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終 了 報 告 書

ＳＩＰ（戦略的イノベーション創造プログラム）

課題名「エネルギーキャリア」

研究開発テーマ名「アンモニア直接燃焼」

研究題目「アンモニア燃焼の基礎特性解明と基盤技術開発」

研究開発期間：平成 26 年 7 月 1 日～平成 31 年 3 月 31 日

研究担当者： 小林 秀昭

所属研究機関：東北大学

1

目次

１．本研究の目的・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・6

２．研究開発目標とマイルストーン・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・6

３．研究開発実施内容・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・7

３－１．アンモニア火炎の基礎燃焼特性

３－１－１．ノズルバーナに保炎されたアンモニア／空気火炎の燃焼特性[1]

３－１－２．アンモニア／空気層流予混合火炎の層流燃焼速度および Markstein 長

さ[1]

３－１－２－１．背景

３－１－２－２．実験装置ならびに実験条件

３－１－２－３．実験結果ならびに考察

３－１－３．アンモニア／空気層流予混合火炎の消炎伸長特性[1]

３－１－３－１．背景

３－１－３－２．実験装置ならびに数値計算手法

３－１－３－２－１．実験装置

３－１－３－２－２．数値計算手法

３－１－３－３．実験結果ならびに考察

３－１－３－３－１．消炎伸長率

３－１－３－３－２．反応機構の検証

３－１－４．アンモニア／空気層流予混合火炎の燃焼特性に及ぼすふく射熱損失

の影響[1]

３－１－４－１．背景

３－１－４－２．計算方法およびモデリング

３－１－４－３．結果および考察

３－１－５．アンモニア／水素／空気層流予混合火炎の層流燃焼速度および

Markstein 長さ[1]

３－１－５－１．背景

３－１－５－２．実験装置ならびに実験条件

３－１－５－３．実験結果ならびに考察

３－１－６．メタン／アンモニア／空気層流予混合火炎の層流燃焼特性と反応機

構[1]

３－１－６－１．背景

３－１－６－２．実験装置ならびに数値計算手法

３－１－６－３．結果と考察

３－１－６－４．メタン火炎の反応解析

３－１－６－５．他の反応機構との比較

３－１－７．メタン／アンモニアおよびアンモニア／水素火炎の乱流燃焼特性[1]

３－１－７－１．背景

2

３－１－７－２．実験装置

３－１－７－３．メタン／アンモニア混焼時の乱流燃焼特性

３－２．ガスタービンモデル燃焼器におけるアンモニア火炎の燃焼特性

３－２－１．火炎保炎限界と排出ガス特性に関する実験的研究[1]

３－２－１－１．背景

３－２－１－２．実験装置

３－２－１－３．火炎の保炎限界

３－２－１－４．燃焼生成ガス特性

３－２－２．アンモニア／空気旋回流予混合火炎の数値解析[1, 2]

３－２－２－１．緒言

３－２－２－２．計算モデルと条件

３－２－２－３．結果と考察

３－２－２－３－１．反応流れ場

３－２－２－３－２．燃焼生成物の排出量の減少

３－２－３．高圧下におけるアンモニア／空気旋回流予混合火炎の燃焼特性

３－２－４．二段燃焼による低 NOx・NH3燃焼に関する数値解析[1]

３－２－４－１．緒言

３－２－４－２．計算モデルと計算条件

３－２－４－３．結果と考察

３－２－５．非予混合型ガスタービンモデル燃焼器の燃焼特性に関する数値解析

[1]

３－２－５－１．緒言

３－２－５－２．計算モデルと条件

３－２－５－３．結果と考察

３－３．可視化ガスタービン燃焼器におけるアンモニア火炎の燃焼特性[1]

３－３－１．緒言

３－３－２．実験方法

３－３－３．結果と考察

３－３－３－１．アンモニア／空気火炎の排出特性

３－３－３－２．二段燃焼を用いた排出制御

３－４．まとめ

３－５．今後の課題

４．外部発表実績 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・63

５．特許出願実績 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・77

６．参考文献・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 79

3

図表一覧

図１．１ 圧力0.3 MPa，当量比1.0におけるアンモニア/空気層流予混合火炎直接写

真[1]

図１．２ NOモル分率に及ぼす(a)当量比および(b)圧力の影響[1]

図１．３ 各圧力条件下における火炎帯中のNOモル分率の変化[1]

図１．４ NOモル分率が最大となる位置におけるNOモル分率に対する反応感度[1]

図１．５ 素反応iの反応速度iの反応速度の温度に対する変化[1]

図２．１ 定容燃焼容器及び実験装置模式図[1]

図２．２ 球状に伝播するアンモニア／空気層流予混合火炎のシュリーレン像[1]

図２．３ 層流燃焼速度[1]

図２．４ Markstein長さ[1]

図３．１ 対向流バーナの模式図

図３．２ 大気圧におけるアンモニア火炎の消炎伸長率の実験値と数値計算結果

[1]

図３．３ 大気圧および5気圧でのメタン及びアンモニア火炎の消炎伸長率の実験

および数値計算結果[1]

図３．４ 大気圧における化学量論混合比でのメタン火炎の生成回路（赤矢印は主

な熱生成反応を表している）[1]

図３．５ アンモニアおよびメタン火炎における火炎構造(a)アンモニア火炎におけ

るHRR (b)アンモニア火炎におけるRoR(c)アンモニア火炎内の主な燃焼

中間生成物のRoP(d)メタン火炎におけるHRR(e)メタン火炎における

RoR(f)メタン火炎内の主な燃焼中間生成物のRoP[1]

図４．１ アンモニア／空気予混合気の燃焼速度の数値計算結果（断熱条件：破

線，輻射条件：実線）および文献値（□: Zakaznov et al. [1], ×: Takizawa

et al. [2], △: Pfahl et al. [3], 〇: Ronney [4], ●: Hayakawa et al. [5]）[1]

図４．２ 火炎温度および排気特性の当量非依存性．破線：断熱条件．実線：輻射

条件．(a) 火炎温度とH2モル分率．(b) 未燃NH3モル分率とNOモル分率

[1]

図５．１ 混合気初期圧力が0.5 MPaにおける火炎のシュリーレン像[1]

図５．２ 層流燃焼速度と水素添加割合の関係[1]

図５．３ 既燃ガスのMarkstein長さと水素添加割合の関係[1]

図６．１ 定容燃焼容器および実験装置概略図[1]

図６．２ 火炎の直接写真[1]

図６．３ 伸長を受けた際の火炎速度sn [1]

図６．４ 伸長を受けていない層流燃焼速度の比較[1]

図６．５ 伸長を受けていない層流燃焼速度の実験値の比較[1]

図６．６ ENH3=0.3のときの化学量論混合比でのアンモニア／メタン／空気火炎

の反応経路[1]

図６．７ ENH3=0.3のときの化学量論混合比でのアンモニア／メタン／空気火炎

4

の火炎構造[1]

図６．８ 計算領域端面におけるNO生成量[1]

図７．１ 高圧下における乱流燃焼実験装置模式図[1]

図７．２ ノズルバーナ[1]

図７．３ u'/SL ≈ 2.3における代表的なOH-PLIF画像．(a) ENH3 = 0, Uave = 2.50 m/s，

(b) ENH3 = 0.1, Uave = 3.00 m/s，(c) ENH3 = 0.2, Uave = 2.25 m/s[1]

図７．４ メタン／アンモニア／空気乱流予混合火炎のST/SLのu'/SLに対する変化[1]

図７．５ 火炎面密度の最大値maxのu'/SLに対する変化[1]

図７．６ フラクタルインナーカットオフi，平均渦管直径lvおよび固有不安定性

の特性スケールliのTaylorマイクロスケールに基づく乱流Reynolds数Rに

対する変化[1]

図７．７ アンモニア／水素／空気乱流予混合火炎のOH-PLIF画像

図８．１ （a）旋回流燃焼器の模式図，(b)スワーラ写真[1]

図８．２ 燃焼ガス分析計の模式図およびサンプリングプローブの写真[1]

図８．３ 当量比0.8，ライナ高さ200 mm，スワーラ入り口流速3.14 m/sにおけるア

ンモニア／空気火炎の直接写真[1]

図８．４ ライナ高さ100 mmの場合の保炎範囲[1]

