図中の図６及び図７は、本発明の一実施例の２つの図面である。この実施例は、流体から成る主流を燃焼空間に入れるインレット１８と、燃焼空間から加熱流体を排出する出口２０との間の燃焼空間或は燃焼反応器１６を有する燃焼器１０を提供しており、その燃焼空間は、主流の大部分が主流経路に沿って通過することを媒介する主流領域と、主流のより少ない部分が経路に沿って通過することを媒介する再循環領域とを含む。再循環領域は、流体から成る主流と主流経路とに対して配列され、実質的に連続的な方式で一方向に湾曲された内部面２１であり、流体が燃焼空間から排出される前に、出口付近の出発点からインレット付近の復帰点まで戻るように該出発点での主流経路における流体の一部から成る再循環渦巻き流を生じさせるように形作られた内部面２１であり、そして更に、その再循環渦巻き流の周辺に沿った限界層の実質的に乱されない移動を生ずるように何等不連続性無しに配列された内部面２１を有する壁によって部分的に画成されている。

好ましくは、再循環領域の体積は、反応器１６が燃焼チェンバーとして機能している際に主流領域の体積以上である。しかしながら反応器１６は、以下に議論される改質器として機能している際、再循環領域の体積は好ましくは主流領域の２倍の体積以上である。

以下に更に記載されるように、熱ノズル効果は、反応器１６内における前記再循環渦巻き流と、流体から成る主であり、線形である流れとの間の境界或は「インターフェース」層内に生ずる化学反応から生ずる。

本発明に従った燃焼器は再循環渦巻き流をもたらす。この渦巻きにおける流れと主流領域における主流との間のインターフェースは、「境界」或は「インターフェース」層である。再循環領域の壁と渦巻き流との間の周辺或は限界層も存在し、その限界層は実質的に層状流を有する。より詳細には、限界層は０．２未満（好ましくは０．００８から０．０１）の乱流度を有する。

周辺層及び境界層における乱されない再循環流は以下の長所を提供する。
-渦巻き層はその渦巻き内において径方向に実質的に混合されず、その渦巻きにおいて高温ガス分子の分配プロファイルを保持することを可能とし、それに、再循環流渦巻きの周辺に移動する主要なＣＯ、ＣＯ₂、並びに、Ｈ₂Ｏの「高温」分子を伴い、そして、ＣＯがそこで燃焼させられ、そして、燃料改質及び解離生成物、二次的ＣＯ、Ｈ₂、並びに、酸素の「低温」分子が、渦巻きの周辺から中心まで移動し、そこでそれらが渦巻き内部での酸化反応に関与する。この分離は力の遠心力場における慣性拡散の結果として生ずる。その結果、再循環渦巻き流と流体の入来主流との間のインターフェース或は交差は最高温度となる可能性があり、その渦巻きは各種層の任意の混合無しに燃焼剤供給を常に有する。
-渦巻き内部のその周辺層への速度は流体から成る入来主流の速度より高く、その理由は、熱ノズル効果、そして、再循環流の非常に低い乱流度（それは自然流を確保すべく配列された円形面であり、且つ、その面に沿っての乱されない流れを確保すべく形成された円形面を提供することによって達成される）のためである。
-境界層及び周辺層の存在は、燃料燃焼を約２ミリ秒或はそれ以下の内に完了させる。
-改質反応は２ＣＯを形成すべくＣＯ₂及びＣの反応を含む渦巻き周辺層に沿って生ずる。この層がインレット区分で主流と再結合する時までに、１つの「高温」及び１つの「低温」ＣＯ分子として初期的に形成されるが、それは、他の要因がある中で、高温チェンバー壁との接触によって温められる。高温ＣＯのこの周辺渦巻き流は、燃料として役立ち、以下に更に記載されるように、インレットで入来する燃料及び空気の混合物と適切に混合される際に極端に有益である。

燃焼器内での再循環流と主（線形）流との比は変動し得る。燃焼器を出口で出る流体と比較しての渦巻きに入る流体の比は、好ましくは、反応器が燃焼チェンバーとして機能する動作モードで７パーセント（７％）以上であり、反応器が改質器として機能する動作モードで１０パーセント（１０％）以上である。

先に議論されたように、流体流或は限界層は再循環領域の周辺に沿って形成する。所望深さのこの流れを保持すべく、このチェンバーの面は湾曲されるべきであり、実質的に連続的な方式で一方向に湾曲されるようにその面を保持する。限界層のこの深さは、出口での流体が約１１００℃の温度である場合に約１ｍｍであり、出口での流体が約８００℃である場合に約２ｍｍであり、そして、限界層が再循環渦巻き流における再循環流体の中心コアの径よりも大きな深さを有する点まで、より低い温度で、例えば、３８０℃から４２０℃で相当により深くなる。

その結果、以下の条件が、交差点で獲得されるか、或は、渦巻きの周辺が燃焼空間に入れられる入来流体流と遭遇するインレット近辺区域で獲得され、最高温度はそれら２つの流れのインターフェースであり、交差点に続いての同一方向に移動するそれら２つの流れの間の高い相対速度がある。これら２つの条件の結果は渦巻き周辺から入来主流のインターフェース面への非常に強烈な熱転送であり、先に述べた条件のために非常に高い熱転送率によって特徴付けられる。それ故に、渦巻きは熱エネルギーを入来主流のインターフェース層に最も効率的な方法で転送できる。この理由のため、入来主流の表面層は点火されて、燃料／空気比にかかわらず、安定して燃焼し、「高温」及び「低温」スポットの形成となるそれら２つの流れの間の相当な乱流混合、温度の平均化、並びに、先行技術に係る封入渦巻き燃焼器の最良実施例に内在する他の欲せざる現象無しで、パイロット炎として振る舞う。留意されるべきことは、慣性拡散の結果として、燃焼される燃料は入来流の表面層に先ず到達し、「低温」分子が渦巻きの中心部に向かって出発し、よって連鎖反応に対する条件を提供し、即ち、燃焼率と釣合が取れた率での酸化であり、そして、燃焼率が渦巻き速度の入来流速度との比に関して更なる増大と共に増大し得て、よって、従来の燃焼器で使用されるもの（約０．５のｋ_e）よりも相当に希薄である混合物での制御された爆発的燃焼に至ることである。この現象は入来流の温度における突然の増大となり、その結果として、燃焼空間への正に入口で入来流の全ボディを通じての迅速且つ均一な加熱に至り、入来流の運動エネルギー或は速度がインレット区画から増大し始め、この増大が出口区画まで続き、それによって熱ノズル効果を提供し、それがより高い速度で移動すべく再循環渦巻き流に衝撃を付与する。更に留意されるべきことは、入来流を通じての迅速加熱が渦巻き再循環流と入来流体流との、先に記載された機構のみを用いての機械的（乱流）混合無しに生ずることである。