図８．５ 燃焼器中心軸上の速度分布（a）Type 1（S = 0.736），(b) Type 2（S =

1.27）[1]

図８．６ h = 200 mm，Type 1スワーラ，Uin = 3.14 m/sにおける燃焼生成ガス分析

結果[1]

図９．１ (a) 燃焼器側面図 (b) スワーラの概略図[1]

図９．２ 𝑇𝑖𝑛= 500 K, 𝑈𝑖𝑛= 39.1 m/s, 𝑃0= 0.1 MPa, 𝜙 = 1でのある瞬間における反応

流場での：(a)燃焼器の断面上での速度ベクトル場; (b) Qが3×107のとき

の速度勾配テンソルの第2不変量の同値面，NH3の質量分率により着色;

(c) サブグリッドスケールでのレイノルズ数 𝑅𝑒Δ

図９．３ 当量比，圧力ごとのNO分布: (a) 0.1 MPa; (b) 0.5 MPa

図９．４ 当量比，圧力ごとのOH分布: (a) 0.1 MPa; (b) 0.5 MPa

図９．５ 当量比，圧力ごとのNH3分布: (a) 1; (b) 1.25 [2]

図９．６ NH3, H2の排出特性: (a) 一次元火炎の場合; (b) 三次元火炎の場合 [2]

図１０．１ 燃焼器ならびに固定翼スワーラ．(a)燃焼器，(b) スワーラ

図１０．２ 小型旋回流燃焼器に保炎されたアンモニア火炎：(a) P = 0.1 MPa; (b) P =

0.5 MPa

図１０．３ アンモニア旋回流火炎のOH-PLIF画像（ = 0.9，Uin = 4.0 m/s）．(a) 0.1

MPa，(b) 0.5 MPa

図１１．１ 計算領域: (a)二次空気導入口をつけた燃焼器; (b) スワーラの概略図 [1]

図１１．２ 二次空気導入の影響: (a) NO排出; (b) 未燃H2, NH3, NO [1]

5

図１２．１ 非予混合燃焼解析用計算領域: (a) 円筒形燃焼器の側面図;

(b)非予混合燃焼用スワーラ; (c) 非予混合燃焼用スワーラ（NH3分流用）

図１２．２ 非予混合燃焼時のP0, 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙別の温度分布[1]

図１２．３ 𝑃0が0.1 MPaの条件におけるNH3/空気非予混合燃焼においての𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙ご

との (a)混合比; (b)局所当量比[1]

図１２．４ P0, 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙別の(a) NO; (b) OH分布[1]

図１２．５ (a)global = 1.0 (P0 = 0.1 MPa); (b) global = 1.2 (P0 = 0.1 MPa); (c) global

= 1.2 (P0 = 0.5 MPa)のときの局所当量比に対する局所NO存在率のランダ

ム分布[1]

図１２．６ (a)global = 1.0 (P0 = 0.1 MPa); (b) global = 1.2 (P0 = 0.1 MPa); (c) global

= 1.2 (P0 = 0.5 MPa)のときの局所当量比に対する局所OH存在率のランダ

ム分布[1]

図１２．７ 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙が1.2のとき，最内，最外スワーラの分割率ごとの(a) NO ; (b) OH

存在率分布

図１２．８ 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙が1.2のときの分割率ごとの混合分率

図１２．９ globalが1.2のときの分割率ごとの局所NOのランダム分布

図１２．１０ globalが1.2のときの分割率ごとの局所OHのランダム分布

図１３．１ マイクロガスタービン燃焼器

図１３．２ アンモニア／空気火炎の排出特性．Okaforら[3]から修正された

図１３．３ primaryに伴う排出の変化

図１３．４ overallに伴う排出の変化

表９．１ 初期運転条件

表１１．１ 初期運転条件𝑃0, 𝜙pri, 𝑈s

表１２．１ NH3/空気燃焼の初期運転条件

表１２．２ 系全体の当量比が1.2，NH3分流を用いたときの初期運転条件

6

１．本研究の目的

アンモニアは高い水素貯蔵能力を有し，また液化も容易であることから，近年，水素エ

ネルギーキャリアとして注目されている．アンモニアはすでに肥料および化学製品の原料

として多量に流通しており，輸送・貯蔵インフラが確立されている点も，その利用に有利

である．

アンモニアの利用方法として，水素エネルギーキャリアとしてだけでなく，アンモニア

を直接燃焼させることによるエネルギー変換も考えられている．アンモニアは炭素原子を

含まないため燃焼させても二酸化炭素を発生しないため，これを燃料とする燃焼器を実現

させた場合の二酸化炭素排出低減効果は極めて大きい．

しかしながらアンモニアはその分子中に窒素を含むため，アンモニア火炎からは燃料由

来の窒素酸化物が排出される．また，アンモニアは従来用いられている炭化水素燃料と比

べ燃焼速度が小さいことや可燃濃度範囲が狭いなど，総合的に燃焼性が低い．さらに二酸

化炭素を生成しないため，燃焼ガスの輻射性が非常に弱い．したがって，アンモニアをガ

スタービン，レシプロエンジンおよび工業炉等の燃料として使用する場合，これらの問題

点を解決する必要がある．

そこで本研究機関では燃焼学的基盤研究の立場から，とくに排出ガス低 NOx 化技術の開

発および燃焼強化技術の二つの技術課題を解決する．そのために，アンモニアの基礎的層

流・乱流燃焼特性に対する知識の蓄積を行うとともに，ガスタービンやレシプロエンジン

などの実用燃焼器において上記の技術課題を解決するための新燃焼コンセプトを提案する

ことを目的とする．

２．研究開発目標とマイルストーン

東北大学は，基礎燃焼学の立場から次に述べる技術開発に対してコンセプト提案から基

礎試験による実証までを目標として研究開発を遂行する．具体的には下記項目について検

討を行う：

（１）排出ガス低 NOx 化技術の開発

‧ アンモニア火炎基礎特性解明

‧ 反応機構検証と改良

‧ 基礎燃焼試験バーナによる低 NOx 化評価

‧ 天然ガス混焼を想定したメタン混焼アンモニア火炎の NOx 排出特性解明

（２）燃焼強化技術の開発

‧ 火炎基礎特性に基づく燃焼強化機構解明

‧ 天然ガス混焼を想定したメタン混焼アンモニア火炎の燃焼強度評価

（３）50 kW 級ガスタービン燃焼器の基盤技術開発

‧ 天然ガス混焼を想定したメタン混焼時の燃焼特性解明

7

３．研究実施内容

以下に研究実施内容を示す．参考文献は，各節ごとに番号を付している．

３－１．アンモニア火炎の基礎燃焼特性[1]

３－１－１．ノズルバーナに保炎されたアンモニア／空気火炎の燃焼特性

アンモニアの基礎的な燃焼特性を調べるために，ノズルバーナ上に定在させたアンモニ

ア／空気層流予混合火炎を対象に検討を行った．アンモニアは燃焼速度が低く，浮力の影

響を受けやすいと考えられる．そこで実験には，出口径が 14 mm のノズルバーナを用いた．

また火炎を保炎するために，水素空気予混合火炎をパイロット火炎として利用し，さらに

12 mm の孔径を有するステンレスメッシュをバーナ出口に設置した．図１．１は圧力 0.3

MPa におけるアンモニア／空気層流予混合火炎の直接写真である．図のように，アンモニ

ア火炎からはオレンジ色の発光が観察された．これは NH2 バンドスペクトルおよび過熱

水蒸気からの発光スペクトルによるものと考えられる．

図１．１ 圧力 0.3 MPa，当量比 1.0 におけるアンモニア/空気層流予混合火炎直接写真[1]

次に，燃焼生成ガス中に含まれる NO および O2 のモル分率を計測した．ガス分析計とし

て，TESTO 社の 350XL を用いた．反応を凍結させるためにステンレス製水冷プローブを用

いた．計測位置は火炎下流およそ 40 mm の位置である．また，サンプリングガス中に含ま

れるアンモニアを取り除くために，サンプリングガスを水で満たしたガス洗浄瓶中を通過

させた．また高圧燃焼試験には，東北大学流体科学研究所の高圧燃焼試験設備を用いた．

一次元平面火炎の計算には CHEMKIN-PRO[2]の一次元平面火炎モデルを用い，Tian ら[3]の

詳細反応機構を用いた．

図１．２に，NO モル分率の当量比に対する変化を示す．

（a）当量比の影響 （ｂ）圧力の影響

図１．２ NO モル分率に及ぼす(a)当量比および(b)圧力の影響[1]