本発明に従った燃焼器における熱ノズル現象の使用は、燃焼空間から出口を通じての流体流の速度を増大させる一方で、再循環（渦巻き）流の燃焼空間を通じての流体流の主ボディとの乱流的混合を殆ど完全に削除している。燃焼空間での損失はそれによって実質的に低減される。熱ノズル効果を作り出す円形面であり、開口、凹部、突起、流体インレット、並びに、その類等々の任意の乱流要素を有しない円形面の使用は、再循環渦巻き流におけるガス分子の再分配を、先に述べた慣性拡散と、２つの流れの間の安定した高温インターフェースと結合された入来流体流のボディを通じての迅速加熱と、によって保証する。「高温」及び「低温」スポットの形成を伴う混合の欠如は、最小レベルのＮＯ_x形成を保証する。燃焼生成物は乱流（機械的混合）によって入来流体と混合されないので、非常に希薄である入来燃料及び空気混合物は、より希薄とはならず、その理由は、燃焼ガス及び燃料／空気混合物がそれらの機械的混合無しに並流して移動（様々な速度で同一方向に）するからである。この長所は、炭化水素燃料の酸化が理論的に可能である任意の温度での非常に希薄な混合物の燃焼を維持させる。

炭化水素燃料の燃焼温度は５００℃を下回ることができ、燃焼器出口ガス温度は３５０℃から３３０℃程度に低い。これは酸化温度であり、そこでＣＯ₂及びＨ₂Ｏ形成率は、もし従来燃焼器設計が用いられれば、１０００倍以上まで減少する。しかしながら、先に記載された慣性拡散のため、新たに形成されたＣＯ、ＣＯ₂、並びに、Ｈ₂Ｏのより高い燃料含有量を伴う区画内（渦巻きの中心から周辺まで）へ、そしてインターフェース層までの移転率は通常の燃焼率よりも数倍高く、それは約１ｍ／秒であり、本発明に従った燃焼器での燃料成分酸化の率は、先行技術に係る燃焼器における燃焼率と同一程度である。

先に述べたように、流体（燃料を含む）が再循環流における燃焼生成物に何等付加されず（少なくとも、燃焼空間のインレット及び出口の間の円形再循環流面の大部分内ではなく）、そして再循環流の乱流の度合いが非常に低い（任意の従来燃焼器に対する最低値を下回る）その結果、粒状炭素は渦巻き内に何等形成されない。これの有利な結果は、再循環流から燃焼器壁までの高い熱的輻射損失の欠如と、燃焼器を去ってインレット区画に向かう燃焼生成物の流れからの再循環流の分離点からの区画内における燃焼器壁の比較的低い温度とである。留意すべきことは、その分離点の上流側での燃焼器壁温度がＣＯレベルに対して任意の実質的効果を有しないことである。

渦巻き面及び化学的反応性の燃料及び空気の混合物との間の熱交換のプロセスは温度場だけでは決定されず、それは渦巻きと燃料及び空気混合物の化学的構造にも依存している。２つの流れの温度の間の差（渦巻き温度はより高い）と、それら化学的構成の間の差（渦巻きはより多くのＣＯ₂及びＨ₂Ｏを含有し、新鮮な混合物はより多くの燃料及び酸素を含有する）がある。それ故に、もし２つの流れが機械的混合無しに同一方向に移動すれば、拡散プロセスの条件は作り出され、より詳細には、熱拡散及び濃度拡散のために作り出される。気圧拡散は無視でき、それは制御された爆発性燃焼への遷移にだけ重要である。

熱拡散及び濃度拡散の間の比は燃焼器の動作中に変動するが、濃度拡散は渦巻きと燃料及び空気混合物の間の熱交換において常に優勢である。濃度拡散は熱交換プロセス強度に対して決定的な効果を実際上は有する。もし化学反応が計算に入れられれば、熱交換中に実際の濃度勾配を評価することは問題をはらんでいる。留意されるべきことは、渦巻き流と燃料及び空気流のインターフェース層におけるＣＨ₄（或は他の燃料）及びＯ₂の濃度に関する変化は熱エネルギー転送プロセスばかりではなく、反応方向（真っ直ぐ及び逆）にも影響する。もし、例えば燃料及び空気の混合物におけるＣＨ₄濃度が増大すれば（設計設定点値と比較しての等価増大の係数の結果として）、燃料改質プロセスはそのインターエース層内に優勢となり始める。これは、渦巻きへの酸素供給の詳細と組み合わせて、渦巻き周辺温度減少となり、そしてその結果、渦巻きの中心部に到着する分子の温度も下がる。同時に生ずる両プロセスは、副臨界値まで渦巻き温度における減少となって、その結果として消炎する。これは、希薄混合物の安定燃焼の問題が、以前には為されたように、渦巻き流と燃料及び空気混合流の単純な機械的混合によって解決され得ない理由であり、それはそうした場合における燃料及び空気混合物への熱エネルギーがＣＯ₂及びＨ₂Ｏ供給における並流増大（強化された燃料改質と成る）によって付随されるからであり、渦巻きと燃料及び空気混合物の温度における減少を伴う。本発明に従えば、拡散プロセスは２つの流れの間で優勢であり（それらの機械的混合無しに）、それら流れが遭遇（渦巻き）するインレットでの熱エネルギーのソースは熱エネルギー消費者、燃料及び空気混合物の速度に対する増大された速度を有する。

燃料／空気混合物熱転送への強烈な渦巻きは、以下のように熱ノズル効果を始動する。燃料及び空気混合物の流れの周辺層は、高い熱転送率とＣＯ₂、ＣＯ、並びに、Ｈ₂Ｏの「高温」分子とで渦巻き周辺から熱エネルギーを常に受け取る。よって、燃料及び空気流の周辺を点火し且つその層の燃焼の持続する条件が提供される。この周辺層が点火されるやいなや、燃焼は非常に高い速度で燃料及び空気流の全ボディを通じて伝播し、流れ速度は、熱ノズル効果の下、上昇し始める。その結果、燃料及び空気流の運動エネルギーが増大する。燃料及び空気流の周辺層の安定した燃焼（安定炎）は、渦巻き流の高温度や、渦巻き周辺から、「パイロット炎」の一種を形成する燃料及び空気流周辺までの熱転送の効率によってだけでは確保されない。この「パイロット炎」までのＣＯ₂、ＣＯ、並びに、Ｈ₂Ｏの分子の連続的で充分な供給は、任意の過度現象下、最小燃料対空気比、そして、燃料供給の突発変動下で持続性炎を確保する。

燃料及び酸素の分子は、渦巻きから拡散によって燃料及び空気混合物へ移動する「高温」分離と反対に移動する。これは濃度拡散である。窒素分子は、渦巻きから燃料及び空気混合物へ非常に少量で拡散し（熱拡散）、窒素の大部分は燃料及び空気混合物から渦巻き経移動せず、その理由は、渦巻きと燃料及び空気混合物との窒素濃度が略同等であるからである。渦巻き流と燃料及び空気流との間のインターフェース層に入る燃料の一部は点火されるが、その層における燃料の大部分は改質されることになる。主要な（「高温」）ＣＯ分子は、水素の一部と共に、インターフェース層に残存する。

残存する幾つかの分子は酸化してＣＯ₂及びＨ₂Ｏとなり、それは燃料及び空気混合物に戻る。主要な（「高温」）ＣＯ分子及び水素の大部分はＣＯ及びＨ₂の形態で燃料及び空気混合物に戻る。それらは渦巻きの「打撃」を形成する。「低温」分子（改質の結果として獲得）、所謂二次的ＣＯ、Ｈ₂は、酸素と共に、渦巻きの中心に移動する（それらは、より低い熱的運動速度であるためにより低い慣性を有する）。それらの全てがその中心に移動しない。それらの一部は酸化されてそれらの途中でＣＯ₂及びＨ₂Ｏとなって、遠心力によって渦巻き周辺等々に戻る（慣性拡散による）。

このプロセスは図１及び図１Ａに図示されており、そこでは、ドットが「高温」ＣＯ、ＣＯ₂、Ｈ₂Ｏ、並びに、Ｈ₂の各分子を表し、＋が「低温」燃料分子及び酸素を表す。矢印は先に記載されたように分子移動の方向を示し、そして、再循環渦巻き流と入来燃料及び空気混合物流が遭遇する点が「Ｏ」で示されている。

再循環渦巻き流と入来燃料及び空気混合物流との間のインターフェース層の拡大された概略部分図が図１Ａに示されている。「Ｘ」記号は改質によって形成されたＣＯを表し、渦巻きの周辺層に運ばれる。この図面は、インレット領域における入来燃料及び空気混合物へのＣＯ拡散を示し、燃焼を大いに補助している。理解して頂けるように、再循環渦巻き流の速度Ｖ₂は入来燃料及び空気混合物流の速度Ｖ₁よりも大きく、再循環渦巻き流の周辺層の速度Ｖ₃は入来燃料及び空気混合物流の速度より相当に緩慢である（表面からの速度勾配が存在し、この層における平均速度はＶ₁の約１／５の範囲内である）。

インターフェース層で生ずるこのプロセスは図２のチャートに図示されている。判明され得るように、燃料レベル（ＣＨ₄）は経時的に降下するが、温度（Ｔ）は殆ど変化しないままであり（従来の燃焼器で通常であるようにはそれは増大しない）、その理由は、強烈な燃料改質が「低温」及び「高温」の両ＣＯ分子の形成を伴って継続するからである。温度Ｔは接触時間の約２／３の経過後に上昇し始めるか、或は、この実施例では、２つの流れが遭遇した後の約０．７ミリ秒から０．８ミリ秒である。

本発明に従った燃焼方法を実行する現行の好適方法は、以下の寸法比率に合うように燃焼器を設計することである。即ち、
ａ≧１．４ｂ
ｄ≦２．２ｂ
２ｒ＋ｂ≧ｃ≧ｒ＋ｂ
ここで、
ｒは円形面の半径（図６を参照のこと）；
ａは燃焼空間のインレット及び出口の間の距離；
ｂはインレット断面高さ；
ｃは半径ｒ方向での燃焼空間の最大寸法；
ｄは出口断面高さである。

もしｄが２．２ｂよりも大きければ、熱ノズル断面面積は大き過ぎて、渦巻きに対する初期衝撃を付与する所望の燃料及び空気流速度は達成されない。もしｃが２ｒ＋ｂよりも大きければ、断面面積は大き過ぎて、所望の燃料及び空気流速度が達成されず、渦巻きに対するその効果は低減され、燃料及び空気流を伴うそのインターフェースの区画における渦巻き速度は低過ぎる。好ましくは、出口の断面面積はインレットの断面面積の２．２倍以上である。反応器が改質器として機能する動作モードに変化することが所望される場合、インレットの断面面積は、反応器が燃焼チェンバーとして機能する動作モードで使用されるインレット断面面積に対して低減される。

寸法ａは渦巻きと燃料及び空気流との接触時間を決定する。好ましくは、この時間は約１ミリ秒よりも長い。寸法ａはインレットでの流体のインレット速度、好ましくは、１０ｍ／ｓから２０ｍ／ｓに基づいて獲得され得る。

新鮮な燃料及び空気混合物は加熱され際（約１５０℃の温度上昇を伴う）、それは、通常、混合物が点火前に従来の燃焼器における再循環された高温ガスで加熱されるときに生じているが、燃料及び空気流内において不均一な温度プロファイルが通常存在する。温度不均一は１００％と高く、それが意味することは、流れの個々別々のジェットが燃焼器に入る前の空気流温度と、実際上、同一温度を維持し得る。温度不均一は燃料燃焼の最後で略同一である。もし燃焼器出口温度が約１２００℃であれば、流れ内の温度は先に述べた不均一のために１５００℃と高い。１２００℃でのＮＯ₂レベルは受け入れられるが、高温度での亜酸化窒素排気は実質的により高い。これは図３に図示されており、そこでは湾曲Ｉが燃料空気混合物のより熱い層に対する亜酸化窒素排気を示し、湾曲ＩＩが燃料空気混合物のより冷たい層に対する亜酸化窒素排気を示す。判明され得ることは、ＮＯ₂は同一燃焼器において１ｐｐｍ、１０ｐｐｍ、そしてそれより高いレベルであり得る。湾曲ＩＩＩは点火前に加熱された燃料及び空気混合物における均一温度プロファイルの場合を示す。

より高温のガスを新鮮な燃料及び空気流に運ぶことによって温度不均一性を削減する試みは、より多くの高温燃焼生成部を受け取る部分的な燃料及び空気混合物が、予想されるものとは逆に、より少ない燃焼生成物を受け取る混合物の残りよりも低い温度まで加熱されると云う事実となる。これは、高温燃焼生成物の過剰両がより強烈な改質を引き起こし、それは温度低減の原因であると云う事実によって説明される。この現象は、燃料及び空気の貧弱な混合でより明らかとなって、より高い燃料レベルを伴う流れの区画が、より高い改質率のため、温度の点で更により低く降下する。これは図４で見ることができ、そこには渦巻き周辺速度に対しての燃料及び空気混合物流に関する温度を示している。判明され得ることは、渦巻き周辺速度がインレット流体流速度の１．２倍から１．２５倍になるまで、燃料及び空気流における温度上昇は上昇し、その点の後、温度は下がり、これは大量の熱エネルギーにもかかわらず、インレット流体流内に注入される。

それ故に明かなことは、先に記載された温度不均一性は燃料及び空気流内で点火の時点まで残存する。燃料及び空気混合物が点火すると、より低温部分がより早期に燃焼して、点火前により高温であった部分よりもより高温となる。排気を低減することが望ましい渦巻き周辺速度と共に、燃焼中の燃料及び空気混合物内の温度不均一性（点火後）は、先に記載された改質効果のため、更により高くなる。これは、燃料及び空気混合物のより高温部分が該混合物のより低温部分の燃料が完了した後に、依然として燃焼することになると云う事実によって説明される。この時の温度不均一性は約５００℃と相当に高い可能性がある。