14 mm

0.6 0.8 1.0 1.2 1.40

500

1000

1500

Equivalence ratio, (-)

Mo

le f

racti

on

of

NO

(p

pm

)

Simulation

Equilibrium

Experiment

P = 0.1 MPa

O2 = 16

0.1 0.2 0.30

500

1000

1500

Pressure, P (MPa)

Mo

le f

racti

on

of

NO

(p

pm

)

Simulation

Equilibrium

Experiment

= 1.0

O2 = 16

8

図１．２a に示すように，当量比が大きくなるにつれて，NO モル分率は希薄側でピーク

を取った後に減少し，過濃側においてその値は非常に小さくなる．過濃側においては，NHi

(i = 2,1,0)による NO の還元効果のほか，OH ラジカル減少による Fuel NO 生成反応が抑制

されるため NO モル分率が低下している．次に，図１．２b に示すように，NO モル分率は

圧力が高くなるにつれて減少した．これは，高圧下で運転されているものも多い実燃焼機

関においては非常に有益な結果である．

図１．２b のように圧力が高くなるにつれて NO モル分率が減少した点に関して，詳細

に検討を行う．図１．３に，火炎帯中における NO モル分率の変化を示す．図に示すよう

に，圧力が高くなるにつれて NO モル分率の最大値自体が小さくなっている．このことか

ら，高圧下における NO モル分率の変化は，火炎帯が薄くなった効果ではなく，火炎帯中

の反応の特性が変化したためであると考えられる．

図１．３ 各圧力条件下における火炎帯中の NO モル分率の変化[1]

図１．４ NO モル分率が最大となる位置における NO モル分率に対する反応感度[1]

0 2 4 60

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

Mo

le f

ract

ion

of

NO

(-)

Distance, x (mm)

= 1.0P = 0.1 MPa

0.2 MPa

0.3 MPa

-0.4 -0.2 0 0.2 0.4

R1: H + O2 O + OH

R14: OH + H + M H2O + M

R310: NO + H (+ M) HNO (+ M)

R345: N2O + H N2 + OH

R357: NH2 + O HNO + H

R370: NH2 + NO N2 + H2O

R377: NH + OH HNO + H

R383: NH + NO N2O + H

R384: NH + NO N2O + H

R385: NH + NO N2 + OH

R388: N + OH NO + H

R390: N + NO N2 + O

Sensitivity of mole fraction of NO

0.1

0.3

P (MPa)

= 1.00.2

9

図１．４に，NO モル分率が最大となる位置における NO モル分率に対する反応感度を示

す．図に示すように，R1，R14，R377 および R383 の圧力依存性が大きいことが明らかと

なった．特に R14，

OH + H + M = H2O + M (R14)

の圧力依存性は最も大きかった．そこでこれらの素反応の反応速度について検討を行った．

図１．５ 素反応 i の反応速度i の反応速度の温度に対する変化[1]

図１．５に，図１．４で示した反応感度において圧力依存性の大きい素反応 i の反応速

度i を示す．ただし図においてそれぞれの反応速度は，反応速度が比較的速いものの NO

モル分率の感度の圧力依存性の小さい R357 の反応速度の火炎帯中の最大値357,max により

正規化している．図に示すように，いずれの反応も圧力が高い条件の方が反応速度は増大

した．この中で特に，R14 の素反応は圧力に対する増加率が他の素反応に比べて大きい．

R14 は OH や H といった活性化学種を消費し，H2O を生成する三体反応である．Miller ら

[4]によるアンモニア火炎の反応経路を見ると，OH や H は NO 生成に重要な振る舞いをす

る．高圧下においては，これらの活性化学種が NO 生成に寄与せず，R14 によって消費さ

れるものと考えられる．すなわち，圧力が高くなるにつれて NO モル分率が減少するのは，

高圧下においては，R14 によって，NO 生成に重要な振る舞いをする OH や H などのラジ

カルが安定化学種である H2O となり，NO 生成反応が抑制されているためであると考えら

れる．

1400 1600 1800 2000 22000

2

4

0

0.2

0.4

0.5

1.0

1.5

14 /

357

,max

Temperature, T (K)

i /

357

,max

i /

357

,max

0

0.1

0.3

P (MPa)

R14

R377

R383

R1

R357

= 1.0

10

３－１－２．アンモニア／空気層流予混合火炎の層流燃焼速度および Markstein 長さ[1]

３－１－２－１．背景

層流燃焼速度は最も重要な基礎的燃焼特性の一つである．しかしながらアンモニア／空

気予混合火炎においては，特に高圧環境下における層流燃焼速度の実験値は Ronney によ

り 0.15 MPa における値が示されている程度であり，ほとんど知られていない[1]．そこで本

研究では，高圧定容燃焼容器を用いて，球状に伝播する層流予混合火炎を対象に層流燃焼

速度ならびに火炎伸長に対する燃焼速度の応答感度である Markstein 長さを実験により求

めた．

３－１－２－２．実験装置ならびに実験条件

図２．１に本実験に使用した定容燃焼容器および火炎観察系の模式図を示す．

図２．１ 定容燃焼容器及び実験装置模式図[1]

本実験で使用した定容燃焼容器は直径が 270 mm，長さが 410 mm の円筒形状をしてお

り，容積はおよそ 23 L である．これを等価球とした場合の直径は 355 mm である．これに

先端を円錐状にした直径 1.5 mm の点火電極を挿入している．電極間隔は 2 mm である．

燃料にはアンモニア，酸化剤には空気を用いた．これらを分圧充填した後，火花点火を

行った．点火回路には CDI 回路を用い，コンデンサ内に充填する静電エネルギーを 2.8 J と

した．定容燃焼容器内の火炎電波の様子は，燃焼器側面に取り付けられた石英ガラス窓を

通して観察することが出来る．火炎伝播の様子は，連続光源および高速度カメラを用いた

高速シュリーレン法により観察した．

本実験では当量比を 0.7 から 1.3，混合気初期圧力 Pi を 0.1, 0.3 および 0.5 MPa とした．

混合気初期温度は 298 K とした．

シュリーレン像により求められる火炎半径を rsch とした場合，火炎伝播速度 SN は式(2.1)

により求められる．

HiCORDER

CDI circuit

High-speed camera

Lamp

Air

NH3

Valve

Pressure indicator

Pressure sensor (P1)

Vacuum pump

To atmosphere

Pulse circuit

PinholeSchlieren stop

Switch

Convex lens

Optical windowPressure sensor (P2)

Trigger pulse

To atmosphere

Combustion chamber

Spark electrode

11

𝑆𝑁 =d𝑟𝑠𝑐ℎd𝑡

(2.1)

ここで t は時間である．球状に伝播する火炎は火炎伸長の影響を受けている．火炎面積が A

の球状伝播火炎における火炎伸長率は

휀 =1

𝐴

d𝐴

d𝑡=2

𝑟𝑠𝑐ℎ

d𝑟𝑠𝑐ℎd𝑡

(2.2)

となる．火炎が伸長を受けているときの火炎伝播速度 SN と伸長を受けていないときの火炎

伝播速度 SS との差は火炎伸長率に比例し，次のように表すことができる．

𝑆𝑆 − 𝑆𝑁 = 𝐿𝑏휀 (2.3)

ここで Lb は既燃ガスの Markstein 長さである．従って，→0（rsch→∞）とした場合の補外

から，火炎が伸長を受けていないときの火炎伝播速度 SSを求めることができる．これから，

火炎が伸長を受けていないときの層流燃焼速度 SL は式(2.4)により求めることが出来る．

𝑆𝐿 =𝜌𝑏𝜌𝑢𝑆𝑆 (2.4)

ここでb は既燃ガスの密度，u は未燃混合気の密度である．

３－１－２－３．実験結果ならびに考察

図２．２に，各混合気初期圧力における，当量比 = 1.0 のアンモニア／空気層流予混合

火炎の火炎伝播のシュリーレン像を示す．火炎が伝播するにつれて，球状火炎の中心が，

火花点火位置から徐々に上方に移動している．これはアンモニア／空気予混合気の層流燃

焼速度は非常に小さな値であるため，浮力による影響が顕著に表れているためである．同

一の時刻において，混合気初期圧力が高くなるにつれて火炎半径は小さくなった．これは

圧力が高くなるにつれて火炎伝播速度が低下したためである．

図２．２ 球状に伝播するアンモニア／空気層流予混合火炎のシュリーレン像[1]