燃焼プロセスの間の先に述べた差は、様々な温度を有する流れジェットにおける燃焼の異なる化学反応によって説明される。より低温のジェットはより多くの燃焼生成物を含むので、これらジェット内のＣＯ酸化の率は当業者には充分に知られているように一次化学反応式によって決定される。
ｘ＝ａ₁−ｂ₁［ｅｘｐ（−ｋｔ）］ （１）
ここで、
ｘは燃焼生成物における現行のＣＯレベル（モル）；
ａ₁は初期ＣＯレベル（モル）；
ｋは反応の運動定数（２．１５モル／秒）；
ｂ₁は温度係数；
ｔは燃焼時間（秒）である。

より少ない燃焼生成物を含む流れのより高温のジェットは二次化学反応式に従って燃焼し、それはそうしたジェットにおける燃焼プロセスに対する拡散質量転送の効果に影響する。
ｘ＝ａ₂−ｂ₂［ｅｘｐ（−ｋｔ）］＋Ｄｅｆｆ［ｅｘｐ（−ｍｔ²）］ （２）
ここで、
ｘ、ａ₂、ｂ₂、ｋ、並びに、ｔはｘ、ａ₁、ｂ₁、ｋ、並びに、ｔと同一意味合い；
Ｄｅｆｆは実効的拡散係数（モル／ｃｍ²＊ｓ）；
ｍは非二値衝突の係数（ｃｍ^-1＊ｓ^-1）。

これら２つの式の作業は、燃焼時間に対するＣＯ及びＣＨの濃度（％）を示す図５を参照して説明される。曲線Ｉは数式（１）によって記載された反応速度を表し、判明され得ることは、燃料が短い燃焼時間で迅速に燃焼し、それは同時に最小ＣＯレベルでＮＯ_x排気を低下するために良好であることである。曲線ＩＩは数式（２）によって記載される反応速度を図示し、そして判明され得ることは、燃焼プロセスは前者の場合よりも相当に長い時間を費やし、より高い燃焼温度と結合されると、高いＮＯ_x排気と非常に緩慢なＣＯ燃焼と生じさせることである。留意すべきことは、曲線ＩＩは均質の燃料及び空気混合物の仮定で付与され、それは理想的な場合である。先行技術の燃焼器で獲得され得る燃料及び空気混合物では、結果がより著しく悪化する。

先行技術の先の短所を削除すべく、燃焼領域への正に入口での主要空気流の温度を、流体流が燃焼器に入れられるインレットの断面にわたって均一に上昇することが必要である。重要なことは、入来流の実質的な全ボディが燃焼領域に入る前に熱エネルギーの略同一量を受け取ることである。もしこれが該当すれば、燃料及び空気混合物の全ボディにわたっての燃料改質条件は実質的に同一となる。

この方法の長所は以下の通りである。点火された流れは燃料及び空気混合物の点火前に温度不均一性を有することがないので、燃焼は流れの全ボディにわたって略同一温度で生じ、そしてその場合、燃焼器出口での最大の設計設定点温度は、例えば、１２００℃であり、温度は燃焼器内の何れの点においてもそのレベル以上ではあり得ない。これは最小ＮＯ₂形成と最も強烈なＣＯ燃焼との温度であることが知られている。これは燃焼器を、ガス・タービン・エンジンで使用される際、ＴＩＴと同等である燃焼温度用に設計させることを可能とする。燃焼領域での均一温度プロファイルは、ホットスポット及び局所的な過剰加熱燃焼器区画の欠如を保証し、燃焼器の製作をより安価且つより簡素に為して、燃焼器寿命を延長する。

入来流における温度プロファイルの均一性は、燃焼器を数式（１）或は（２）を用いて良好に作業させることを可能としている。図４に示されるように、インレット流体流速度の１．２倍までの渦巻き周辺速度で、燃焼プロセスは燃焼器出口での低ＮＯ_x排気と相対的に低いＣＯ排気とを伴って数式（２）で圧倒的に生ずる。１．４及び２の間の速度比によって、燃焼器出口でのＮＯ_x及びＣＯ排気の双方は低くなる（図５を参照のこと）。

より好ましいことは、燃焼用空気の温度がインレット領域で５０℃から５５０℃まで上昇させられることである。もしＣＯ排気要件がそれ程厳しくなければ、より高い温度上昇が使用され得て、それは燃焼器設計を大いに簡素化する。この場合、数式（２）は燃焼器動作を決定し、プロセスは再循環された高温ガスの大量に必要とせず、それは燃焼器構成要素に対する熱的負荷を低下する。もしＣＯレベルが低いことが要求されれば、温度上昇は低下させられるが、インレットに隣接する区画内であるが限界層の外側である渦巻き周辺速度の、主要流領域に入る入来主要流の速度に対する比は、増大させられ、１．４から２．２の範囲内での作業である。この場合、燃焼器は数式（１）によって作業し、再び低ＮＯ_x排気を伴い、ＣＯレベルは図５における曲線Ｉによって示されるように著しく低減される。

インレットに隣接するが限界層の外側である区画内の渦巻き周辺速度の、主要流領域に入る入来主要流の速度に対する比は、１．４から２．２の範囲である。先に示されたように、インレット流体流においてこの比と温度上昇との間にはある関係が存在する。図４で判明され得るように、一方が数式（２）によって支配され、他方が数式（１）によって支配されるような、２つの区画が存在する。比の値としての０．８及び１．５の間近辺の遷移区画は数式（１）及び（２）の双方によって記載され、ＮＯ_xレベルは左側及び右側の区画双方のレベルよりも高くなり、そして、ＣＯレベルは右側区画と比較した場合のみにより高くなる。この遷移区画は、例えば、過度現象下で生じ、速度比を変更すること等によって削除され得る（例えば、インレット断面或は分離点での角度βを変更することによって）。

本発明に従った燃焼器は、残留ＣＯ酸化物のための条件を改善すべく、燃焼空間の出口から下流側に位置決めされたタービュライザーで形成され得る。そうした場合、燃焼器は良い低い燃焼温度で数式（２）に従って作業し得て、依然として良好なＣＯ排気性能を有する。同一のファシリティは、ＣＯレベルを更に低減するために、数式（１）に従った作業をする際に使用され得る。

図６は、バーナーに適用されるような本発明に従った燃焼器を断面図で示す。図７に示されるように、この燃焼器は長尺状設計であり、ボイラー・プラントに対する炉壁等のカバーを為すことが要求される全長から形成され得る。符号１０で示される燃焼器は壁１２（線形としても機能できる）によって画成されたケージングを有する。この壁１２及び末端壁１４（唯一の右側壁１４が図７に示されている）は燃焼空間１６を画成し、その中に燃料の燃焼が生ずる。燃焼空間１６は相互に隔てられたインレット１８及び出口２０を有し、そして理解されるように、流体（例えば圧力下の空気）は速度Ｖ₁でインレット１８を介して燃焼空間１６に入れられて、該燃焼空間１６を介して出口２０に向かう方向に移動して、燃焼器１０の下流側に位置決めされた（不図示の）装置内で使用される。本発明に従えば、燃焼空間は再循環渦巻き流に対する経路を画成する円形壁２１を有し、それが燃焼空間１６の出口２０を通じて排出される流体流から分離されている。流体流の一部は、分離点２２で出口２０を通じて燃焼空間１６から排出される前にその流体から分離させられ、円形面２１は、その分離点２２と、内部にインレット１８が配置されているインレット区画２４と、の間に延在している。用語「円形」は、「円の正確な或は近似的な形態或はアウトラインを有する」（ウェウブスターの第３ニュー・インターナショナル・ディクショナリー・オブ・イングリッシュ・ランゲージ、メリアム-ウェブスター・インク．を参照のこと）を意味すべくここでは使用されている。理解されることは、正確な円は本発明の目的にとってより好適であるが、楕円或はその類等の円に近似する形状でも本発明の目標を達成すべく使用され得る。インレット流体流は線Ｏ-Ｏで示される経路に沿って燃焼空間１６を通るように移動する。インレット流体流の移動方向と、インレット１８での壁１２の一部２６或はインレット１８での再循環渦巻きの方向と、の間の角度αは、好ましくは、約８５°及び１７５°の間であり、個々では直角として示されている。この角度の機能は以下に記載されることになる。インレット流体流の移動方向Ｏ-Ｏと、分離／出発点２２での壁１２に対する接平面Ｔ-Ｔ或は出発点２２での再循環渦巻きの方向と、の間の角度βは、好ましくは、約１００°及び１５°の間である。この角度の機能は以下に説明されることになる。寸法ａ、ｂ、ｃ、ｄ、並びに、ｒは本発明に従った燃焼方法の記載の中で先に説明されている。

燃焼器は以下のように機能する。燃焼用の空気等の流体はインレット開口１８を通じて入れられ、例えば、送風装置或は圧縮器から入れられ、そして理解されるように、空気は既に事前混合された燃料と一緒に入れら、或は、燃料はインレット（不図示）で流体流内に独立して供給され得ることである。インレット１８を通じて入れられた流体は、燃焼空間１６から出口２０に向かった一般方向Ｏ-Ｏに移動し、この流体流の初期速度はＶ₁である。燃料は点火器（それは示されていないが、インレット１８から上流側或は燃焼空間１６内に据え付け可能）によって点火されて、燃焼空間１６内で燃焼し始め、その結果として、高温燃焼生成物を形成し、それは出口２０を通じて、例えば、ボイラー或は任意の他の熱交換装置で使用されるために排出される。

好ましくは、点火器は再循環渦巻き内に配置されず、その区画内の流れとの干渉を回避する。カン型燃焼器実施例において、クロスファイアーチューブは、再循環区画を超えて或は再循環区画の前に（しかし、しばしば従来から実施されているように再循環区画内側ではない）、各カンにおける点でカンと連結し得る。代替的には、点火器は、もしそれが流れと実質的に干渉しないように採用されれば、再循環チェンバー内にでさえ配置され得る。燃焼生成物（高温ガス）が燃焼空間１６を立ち去る前に、それらの内の一部は略線Ｏ-Ｏに沿って移動する主流から分離点或は出発点２２で分離して、図６における矢印２８によって示される再循環渦巻き流を形成する。この流れは速度Ｖ₂を有し、それ燃焼空間１６の内部寸法間の比に依存すると共に、円形面２１に沿った再循環渦巻き流の特徴にも依存する。インレット流体流の移動方向Ｏ-Ｏと、分離点２２での壁に対する４５°である接平面Ｔ-Ｔとの間の角度βによって、該円形面２１に沿っての渦巻き流の乱流の度合いは約０．００８となり、そして、もし角度βが約１００°であれば、乱流の度合いは約０．２となる。角度βの好適値は、約０．０３から０．０２５の乱流度合いに対して約６５°である。理解されるように、乱流度合いの先に付与された低値は、もし円形面２１（分離点２２から出発すると共にインレット１８に向かう方向に延在する面の少なくとも主要部にわたる）が平滑に形成されている場合にのみ、即ち、任意の穴、凹部、突起、流体インレット、並びに、その類等がない場合にのみ獲得され得る。任意のそうした表面における不規則性は、面２１に沿った渦巻き流を積極的に且つ必然的に乱し、それを攪拌し、先に述べた限界を上回って乱流の度合いを０．２そしてそれ以上まで上昇して、それを従来の封入渦巻き燃焼器で生ずるものと同様に為す。乱流度合いは、用途で必要とされた際、渦巻き温度を増大するために、増大され得る（先に特定した限界以内）。角度αは、再循環渦巻き流がインレット１８の領域２４におけるインレット流体流と遭遇するための条件に基づき、８５°〜１７５°までの範囲内で選択される。この角度の値に関する増大は２つの流れが遭遇する際にそれら流れのより低い乱流となる。速度Ｖ₂を有する再循環渦巻き流が、インレット領域において速度Ｖ₁を有するインレット流体流と遭遇する際（Ｖ₂＞Ｖ₁）、それら２つの流れは、燃焼空間１６内に生ずるプロセスを図示すべく先に詳細に記載されたように、それらの間にインターフェース層を画成する。理解されるように、先に記載されたように熱ノズル効果のため且つ円形面２１に沿った乱流の低度合いやこの経路に沿った攪拌要素の欠如のため、先に記載されたように速度Ｖ₂は速度Ｖ₁よりも大きく、そして高い速度Ｖ₂は、それら２つの流れがインレット領域内に遭遇する時点まで速度Ｖ₁よりも高いままである。

図８は、本発明に従った環状燃焼器の概略部分的断面図を示し、図６及び図７における参照番号と同一参照番号は１００を加えて同等パーツを示す。この実施例において、面１３０であって、その面に沿ってインレット流体流がインレット１１８で部分１３２を有することから成る面１３０は、インレット流体流の一般方向Ｏ-Ｏに対して約０°〜１５°の角度γで傾斜させられている。この設計は、速度Ｖ₁及びＶ₂の間の比を維持することを必要とされる用途で使用され得て、燃焼器径サイズは制限されている。そうした場合、速度Ｖ₁は寸法ｂを単に拡張することによってインレット断面面積を増大することで低下され得ず、その理由は、これが低乱流再循環渦巻き流と干渉数インレット流となるからである。０°よりも大きな角度γを用いることで、寸法ｂは実際上変化されないままであるが、流れ断面面積はより大きく為され、再循環渦巻き流と干渉することない。残りに対しては、この実施例は図６及び図７を参照して先に記載された実施例に沿って機能する。

図９は、図８の線に沿って指定された環状燃焼器の長手方向断面図であり、図６及び図７における参照番号と同一参照番号は２００を加えて同等パーツを示す。ここでの違いは、角度αがより大きく為され、ＣＯレベルを低下すべく、２つの流れ（再循環渦巻き流及びインレット流体流）に対して非常に弱い低乱流条件を提供している。

図１０は、図８に示される燃焼器の実施例を示し、参照番号は３００を加えて同等パーツを示し、図８及び図９に示される燃焼器の実施例がどのようにして一緒に使用されるかを図示している。判明され得るように、角度γは０°より大きく、そして角度αは９０°よりも大きい。そのように設計された本発明に従った燃焼器によって、ＣＯレベルは燃焼器の小さな径方向サイズによって低減される。