Pi = 0.5 MPa

Pi = 0.3 MPa

Pi = 0.1 MPa

60 mm

t = 0 ms 10 ms 20 ms 30 ms 40 ms

60 mm

60 mm

12

図２．３に，混合気初期圧力が 0.1 MPa における層流燃焼速度と当量比の関係を示す．

図中には Takizawa ら[3]，Pfahl ら[4]，Zakaznov ら[5]，Ronney[2]および Li ら[6]による層流

燃焼速度の実験値についても併せて示している．本研究で取得した層流燃焼速度は，これ

まで知られている層流燃焼速度の実験値に近い．アンモニア／空気予混合層流火炎の燃焼

速度は，当量比 = 1.1 付近で最大となり，およそ 7 cm/s である．この値は，天然ガスの主

成分の一つであるメタンのおよそ 1/5 程度しかなく，非常に低い値である．また層流燃焼

速度は混合気初期圧力が高くなるにつれて減少する．

図２．４に，火炎伸長に対する層流燃焼速度の応答感度である Markstein 長さと当量比の

関係を示す．Markstein 長さは当量比が大きくなるにつれて単調に増大する．特に当量比 0.8

の条件においては，0.1 MPa の圧力条件においても Markstein 長さの値は負となった．同一

の当量比においては，混合気初期圧力が 0.1 MPa から 0.3 MPa に増大した場合，Markstein

長さは小さくなるものの，0.3 MPa から 0.5 MPa に増大した場合の Markstein 長さの変化は

小さい．

図２．３ 層流燃焼速度[1] 図２．４ Markstein 長さ[1]

３－１－３．アンモニア／空気層流予混合火炎の消炎伸長特性[1]

３－１－３－１．背景

アンモニア燃焼に関する反応機構の研究は多く行われているが，消炎伸長率に関する検

討が行われた例は非常に少ない．伸長と圧力の効果はアンモニア火炎の安定性において非

常に重要であり，火炎伸長はガスタービンの形状を決定する際に考慮しなくてはならない

要素である．加えて，高圧環境下での運用を考える際火炎は強く乱れを受け，伸長に対し

て敏感になる．したがって，火炎伸長の効果に関する研究は乱流火炎モデルの構築にとっ

て必要不可欠である．

以上の背景より，本節では様々な圧力条件下でのアンモニア／空気対向流予混合火炎を

対象とした消炎伸長率の影響を明らかにする事を目的として検討した結果を述べる．また，

0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.30

2

4

6

8

10

(-)

SL (

cm

/s)

Present., 0.1 MPaPresent., 0.3 MPaPresent., 0.5 MPa

Ammonia/Air

Zakaznov et al., 0.1 MPa

Takizawa et al., 0.1 MPaPfahl et al., 0.1 MPa

Ronney, 0.1 MPaLi et al., 0.1 MPa

0.8 0.9 1.0 1.1 1.2-1

0

1

2

(-)

Lb (

cm

)

0.1

0.3

0.5

Pi (MPa) Ammonia/air

13

アンモニア／空気予混合火炎の消炎メカニズムを理解するために，メタン／空気予混合火

炎と比較し，詳細反応機構の検証を行った．

３－１－３－２．実験装置ならびに数値計算手法

３－１－３－２－１．実験装置

図３．１に実験装置の概略図を示す．

図３．１ 対向流バーナの模式図

アンモニアと空気は十分混合された後，対向して配置されたバーナに供給される．バー

ナのノズル出口直径は 10 mm であり，二つのバーナの間隔 L は 1 気圧のとき 10 mm とし

た．出口流速の低下と乱流へ遷移するのを抑制するために，5 気圧ではバーナ間隔 L は 5

mm とした．火炎を形成した後に，流量を徐々に増加させることにより火炎を消炎させ，消

炎時の混合気流量を記録する．このとき，消炎伸長率ext,nは式(3.1)によって計算される[2,3]．

휀𝑒𝑥𝑡,𝑛 =2𝑈𝑒𝑥𝑡𝐿

(3.1)

ここで，Uext は予混合気のバーナのノズル出口流速である．

消炎伸長率ext はバーナ寸法効果を考慮し，火炎帯上流の速度勾配を校正し，式(3.2)で与

えられる．

휀𝑒𝑥𝑡 = (0.73𝐿

𝐷+ 0.5) 휀𝑒𝑥𝑡,𝑛 (3.2)

３－１－３－２－２．数値計算手法

伸長を受けた火炎について詳細に理解を行うために，詳細反応機構を用いた一次元数値

解析を実施した．詳細反応機構として Miller ら[4]，Lindstedt ら[5]，Tian ら[6]，GRI-Mech3.0[7]

を用いた．Miller ら，Tian らおよび Lindstedt らの反応機構は，計算の高速化のために C 原

子の含む反応を除外し，N，H および O 原子の含む分子と素反応式のみが含まれているよ

WaterCooling system

N2

N2

Mixture

Mixture

Twin flames

0.10 1.1

Mixture up and down

To atmosphere

NH3 Air

Mixing setup

ＡＢ

14

うにした．当量比を一定として，バーナ出口流速を 0.1 cm/s 間隔で増加させながら繰り返

し計算を行う事によって消炎伸長率を得た．また，数値計算による消炎伸長率は火炎の前

面の最大軸方向速度勾配とした [8]．

３－１－３－３．実験結果ならびに考察

３－１－３－３－１．消炎伸長率

1 気圧および 5 気圧の圧力条件下において，様々な当量比における消炎伸長率を実験お

よび数値計算により求めた．図３．２は 1 気圧による消炎伸長率を示す．図に示すように

アンモニア火炎の消炎伸長率はメタン火炎におけるそれに比べて小さく，最大でも = 0.95

において 100 s-1 程度であった．また数値計算での結果は，いずれの詳細反応機構を用いた

場合であっても定性的に消炎伸長率の傾向は一致しているものの，定量的には反応機構に

よって大きな差異が見られた．この大きな差異はアンモニア燃焼，特に消炎に近い条件に

おいて，詳細反応モデルが十分に燃焼反応を再現できていない事が原因であると考えられ

る．本研究で用いた詳細反応機構の範囲においては，Tian らのメカニズムが，最も消炎伸

長率の実験値を良く再現している．

図３．２ 大気圧におけるアンモニア火炎の消炎伸長率の実験値と数値計算結果[1]

次に，アンモニア火炎の消炎伸長率を，これまでに多く研究が行われているメタン火炎

における消炎伸長率と比較する．ここでメタン火炎の消炎伸長率は数値計算により求めた．

詳細反応機構には GRI-Mech 3.0 を用いて，広い当量比および圧力条件において計算を行っ

た．図３．３に 1 気圧および 5 気圧でのアンモニア火炎およびメタン火炎の実験と数値計

算結果を示す．

0

50

100

150

200

250

0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4

ε ext

[s-1

]

ϕ

Experiment Tian wo C Lindstedt

Miller GRIMech3.0

15

図３．３ 大気圧および 5 気圧でのメタン及びアンモニア火炎の消炎伸長率の実験および

数値計算結果[1]

まず，1 気圧の条件において，アンモニア火炎の消炎伸長率（およそ 100 s-1）はメタン火

炎の消炎伸長率（2000 s-1）に比べ 1/20 程度であった．これは，層流燃焼速度の最大値が，

アンモニア火炎では 7 cm/s 程度であるのに対して，メタン火炎で 37 cm/s であり[9]，これ

らの間に大きな差があることを考えるとこの違いは理解できる．また図３．３より，5 気圧

の高圧条件においては，アンモニア火炎の消炎伸長率は 1 気圧における消炎伸長率の 4 倍

程度（400 s-1）大きくなる．一方，メタン火炎では，5 気圧における消炎伸長率は 1 気圧に

おけるそれと比べて 2 倍程度（4000 s-1）である．この事から，アンモニア火炎の消炎伸長

率はメタンに比べ小さいものの，アンモニア火炎の圧力上昇における伸長率の増加は著し

く，アンモニアは実用上重要な高圧乱流燃焼に向けて非常に有用であるものと考えられる．

３－１－３－３－２． 反応機構の検証

メタン火炎の反応経路を図３．４に示す．

図３．４ 大気圧における化学量論混合比でのメタン火炎の生成回路（赤矢印は主な熱

生成反応を表している）[1]

10

100

1000

0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2

ε ext

[s-1

]

ϕ

CH4, 5 atm, sim CH4, 1 atm, simNH3, 5 atm, sim NH3, 1 atm, simNH3, 5 atm, exp NH3, 1 atm, exp

CH4 CH3 CH2O HCO CO CO2

CH2* CH2 CH

C2H6 C2H5 C2H4 C2H3

+OH, H, O

+CH3

+OH, H, O +M, O2 +OH, H

+O

+OH, H, O +M, H, O2 +OH

+OH

+M +H

+H2O

+CH3

+O2

+O2

16

メタン火炎における主な熱生成反応は，

O+CH3⇔H+CH2O

OH+CO⇔H+CO2

H+CH3+M⇔CH4+M

O+CH3⇔H+H2+CO

OH+H2⇔H+H2O

である．

図３．５はアンモニア火炎およびメタン火炎の火炎構造を示している．ここで，RoP は

主な燃焼中間生成物の反応速度を示している．図３．５に示すように，メタン火炎の主な

熱放出は CH3 ラジカルに関連している．CH3ラジカルは CH4 から生成速度の早い

H+CH4⇔CH3+H2

OH+CH4⇔CH3+H2O

の二つの反応により生成される．これらの反応は熱生成にはほとんど寄与しないが，CH3ラ

ジカルは

O+CH3⇔H+CH2O

H+CH3+M⇔CH4+M

O+CH3⇔H+H2+CO

により消費され，熱を放出する．反応帯下流で H および OH が生成され，図３．５ｄに示

すように上流への逆拡散していることがわかる．

アンモニア火炎の場合，主な熱生成反応は図３．５ａ，ｂおよびｃに示すように

NH3+OH⇔NH2+H2O

NH2+OH⇔NH+H2O

NH2+NO⇔N2+H2O

の３つの素反応である．アンモニア火炎の場合，NH2 ラジカルの生成と消費が火炎内にお

いて重要であり，NH2 生成の 80%は

NH3+OH⇔NH2＋H2O

で生成される．メタン火炎において OH および H ラジカルが重要であるのに対し，アンモ

ニア火炎においては OH ラジカルが重要である．

次に，これらの反応の圧力の影響について考える．それぞれの燃焼の最初の H ラジカル

の乖離反応，すなわち CH4 における

OH+CH4⇔CH3+H2O

H+CH4⇔CH3+H2

O+CH4⇔OH+CH3

NH3 における

NH3+OH⇔NH2+H2O

NH3+H⇔NH2+H2

NH3+O⇔NH2+OH

はそれぞれの火炎内において最も早い反応であり，圧力に依存しない．

メタン火炎においては，圧力が上昇するにつれて CH3 から CH2O および CO への反応は

減少する一方で，C2H6への反応の生成速度は増加する．この増加は

2CH3+M⇔C2H6+M

17

に関連する三体反応であり，圧力上昇に従い反応速度が速くなる．この反応が強化される

と他の CH3 の消費反応と競合することになる．他の CH3 消費反応は主要な熱生成反応であ

るから，圧力上昇に従い層流燃焼速度が強く依存する

アンモニア火炎においては，圧力上昇の影響を強く受ける反応は，NH と NH2 から HNO

への反応と NNH から N2 への反応である．HNO 生成量の減少は NO 生成の減少につながる

[8]．主要な熱生成反応である

NH3+OH⇔NH2+H2O

NH2+OH⇔NH+H2O

は，圧力上昇の影響をほとんど受けず，圧力上昇による層流燃焼速度の減少割合はメタン

火炎に比べて小さい．

図３．５ アンモニアおよびメタン火炎における火炎構造(a)アンモニア火炎における

HRR (b)アンモニア火炎における RoR(c)アンモニア火炎内の主な燃焼中間生成物の RoP(d)

メタン火炎における HRR(e)メタン火炎における RoR(f)メタン火炎内の主な燃焼中間生成

物の RoP[1]

-1.0E-03

0.0E+00

1.0E-03

2.0E-03

3.0E-03

4.0E-03

5.0E-03

6.0E-03

7.0E-03

8.0E-03

9.0E-03

1.0E-02

Ro

R [

mo

l/cm

3s]

H+O2=O+OH

OH+CO=H+CO2

OH+H2=H+H2O

H+CH4=CH3+H2

OH+CH4=CH3+H2O

e

-5.0E-03

-4.0E-03

-3.0E-03

-2.0E-03

-1.0E-03

0.0E+00

1.0E-03

2.0E-03

3.0E-03

4.0E-03

5.0E-03

0.0.E+00 2.0.E-02 4.0.E-02 6.0.E-02 8.0.E-02 1.0.E-01

Ro

P [

mo

l/cm

3s]

Distance [cm]

H

OH

O

CH3

f

-1.0E+10

-5.0E+09

0.0E+00

5.0E+09

1.0E+10

1.5E+10

2.0E+10

HR

R [

erg

/cm

3s]

d

Net HRR (x 1/3)

O+CH3=H+CH2O

O+CH3=H+H2+CO

OH+H2=H+H2O

H+O2=O+OH

H+CH3(+M)=CH4(+M)

OH+CO=H+CO2

-4.0.E+08

-2.0.E+08

0.0.E+00

2.0.E+08

4.0.E+08

6.0.E+08

8.0.E+08

1.0.E+09

HR

R [

erg

/cm

3s]

-4.0.E-05

-2.0.E-05

0.0.E+00

2.0.E-05

4.0.E-05

6.0.E-05

8.0.E-05

1.0.E-04

0.0.E+00 1.0.E-01 2.0.E-01 3.0.E-01

Ro

P [

mo

l/cm

3s]

Distance [cm]

-2.0.E-04

0.0.E+00

2.0.E-04

4.0.E-04

6.0.E-04

8.0.E-04

1.0.E-03

Ro

R [

mo

l/cm

3s]

OH

H

O x10

NH2

c

NH3+OH=NH2+H2O

NH2+OH=NH+H2O

NH2+NO=N2+H2O

O+H2O=OHO2+H=OH+O

a

NH3+OH=NH2+H2O

O2+H=OH+O

NH2+OH=NH+H2O

NH2+H=NH+H2

NH2+NH=N2H2

b

Net HRR (x 1/3)

18

３－１－４．アンモニア／空気層流予混合火炎の燃焼特性に及ぼすふく射熱損失の影響[1]