図１１は、本発明に従って設計されたカン型燃焼器を示す。参照番号は４００を加えて同等パーツを示す。ここでの違いは、インレット流が径方向に入れられて、湾曲経路Ｏ₁-Ｏ₁に沿って移動されることである。面４３０を画成する壁４３４がガイド・スリーブ４３６内において内外に移動させられ得る。これは、同一燃焼器が異なる用途で使用されることを可能として、その理由は、インレット条件を変更することによって、速度Ｖ₁及びＶ₂の比が変更され得て、燃焼器設計点の最大温度を変更するからである。壁４３４も燃焼器の動作中に移動するように配列され（不図示の機構によって）、そうした場合、燃焼器最大温度は、例えば、負荷条件に応じて変動され得る。

図１２及び図１３は、インレット１８の変更例を伴う、本発明に従った燃焼器の実施例を示す。図１２に示されるように、インレット開口は該開口の円周に沿って離間された径方向内側に延在する複数の突起１３を有し、そして図１３では、インレット開口が該開口の円周に沿って離間された複数の径方向凹部１５を有する。双方の場合、突起及び凹部は入来流体流の周辺面の構造化をその面面積を増大することで保証している。これは、インレット流体流周辺と再循環渦巻き流との間の接触面積が、それら２つの流れの速度Ｖ₁及びＶ₂の間の比と同一比で拡大されることを可能としている。この配列によって、燃焼器はより短く為されるか、或は、それら２つの流れの間の相互作用が燃焼器の長さと同一長で強化され得る。

図１４は、本発明に従った環状燃焼器を組み入れているガス・タービン・エンジンの長手方向断面図であり、参照番号は５００を加えて同等パーツを示す。この環状燃焼器５１０は、図１１に示され且つ図１１を参照して記載された燃焼器と同様に全般的に構成されたものであり、ガス・タービン・エンジン内に構築され、そのタービン５４０は複数のノズル５４１の集合を具備してシャフト５４２上に取り付けられた状態で示されている。空気は、圧縮器（不図示）から燃焼空間５１６のインレット５１８までダクト５１９を通じて燃焼器に供給される。インレット５１８はディフューザ５４４を有し、それが燃焼空間５１６内におけるインレット空気流周辺面と再循環渦巻き流５２８との間の相互作用を高めるために、空気流に付与される残留円周渦巻きを維持する。燃料は、空気と事前混合させるためのポート５４６を通じて燃焼空間５１６に入れられる。理解して頂けるように、燃料は燃焼器上流側で空気と事前混合され得る。空気及び／或は燃料に対する付加的なインレットは、符号５４８で示されるようにインレット領域５２４内における壁部５２６に設けられて、再循環渦巻き流がインレット５１８を通じて入れられる空気流の周辺と遭遇するちょうど前に該再循環渦巻き流の構成を変更する。もし燃焼器が、例えば１０００℃等の低燃焼温度で作業するように設計されれば、空気及び燃料をポート５４８を通じて追加することはその温度を例えば１５００℃まで上昇することになる。逆に、もし燃焼器が、例えば１５００℃等の低燃焼温度で作業するように設計されれば、例えば１０００℃のより低い温度がポート５４８を通じての追加空気の供給で獲得され得る。空気及び燃料の双方はポート５４８を通じて制御された量且つ制御された比で供給されて、燃焼器を変動する負荷条件下で略特定の設定点の任意の所望温度を維持させる。燃焼器は５５０で示された燃焼空気のための別のインレットを有して、新鮮な空気（例えば、酸素）を、タービン５４０に使用される出口５２０を通じて排出される高温ガスの流れから分離した燃焼生成物に追加される。もし当量比が余りにも低ければ、排気流はより多くの酸素を必要として、ＣＯを酸化する。もし燃焼器が余りにも高い当量比で作業すれば、排気流は燃料成分の不完全酸化のＣＨ及びＣＯ等の生成物を含むこととなり、この場合の新鮮空気の追加はそうした酸化反応を高めて、排出ガス温度を上昇する。付加されるべきことは、ポート５５０を通じて追加された空気は排気流を攪拌して、ＣＯ燃焼を高める。複数のノズルの集合５４１も排気流を攪拌する。明かなことは、当業者に既知の特別なタービュライザーも燃焼空間からの出口の下流側に据え付けられ得る。理解して頂きたいことは、ポート５４８を通じての空気及び／或は燃料の追加やポート５５０を通じての空気の追加の上記段階は、負荷及び／或は温度のセンサを有する制御システムを用いて達成され得て、追加の空気及び燃料のターンオン或はシャットオフを為す適切な制御装置は、当業者には既知の方法及び装備を用いて燃焼器に供給する。

図１５は、本発明に従った環状燃焼器を組み入れているガス・タービン・エンジンの別の実施例の長手方向断面図である。この実施例は、ケージング６１５内で軸受けされたシャフト６１４上に取り付けられた共通ロータ・ディスク６１２上の遠心圧縮器６００及び球心タービン６１０を用いる。本発明に従った燃焼器６１６は、燃焼空間６２０を画成しているケージング６１８及びライナー６１９を有し、該燃焼空間は圧縮器側のインレット６２２とタービン側の出口６２４とを有する。圧縮器６００及びタービン６１０の間の分離壁は再循環渦巻き流に対する円形面６２４を有し、該円形面は出口６２４での分離点６３２と燃焼空間６２０のインレット６２２との間に延在している。図１６（図１５の矢印ＸＶＩに沿って切り取られた図）から明らかなことは、矢印６３４で線Ｏ₂-Ｏ₂に沿って移動する燃焼生成物の一部によって形成される再循環渦巻き流は、この場合、同図面に示される同一方向の経路Ｏ₂-Ｏ₂に沿って移動するインレット流の内側に配置される。先行する実施例に対して先に記載されたものと同一である渦巻き流乱流条件によるここでの付加的な長所は、この流れが燃料及び空気混合物の流れによって提供された「ガス潤滑油」にわたって移動し、それが油圧損失及び熱的損失の双方を低減することである。図１７で判明され得ることは、円形面６３０が複数のベーン６３６によって複数のセグメントに分割され（図１６に示されるように）、それらがエンジンの長手方向軸Ｏ₃-Ｏ₃周りの流体流の円周速度を渦巻き速度Ｖ₂に変換する。

留意されるべきことは、インレット流速度に対する渦巻き速度の比（Ｖ₂／Ｖ₁）は排気ガスにおけるＣＯレベルに対して影響を有する。図１８は、３つの異なるＶ₂／Ｖ₁比の値に対するＣＯ濃度対残留時間（ミリ秒）を示す。判明され得ることは、最良の解決策は、例えば２．２等の最高の速度比を有することであるが、その場合、最大達成可能な温度は減少する。これが意味することは、燃焼器出口で高い温度を必要とする用途において、速度比はＣＯ濃度に関する引き続く増大に伴って低減されることである。より高いＣＯ濃度を制御すべく使用され得る方法は先に議論された。

試作品の環状燃焼器が本発明に従って製作されて試験された。１つの燃焼器＃１は７６０ｃｍ³の容量と、最大可能速度Ｖ₂で生じた燃焼とを有した。その燃焼器における最大温度は約１６５０℃であった。他の燃焼器＃２は６９０ｃｍ³の容量と、好適速度Ｖ₂で生じた燃焼とを有し、約１２６０℃の最大温度を確保した。燃焼器は以下の仕様を有した。
内径 １００ｍｍ
流量 ０．０６ｋｇ／秒
圧力 １．２ｋｇ／ｃｍ²
Ｔ_出口 ６５０から１２６０℃

天然ガスを燃焼すべく実行された試験は以下の結果を与えた。
・燃焼器は特別な始動燃料混合物構成無しで安定した点火を確保した。
・燃焼器は任意の予備暖気運動無しに安定した低温始動を確保した。
・燃焼器内部の金属は約５００始動サイクル後に何等サインを示さなかった。
・０．７から０．１７までの当量比を伴う燃焼条件の全範囲にわたる安定した燃焼。
・０．７から０．１７までの当量比を伴う全試験期間中における排気内に可視的な粒子物質が何等観測されなかった。

幾つかの試験結果が以下に付与されている。

注：１から４までの表における全データは１５％Ｏ₂を参照している。

試作品燃焼器は以下の組成を有する燃料で試験された。
メタン １５〜２２％絶対
窒素 １０〜３０％
二酸化炭素 ２０〜２５％
水（蒸気） ４０％まで
他のガス ７％まで
この試験結果は天然ガス燃料に対する先に示されたものと同一である。

具体的な燃焼器（例えば図２２）に対する標準当量比を用いて、直線燃焼反応は逆反応を圧倒する。しかしながら燃料改質の逆反応は渦巻きのブランケット内で生じ、この場合、プロセスは渦巻きの温度低減が伴い、結果として燃焼器壁の温度低減を生ずる（ガス蒸気のために）。表６を参照のこと。

留意されるべきことは、渦巻き流と燃料及び空気流とのインターフェース層におけるＣＨ₄及びＯ₂の濃度に関する変化は熱エネルギー・プロセスに影響するばかりではなく、反応方向（順及び逆）にも影響する。もしＣＨ₄濃度が燃料及び空気混合物における燃焼に対する標準よりも大きければ（設計設定点値と比較しての等価増大の係数の結果として）、燃料改質プロセスはインターフェース層における普及を始める。これは、渦巻きへの酸素供給の特殊性と組み合わせて、渦巻き周辺温度減少となり、その結果として、渦巻きの中心部に到達する分子の温度も下がる。同時に生じる両プロセスは、渦巻き温度における臨界未満の値まで減少となり、その結果として炎切れとなる。これは、希薄混合物の安定燃焼の問題が、以前には解決されていたように渦巻き流と燃料及び空気混合流の単純な機械的混合によっては、解決され得ないことの１つの理由であり、そうした場合、燃料及び空気混合物への熱エネルギー供給はＣＯ₂及びＨ₂Ｏ供給における同時増大を伴い（強化された燃料改質となる）、渦巻きと燃料及び空気混合物の温度が減少する。しかしながら本発明の境界「インターフェース」層内において生ずる各種反応のため、本発明に従った燃焼器はそうした条件下で安定して動作され得る。表７を参照のこと。そうした「改質モード」動作は安定して連続的に実行され得て、炎の存在無しである。

表５及び６は、金属ライナーを具備する燃焼器に対する燃焼＃２（６９０ｃｍ³）安定性試験結果（ガス燃料で完了された試験）

*標準リットル／分。当量比は決定されなかった。燃料流だけが変更され、空気流は変更されないままである。
**６０sl/mは、６９０ｃｍ³燃焼器に対する燃料の好適な消費である。

注：金属温度は、ライナーが何等冷却がなかったために、外側金属面上で測定された。

本発明の好適実施例が以上に記載された。しかしながら理解されるように、ここに提示された実施例に対する様々な変更及び変形が、特許請求の範囲で規定された発明の精神及び範囲を超えて逸脱すること無しに可能である。

図１は、本発明に従った燃焼器における燃料及び空気の混合物の流れと再循環渦巻き流との間のインターフェースを概略的に示す。 図１Ａは、再循環渦巻き流と入来する燃料及び空気の混合物流との間のインターフェースの一部を概略的に示し、Ｘ記号が、再循環渦巻き流の周辺層における「高温」ＣＯ分子を表す。 図２は、本発明に従った燃焼器における再循環渦巻き流と燃料及び空気の混合物との間における、ＣＨ₄、Ｔ、並びに、ＣＯ対接触時間を示すチャートである。 図３はＮＯ_x排気レベル対燃焼温度を示すチャートである。 図４は、燃料及び空気の混合物における温度対比Ｖ₂／Ｖ₁を示す。 図５は、ＣＯ及びＣＨ（％）の濃度対燃焼時間を示す。 図６は、バーナーに適用された本発明に従った燃焼器の断面図である。 図７は、図６における矢印ＶＩＩに沿って切り取られた部分的断面図である。 図８は、本発明に従った環状燃焼器の概略的な部分的断面図である。 図９は、図８の線に沿って設計された環状燃焼器の別の実施例の長手方向断面図である。 図１０は、図８に示された燃焼器の一実施例である。 図１１は、本発明に従ったカン型燃焼器の概略的な長手方向断面図である。 図１２は、インレット開口の一実施例を示している、インレット側を見ている本発明に従った燃焼器の末端図である。 図１３は、図１２に示されるものと同様の図におけるインレット開口の別の実施例である。 図１４は、本発明に従った環状燃焼器を組み入れているガス・タービン・エンジンの長手方向断面図を示す。 図１５は、本発明に従った環状燃焼器を組み入れているガス・タービン・エンジンの別の実施例の長手方向断面図である。 図１６は、図１６における矢印ＸＶＩに沿って切り取られた図である。 図１７は、図１５に示された燃焼器の部分的拡大図である。 図１８は、再循環渦巻き流の速度Ｖ₂のインレット流速度Ｖ₁に対する様々な比に対する、一酸化炭素レベル（ＣＯ）対接触時間を示す。 図１９は、封入渦巻き燃焼器に対する典型的な温度プロファイルを示す。 図２０は、先行技術に係る再循環流燃焼器における温度分布を示す。 図２１は、先行技術に係る再循環流燃焼器における予想温度分布を示す。 図２２は、燃焼器ライナーにおける温度測定点を示す。

Claims (16)