３－１－４－１．背景

高効率・低 NOx アンモニア燃焼器の設計開発には，アンモニアの各種燃焼特性を正確に

予測できる化学反応モデルが必要不可欠である．層流燃焼速度は最も重要な燃焼特性の一

つであり，モデル検証のための実験データ取得が進められている[1–6]．一方，アンモニア

の燃焼速度は非常に遅いため，通常の炭化水素では無視できる輻射熱損失[7]をモデル検証

における数値計算で考慮する必要がありうる．本研究では，断熱条件および輻射熱損失を

考慮した条件（以後，輻射条件と呼ぶ）における一次元アンモニア／空気層流予混合火炎

の数値計算を行い，輻射熱損失が燃焼速度および排気特性に及ぼす影響を調べた．

３－１－４－２．計算方法およびモデリング

一次元予混合火炎の数値計算には ANSYS Chemkin-Pro v17.2 を用いた．化学反応モデル

として，「さきがけ」事業で開発されたもの[8]を用いた．本モデルは，最新の速度定数およ

び熱物性データを用い，特に温度分布制御マイクロフローリアクタによる低温着火特性の

予測性能を大幅に改善している．輻射熱損失には Optically thin model[9]を用いた．輻射性化

学種として，H2O，NO，N2O および NH3 を考慮した．これらの化学種のプランク平均吸収

係数は HITRAN 2008 のスペクトル[10]を元にして得られた文献データ[11]を用いた．比較

として，断熱条件の数値計算も実施した．数値計算は，予混合気の流入温度を 300 K，圧力

を大気圧として，当量比を変化させて行った．輻射条件において，微小な当量比変化（0.001）

を与えて収束解が得られなくなった点を可燃限界とした．排気特性として，火炎から 5 cm

下流側における未燃 NH3，H2，NO に着目した．

３－１－４－３．結果および考察

図４．１に層流燃焼速度の計算結果および文献値を示す．輻射条件の実線の両端部は数

値計算で求められた可燃限界である．広い当量比範囲にわたって，断熱条件より輻射条件

の方が有意に低い燃焼速度を示している．また，その差異は可燃限界近傍で急拡大してい

る．断熱条件の燃焼速度に対する断熱条件と輻射条件の燃焼速度の差異をみると，量論比

近傍で約 5%，当量比 0.9 および 1.5 付近で約 10%，可燃限界近傍で約 40%である．なお，

同様の数値計算をメタンを対象に行うと，差異は当量比 0.7 から 1.3 の広い範囲で 1%以下

である．炭化水素の場合，化学反応モデルの層流燃焼速度に関する検証においては，断熱

条件の数値計算が用いられるが，本計算結果より，アンモニアの場合は輻射条件の数値計

算が必須であることが示された．アンモニアの輻射条件の計算結果と文献値の差異に着目

すると，希薄側は非常に良い一致を示している．一方，過濃側では計算結果の方が文献値

よりやや高い値を示している．過濃側では，多量に生成される NH2 ラジカルの再結合反応

が反応経路として重要となり，かつ燃焼速度に対する感度も高い．しかしながら，NH2 ラ

ジカルの再結合反応の素過程に関する知見が不十分であり，速度定数の不確かさが大きい

[8]．今後，NH2 ラジカルの再結合反応に関する速度定数を更新することで，過濃側の燃焼

速度の予測性能向上が期待される．

19

図４．１ アンモニア／空気予混合気の燃焼速度の数値計算結果（断熱条件：破線，輻射

条件：実線）および文献値（□: Zakaznov et al. [2], ×: Takizawa et al. [3], △: Pfahl et al. [4],

〇: Ronney [5], ●: Hayakawa et al. [6]）[1]

図４．２に排気特性の数値計算結果を示す．火炎温度は，輻射条件の方が断熱条件より

低く，差異は可燃限界近傍で急拡大している．過濃側で生成される H2 モル分率は，断熱条

件の方が高い．一方，未燃 NH3 モル分率は，輻射条件の方が高い．輻射熱損失による火炎

温度の低下により，未燃 NH3 の水素への熱分解は輻射条件の方が進行しにくくなるためと

考えられる．また，断熱条件の場合，当量比が約 1.15 から急上昇するが，輻射条件の場合，

火炎温度が低下することでより低い当量比（約 1.10）から急上昇している．これに伴い，

未燃 NH3 による NO の脱硝が始まる当量比も低下している．結果として，低 NOx アンモニ

ア燃焼器の設計開発において重要なエミッション窓（未燃 NH3 と NO の両方が低下する当

量比範囲）が低当量比側に移動している．また，過濃側における NO モル分率の低下は輻

射条件の方が大きい．断熱条件では既燃側の気相温度は火炎温度とほぼ同じであるが，輻

射条件では気相温度は下流に向かって低下を続ける．火炎温度は脱硝反応が進行するには

やや高すぎるが，輻射条件では既燃側で脱硝反応が効果的に進行する温度域が形成される

ため，断熱条件より NO モル分率の低下が大きくなると考えられる．一方，希薄側におい

ては，可燃限界近傍においてやや差異があるものの，断熱条件と輻射条件の NO モル分率

はよく一致している．なお，N2O については，断熱条件と輻射条件での差異は小さく，い

ずれの条件でも火炎帯近傍に中間体として生成されるが，その後急速に分解され，火炎か

ら 5 cm 下流側で 0.1 ppm 以下であった．

0

2

4

6

8

10

0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8

Lam

inar

fla

me

spee

d (

cm/s

)

Equivalence ratio

20

図４．２ 火炎温度および排気特性の当量非依存性．破線：断熱条件．実線：輻射条件．

(a) 火炎温度と H2 モル分率．(b) 未燃 NH3 モル分率と NO モル分率[1]

３－１－５．アンモニア／水素／空気層流予混合火炎の層流燃焼速度および Markstein 長さ

[1]

３－１－５－１．背景

３－１－２節で述べたように，アンモニア／空気予混合気の層流燃焼速度は炭化水素燃

料に比べて非常に低い．この燃焼特性を強化するために，燃焼速度が速い水素とアンモニ

アを混焼させることが考えられる．水素はアンモニアを熱分解することで容易に得ること

が可能である．さらにアンモニアと同様にカーボンフリーの燃料であるため，アンモニア

と水素の混焼時には二酸化炭素を排出しない．そこで本研究では，アンモニアと水素を混

焼させた場合の基礎的燃焼特性として，層流燃焼速度と Markstein 長さを実験的に取得し

た．

３－１－５－２．実験装置ならびに実験条件

実験は，図２．１と同様の実験系ならびに高圧定容燃焼容器を用いた．アンモニア／水

素混合気中の水素割合 xH2 は式(5.1)のように，２成分燃料中のアンモニアと水素の体積割

合から定めた．

𝑥H2 =[H2]

[H2] + [NH3] (5.1)

ここで[X]は化学種 X のモル分率である．本研究では，水素割合を 0（アンモニア専燃）か

ら 1（水素専燃）の範囲で変化させた．予混合気温度は 298 K，当量比は 1.0，混合気初期

21

圧力 Pi は 0.1 MPa，0.3 MPa および 0.5 MPa とした．火炎伝播中の様子を高速度カメラと連

続光源を用いたシュリーレン法により撮影し，その火炎面の伝播速度から火炎が伸長を受

けていないときの層流燃焼速度 SL と既燃ガスの Markstein 長さ Lbを算出した．

３－１－５－３．実験結果ならびに考察

図５．１に混合気初期圧力 Pi = 0.5 MPa における火炎伝播のシュリーレン像を示す．図

中には，火花点火からある火炎半径 rsch となるまでの時間 t も示している．

図５．１ 混合気初期圧力が 0.5 MPa における火炎のシュリーレン像[1]

図に示すように，ある火炎半径 rsch に到達する時間は，燃料中の水素割合 xH2 が大きくな

るにつれて短くなった．すなわち，水素添加によって予混合気の燃焼速度が増大している

ものと考えられる．また，水素割合 xH2 = 0.6 の場合，火炎点火直後は比較的滑らかな火炎

面形状を有しているものの，時刻 5.3 ms 以降は火炎前面がしわに覆われている．これは水

素を添加することによって混合気の有効 Lewis 数が小さくなったため，熱－拡散効果によ

り火炎面の不安定性が強められたためであると考えられる．このような火炎においては，

火炎面積が増大するため，正しい火炎伸長率および火炎伝播速度を評価することが出来な

い．そのため，混合気初期圧力が高い条件においては，水素混合率が大きい条件において

は，層流燃焼速度ならびに Markstein 長さを求めることが出来なかった．

22

図５．２ 層流燃焼速度と水素添加割合[1] 図５．３ 既燃ガスの Markstein 長さ

の関係 と水素添加割合の関係[1]

図５．２に水素添加割合に対する層流燃焼速度 SL の変化を示す．また図中には，Lee ら

[2]，Smallbone ら[3]，Kumar および Meyer[4]，Li ら[5]による結果も併せて示している．図

に示すように，水素添加割合が増大するにつれて，指数関数的に層流燃焼速度は増大した．

また，同一の水素添加割合においては，圧力が高くなるにつれて層流燃焼速度の値は減少

した．また，図５．３に既燃ガスの Markstein 長さと水素添加割合の関係を示す．Markstein

長さは，水素添加割合大きくなるにつれて，一度減少した後に，水素添加割合が 0.4 程度よ

り大きくなるにつれて増大する．このような水素添加割合に対して単調でない変化は，水

素添加割合が変化するにつれて火炎帯厚さおよび Zeldovich 数が変化するために生じる．ま

た，同一の水素添加割合において，圧力が 0.1 から 0.3 MPa となった場合は，Markstein 長

さは大幅に減少するものの，圧力が 0.3 MPa から 0.5 MPa に変化した祭は，その変化は小

さかった．

３－１－６．メタン／アンモニア／空気層流予混合火炎の層流燃焼特性と反応機構[1]

３－１－６－１．背景

現在多くの燃焼器において，炭化水素燃料が用いられている．もしこの一部をアンモニ

アに置き換える事ができた場合，その置き換えた分の二酸化炭素排出量をダイレクトに削

減する事ができる．また，アンモニアの低い燃焼性を補うといった観点からも，アンモニ

アと炭化水素燃料の混焼は有効であるものと考えられる．

近年マイクロガスタービン発電設備を用いて，アンモニア専焼およびアンモニア・メタ

ン混焼における発電に成功した．このように，アンモニアと炭化水素燃料との混焼は，ア

ンモニアの燃料としての早期利用拡大の観点からも重要である．

本研究では，アンモニアとメタンとの混焼を考える際に重要となる，層流燃焼速度を実

験的に明らかに，また NO 生成に関する火炎内の反応を明らかにした．これらを元に，詳

細反応機構を構築した．本研究で構築した詳細反応機構は[1]において公開されている．

0

50

100

150

200

250

-0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2

0.1 MPa

0.3 MPa

0.5 MPa

Lee et al.

Smallbone

Kumar

Li et al.

1.0

Smallbone et al., 0.1 MPa

Lee et al., 0.1 MPa

Kumar and Meyer, 0.1 MPa

Li et al., 0.1 MPa

Pi MPa

0.1

0.3

0.5

NH3/H

2/air

=

xH2

SL [

cm/s

]

-0.1

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

-0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2

0.1 MPa

0.3 MPa

0.5 MPa

0.1 MPa

0.3 MPa

0.5 MPa

NH3/H

2/air

1.0

xH2

Lb [

cm]

23

３－１－６－２．実験装置ならびに数値計算手法

図６．１に実験装置の概略図を示す．実験は内径 270 mm 長さ 410 mm の円筒型の定容燃

焼器を用いた．予混合気は中央に設置された点火プラグより着火される．

図６．１ 定容燃焼容器および実験装置概略図[1]

予混合気温度 Tu，圧力 Pi はそれぞれ 298 K および 0.1 MPa とした．本研究では，燃料中

におけるアンモニア混合割合 ENH3 を，低発熱量をベースとした式(6.1)によって定義した．

𝐸𝑁𝐻3 =𝑥𝑁𝐻3LHV𝑁𝐻3

𝑥𝑁𝐻3LHV𝑁𝐻3 + 𝑥𝐶𝐻4LHV𝐶𝐻4 (6.1)

ここで，xNH3 と xCH4 はそれぞれ混合燃料に含まれるアンモニアとメタンのモル分率を表し

ている．また LHV は低発熱量である．本研究では ENH3 を 0 から 0.3 まで変化させた．ENH3

= 0.3 において，式(5.1)のように体積割合で混合率を定義した場合，ENH3 = 0.3 ではメタン

－アンモニア混合気中に占めるアンモニアの体積割合は 0.52 である．

また火炎が伸長を受けていないときの一次元断熱層流火炎について，CHEMKIN-PRO[2]

を用いて詳細反応解析を行った．火炎が伸長を受けていないときの層流燃焼速度 SL は計

算領域における未燃混合気の流入速度として定義される．本研究では，詳細反応機構とし

て，GRI Mech 3.0[3]，Tian ら[4]，Mendiara ら[5]，UC San Diego [6]を用いた．本報告書にお

ける考察において，これらのメカニズムはそれぞれ GRI Mech，Tian Mech，Mendiara Mech，

UCS Mech と表す．加えて，また GRI-Mech 3.0 にアンモニア燃焼において重要な反応を Tian

らの詳細反応機構から加えた反応機構を本研究では構築し，これについても併せて計算を

行った．

３－１－６－３．結果と考察

図６．２に化学量論における火炎の直接写真を示す．火炎の色はアンモニア混合割合 ENH3

が増加するにつれて青色からオレンジ色に変化した．Hayakawa らによると，アンモニア火

炎の発光スペクトルは，NH2 バンドスペクトルおよび過熱 H2O 蒸気からのスペクトルに

よるものである[7]．

24

図６．２ 火炎の直接写真[1]

図６．３に，0.1 MPa および 0.5 MPa における，火炎が伸長を受けたときの火炎速度 sn の

火炎伸長率 に対する変化を示す．大気圧下における火炎では，アンモニア混合割合 ENH3

と当量比の増加にともなって，sn と の関係の傾向が線形性から非線形性に変化した．燃料

希薄条件のメタン／空気火炎(ENH3 = 0)における sn は に対して，おおよそ線形に変化して

いる．一方，ENH3 = 0.2， = 1.3 のような高いアンモニア混焼率が高い燃料過濃条件におけ

る火炎においては，snとの関係は非線形的になる．

図６．３ 伸長を受けた際の火炎速度 sn [1]

図６．４に，火炎が伸長を受けていないときの層流燃焼速度を示す．図６．４に示すよ

うに，本研究で得られたメタン／空気火炎の層流燃焼速度は，先行研究[9, 10, 11]において

報告されているメタン／空気火炎の層流燃焼速度と良く一致している．

図６．５に，伸長を受けていない層流燃焼速度の実験値と今回開発した GRI-Mech 3.0 と

Tian を元にした反応機構と他の反応機構との比較を示す．図のように，Tian の反応機構は，

メタン／空気火炎の層流燃焼速度を著しく過小評価している．

25

図６．４ 伸長を受けていない層流燃焼速度の比較[1]

図６．５ 伸長を受けていない層流燃焼速度の実験値の比較[1]

３－１－６－４．メタン火炎の反応解析

Tian の反応機構は，Miller ら[12]，Lindstedt ら[13]，Konnov ら[14]と比較して，アンモニ

ア／空気火炎において燃焼速度を最もよく再現することをHayakawaらは明らかにした[7]．

さらに，Tian の反応機構は，アンモニア体積分率 61%のアンモニアとメタン火炎を燃料と

し NOx 排出量を最も十分に予測している[15]．しかしながら，図６．５のよう ENH3 が小さ

い範囲においては，Tian らの反応機構により予測される層流燃焼速度は実験値を過小評価

26

している．Tian の反応機構はアンモニア／水素／空気火炎において，高圧条件下でも最も

よい再現をしている[7,16]ため，このようなメタン火炎の燃焼速度の過小評価の原因は C 原

子によるものであると考えられる．

Tian らのメタン火炎の燃焼速度の過小評価は HCO→CO への変化反応(R1)によるもので

あることが示される．一方，(R2)および(R3)が強い負の感度を示している．

HCO=CO+H (R1)

CO(+H, OH, O2)=CO(+H2, H2O, HO2) (R2,R3,R4)

(R1)は，H ラジカル生成し連鎖反応の伝播を促進する一方，(R2,R3,R4)は H ラジカルを消

費する反応は，連鎖反応を抑制する特性を有する．これらの反応間の競合は，H ラジカル

生成に大きく影響し，メタン燃焼メカニズムに大きな影響を及ぼす可能性がある[15]．(R1)

の温度感度は火炎中のホルミルラジカル消費の主な経路であり，正味の HCO→CO 変化は

H ラジカルの生成と連鎖分岐反応の促進である．Tian の反応機構において，(R2,R3,R4)が優

位であり，HCO の CO への変化のおよそ 80%を占める．すなわち，Tian の 0.1 MPa におけ

る HCO→CO は OH および H ラジカルの消費反応として働き，結果として連鎖反応の停止

を促進する．

一方，GRI-Mech3.0 は天然ガス燃焼を模擬するために広く使用されている反応メカニズ

ムである．これは数多くの実験による検証を通じて開発されており，反応機構の中に NO

生成および還元反応も含まれている．メタン／空気火炎および微量のアンモニアを含むメ

タン／アンモニア／空気火炎層流燃焼速度において検証されている[17]．しかし，GRI-

Mech3.0 は ENH3=0.1 以上のメタン／アンモニア混合燃料とって重要なアンモニア反応メカ

ニズムは含まれていない． NHi+NHj (i,j=0,1,2)による生成はアンモニア過濃条件下において

重要であり，特に NO 減少する反応である(R5)および(R6)は含まれていない．

NO+NH2=N2+H2O (R5)

NO+NH2=NNH+OH (R6)