1. 燃焼器（１０）であって、
   反応器（１６）と、
   流体から成る主流を前記反応器（１６）に入れるインレット（１８）と、
   加熱された流体を前記反応器（１６）から排出する出口（２０）と、を備え、
   前記反応器（１６）が前記インレット（１８）及び前記出口（２０）の間に位置決めされ、当該反応器が、主流領域であり、該主流領域を通じて前記主流の大部分が主流経路に沿って通過することから成る主流領域と、再循環領域であり、該再循環領域を通じて前記主流のより少ない部分が通過することから成る再循環領域とを含み、
   前記再循環領域が略連続的な方式で一方向に湾曲し、そして、前記出口（２０）近辺の出発点（２２）から前記インレット（１８）近辺の復帰点まで走る内部面（２１）を有する壁によって部分的に画成されており、前記内部面（２１）が前記主流経路における流体の一部を前記出発点（２２）で方向転換するように前記主流経路に対して形作られて位置決めされて、前記反応器（１６）の動作中、前記再循環領域において再循環渦巻き流を形成し、そして、
   前記内部面（２１）が、前記再循環渦巻き流の周辺に沿った限界層のほぼ乱されない移動を生ずるように不連続性の欠如によって更に形成され、
   前記インレットを通る流体流の移動方向（Ｏ−Ｏ）と、前記インレットでの前記壁の一部すなわち前記インレットでの再循環渦巻き流の方向との間の角度αが８５°と１７５°の間の角度であり、
   前記インレットを通る流体流の移動方向（Ｏ−Ｏ）と、前記出発点（２２）での前記壁（１２）に対する接平面（Ｔ−Ｔ）との間の角度βが１５°と１００°の間の角度であり、
   前記燃焼器の寸法が以下の比率：
   ａ≧１．４ｂ
   ｄ≦２．２ｂ
   ２ｒ＋ｂ≧ｃ≧ｒ＋ｂ
   ここで、
   ｒは前記内部面（２１）の半径；
   ａは前記燃焼器の燃焼空間の前記インレットと前記出口との間の距離；
   ｂは前記インレットの断面高さ；
   ｃは半径ｒ方向での前記燃焼器の燃焼空間の最大寸法；
   ｄは前記出口の断面高さ、
   を満たすことを特徴とする燃焼器。
2. 前記再循環領域の体積が、前記反応器（１６）が燃焼チェンバーとして機能する動作モード中、前記主流領域の体積以上である、請求項１に記載の燃焼器。
3. 前記再循環領域の体積が、前記反応器（１６）が改質器として機能する動作モード中、前記主流領域の２倍の体積以上である、請求項１に記載の燃焼器。
4. 前記角度β、前記反応器（１６）の長さ、前記インレット（１８）及び前記出口（２０）の高さは、前記再循環領域に入る流体の体積が、前記反応器（１６）が燃焼チェンバーとして機能する動作モード中、前記出口（２０）で排出される流体と比較して７パーセント以上であるようになっている、請求項１に記載の燃焼器。
5. 前記角度β、前記反応器（１６）の長さ、前記インレット（１８）及び前記出口（２０）の高さは、前記再循環領域に入る流体の体積が、前記反応器（１６）が改質器として機能する動作モード中、前記出口（２０）で排出される流体と比較して１０パーセント以上であるようになっている、請求項１に記載の燃焼器。
6. 前記限界層内の流体が０．２未満の乱流度を有する、請求項１に記載の燃焼器。
7. 前記角度βは、前記限界層内の流体が０．０３と０．０２５の間の乱流度を有するように、約６５°になっている、請求項１に記載の燃焼器。
8. 前記角度βは、前記限界層内の流体が約０．００８の乱流度を有するように、約４５°になっている、請求項１に記載の燃焼器。
9. 前記復帰点での前記再循環流の方向が、前記復帰点での前記主流経路の方向に対して８５°及び１７５°の間の角度である、請求項１に記載の燃焼器。
10. 前記インレット（１８）及び前記出口（２０）の前記高さ及び断面面積は、前記インレット（１８）近辺であるが前記限界層の外側である区画における前記再循環渦巻き流の速度の、前記主流領域に入る前記主流の速度に対する比が、前記反応器（１６）が燃焼器チェンバーとして機能する動作モード中、１．４：１以上の範囲内であるようになっている、請求項１に記載の燃焼器。
11. 前記インレット（１８）と前記出口（２０）の前記高さ及び断面面積は、前記インレット（１８）近辺であるが前記限界層の外側である区画における前記再循環渦巻き流の速度の、前記主流領域に入る前記主流の速度に対する比が、前記反応器（１６）が改質器として機能する動作モード中、２：１以上の範囲内であるようになっている、請求項１に記載の燃焼器。
12. 前記再循環領域の体積及び前記角度βは、前記限界層が、前記出口（２０）での前記加熱流体が約１１００℃の温度を有する際、約１ｍｍの深さを有するようになっている、請求項１に記載の燃焼器。
13. 前記再循環領域の体積及び前記角度βは、前記限界層が、前記出口（２０）での前記加熱流体が約８００℃の温度を有する際、約２ｍｍの深さを有するようになっている、請求項１に記載の燃焼器。
14. 前記再循環領域の体積及び前記角度βは、前記限界層が、前記出口（２０）での前記加熱流体が３８０℃から４２０℃の範囲内の温度を有する際、前記再循環渦巻き流において再循環している流体の中心コアの径よりも大きな深さを有するようになっている、請求項１に記載の燃焼器。
15. 請求項１に記載の前記燃焼器（１０）内で燃料に反応を起こさせる方法であって、前記燃焼器（１０）が、反応器（１６）と、流体から成る主流を前記反応器（１６）に入れるインレット（１８）と、加熱された流体を前記反応器（１６）から排出する出口（２０）と、を備え、前記反応器（１６）が、前記インレット（１８）及び前記出口（２０）の間に位置決めされて、主流領域及び再循環領域を含み、
    前記主流の大部分を前記主流領域に沿った経路内に進ませる段階と、
    前記主流のより少ない部分を前記再循環領域を通じて経路内に進ませて、前記再循環領域における流体の一部を前記インレット（１８）近辺の区画に戻す再循環渦巻き流を形成する段階と、
    再循環流体から成る限界層を、ほぼ乱流無しに、前記再循環領域の内部面（２１）に沿って流させる段階と、
    前記再循環渦巻き流すなわち周辺流の前記周辺部分を前記インレット（１８）近辺の区画内における前記主流と交差させる段階であり、前記周辺流が前記主流よりも高い速度を有し、前記周辺流が、前記交差の区画に続いて、前記主流と略同一方向に移動していくことから成る段階と、
    前記周辺流及び前記主流をほぼ機械的混合によってではなく拡散によって混合する段階と、
    それによって、前記主流及び前記周辺流の間にインターフェース層を形成して、前記周辺流における流体から前記インターフェース層を通じて前記主流領域の流体内へ熱エネルギーをほぼ転送する段階と、
    前記主流内の流体を、相当な乱流を生じさせること無しに、前記周辺渦巻き流内の流体と混合する段階と、
    熱ノズルを前記主流領域内に設定して維持させる段階と、
    燃焼及び燃料改質の双方を前記インターフェース層内で生じさせ、前記燃焼器の動作中、燃焼及び改質の組み合わせを維持する段階と、
    の諸段階を含む方法。
16. 前記反応器が燃焼チェンバーとして機能する前記動作モードを、前記インレット（１８）の断面面積を低減することによって、前記反応器（１６）が改質器として機能する動作モードに変更する段階を更に含む、請求項１５に記載の方法。

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