これらの式は，アンモニア火炎における Thermal De-NOx メカニズムにおいて重要である．

これらの反応は混合気中に微量のアンモニアが含まれた火炎において影響は小さい，本研

究で対象としているような高濃度のアンモニアが含まれている場合は NO 生成の過大評価

につながる可能性がある．

メタン／アンモニア燃料を用いた場合のガスタービン燃焼器の安定化および NO 生成の

正確なモデル化のためには，燃焼速度だけでなく NO 生成を再現する必要がある．そのた

めに，GRI-Mech3.0 を元に，Tian の重要な NH3 反応を加えて開発した．

H+O2=OH+O (R7)

27

図６．６ ENH3=0.3 のときの化学量論混合比でのアンモニア／メタン／空気火炎の反応

経路[1]

図６．６は，開発したモデルを用いて計算された化学量論混合比でのメタン／アンモニ

ア／空気火炎 ENH3=0.3 の反応経路を示している．矢印の太さは各経路における化学種の相

対生成速度(RROP)に対応し，反応 CH4+OH=CH3+H2O の反応速度で正規化されている．積

分は計算領域全領域とし，図中の実線は RROP が 0.1 以上である反応を示している．また

破線で示しているものは RROP が 0.1 と小さいものの，メタンとアンモニア経路の間の相

互反応を表すために示している．図のように，メタンの酸化経路とアンモニアの酸化経路

との間には，燃焼速度に影響を及ぼしうる重要な相互作用はない．この事から，メタン酸

化反応とアンモニア酸化反応は H，OH および O ラジカルを通じて間接的に相互作用をし

ていることが明らかとなった．

メタンにアンモニアを混合させると，メタン，メチルラジカル，アンモニアおよびアミ

ンラジカルにより H ラジカルの放出がこれらのラジカルと競合するため，燃料の消費およ

び連鎖分岐反応の伝播を促進し，全体の反応速度を早める．メタン／アンモニア酸化反応

における H および OH ラジカル濃度に最も影響を与えるアンモニア酸化経路反応は(R6)，

(R8)および(R9)が含まれる．

NO+NH2=NNH+OH (R6)

NH2+O=HNO+H (R8)

HNO+H=NO+H2 (R9)

(R6)の正方向の反応はラジカルを生成し，(R8)および(R9)の正方向の反応はラジカルを消費

する．すなわち(R8)は HNO と H ラジカルを生成し，生成された HNO は(R9)により消費さ

れる．(R6)，(R8)，(R9)はメタン／アンモニア／空気火炎内でのアンモニア酸化反応から最

28

も重要な律速反応であるが，(R8)はアンモニア／空気火炎中の燃焼速度には影響を及ぼさ

ない．

HNO＋NO+M＝HNO+M (R10)

以上より，メタン／アンモニア／火炎における燃焼速度に対するアンモニアの影響は，主

に火炎内の H および OH ラジカル濃度によるものである．アンモニア濃度が増加し，ラジ

カルが不足すると全体の反応速度が遅くなり，結果として火炎速度が低下する可能性があ

る．

３－１－６－５．他の反応機構との比較

図６．７に，GRI-Mech 3.0，Tian および本研究で開発したモデルを用いて計算した温度

分布および化学種分布を示す．本モデルを用いて計算されたメタン／空気火炎の温度分布

および化学種特性は，GRI-Mech 3.0 を用いて計算されたものと十分一致し，本モデルに含

まれるアンモニア酸化反応はメタン／空気火炎に大きな影響を与えていない．また，

ENH3=0.3において，本モデルにより計算されたNO特性はTianによる結果と一致している．

図６．８は，計算領域端面（原点より 10 cm 下流）における NO モル分率の変化を示し

ている．メタン／空気火炎において本モデルはすべての当量比において GRI-Mech3.0 と一

致している．一方，ENH3=0.3 のときは，すべての当量比において Tian と一致する．

化学量論混合比でのメタン／アンモニア／空気火炎中の NO 還元は，主に NO と NHi (i =

0,1,2)との反応を介して進行する．NH2+NO 反応は，アンモニアを有する混合火炎において

NO 量を制御する最も重要な反応の 1 つである．

29

図６．７ ENH3=0.3 のときの化学量論混合比でのアンモニア／メタン／空気火炎の火炎構

造[1]

図６．８ 計算領域端面における NO 生成量[1]

また高圧下におけるメタン／アンモニア／空気層流予混合火炎の燃焼特性についても検

討を行った．得られた実験結果に基づき，簡略化反応機構を構築した．

30

３－１－７．メタン／アンモニアおよびアンモニア／水素火炎の乱流燃焼特性[1]

３－１－７－１． 背景

実ガスタービン燃焼器においては高圧下における乱流燃焼が行われている．旋回流燃焼

器のようなガスタービン燃焼器を模擬した条件においてはアンモニアの燃焼試験は実施さ

れている．しかしながら一様等方乱流場のような乱れの特性が十分把握されている場にお

ける乱流燃焼実験の実施例は非常に少ない．また，乱流燃焼を行うことで，火炎面は乱れ

により火炎面積が増大し，燃焼速度が増大する．すなわち，乱流燃焼を行うことによりア

ンモニア火炎の燃焼強化が達成できる．本研究では，ノズルバーナ上に定在された乱流予

混合火炎を対象として，メタン／アンモニア混焼時およびアンモニア／水素混焼時の乱流

燃焼特性について検討を行った．

３－１－７－２． 実験装置

図７．１ 高圧下における乱流燃焼実験装置模式図[1] 図７．２ ノズルバーナ[1]

図７．１に本研究で用いた実験装置の模式図を示す．本研究では，東北大学流体科学研

究所の高圧燃焼試験設備を用いた．図７．２は本実験で使用した出口径 20 mm のノズルバ

ーナの模式図である．高圧燃焼容器内にノズルバーナを設置し，燃焼器内部を加圧するこ

とで高圧燃焼実験を実施する．瞬時火炎構造は OH-PLIF（OH-Planar Laser Induced

Fluorescence）により計測した．励起には，Nd:YAG レーザー（Spectra-Physics, GCR250）お

よび色素レーザー（Lumonics, HD-500）および倍波装置（Lumonics, HT-1000）を用いて，

282.929 nm のレーザー光を発振した．OH(0,0)バンドの蛍光を，ICCD カメラ（Andor, USB-

iStar）を用いて撮影した．

３－１－７－３． メタン／アンモニア混焼時の乱流燃焼特性

メタン／アンモニアの混焼試験においては，メタンおよびアンモニアの発熱量割合に基

づいたアンモニア混焼率 ENH3 を用いてアンモニア混焼率を定めた．本実験では圧力 P = 0.5

MPa として，アンモニア混焼率 ENH3 = 0, 0.1 および 0.2 とした．当量比は 0.9 とした．本実

験条件は，Peters の乱流火炎構造ダイアグラム[2]上において，Thin reaction zones から

Corrugated flamelets の範囲にある．

CH4 or H2

Premixed gas

Cooling water

H2

Fine meshPerforated plate

20 mm

Pre-mixture

31

図７．３ u'/SL ≈ 2.3 における代表的な OH-PLIF 画像．(a) ENH3 = 0, Uave = 2.50 m/s，

(b) ENH3 = 0.1, Uave = 3.00 m/s，(c) ENH3 = 0.2, Uave = 2.25 m/s[1]

図７．３に OH-PLIF 画像を示す．この図においては，火炎が伸長を受けていないときの

層流燃焼速度で無次元化した乱れ強さ u'/SLをほぼ一定とするために，バーナ出口平均流速

Uave はそれぞれ異なっている．図に示すように，アンモニア混焼割合 ENH3 が増大するにつ

れて，火炎面に形成されたカスプのような凹凸は大きく（blunt に）なっている．

図７．４ メタン／アンモニア／空気乱流予混合火炎の ST/SL の u'/SL に対する変化[1]

図７．４に，火炎が伸長を受けていないときの層流燃焼速度で無次元化した乱流燃焼速

度 ST/SL の u'/SL に対する変化を示す．ここで乱流燃焼速度 ST は，平均反応進行変数<c> = 0.1

の等高線を多項式近似した曲線により定まる火炎面積 AT とバーナ出口面積 A0 を用いて，

式により求めた．

𝑆𝑇 =𝐴0𝐴𝑇𝑆𝐿 (7.1)

図７．４に示すように，ST/SL の値は u'/SLが大きくなるにつれて大きくなった．このよう

に，乱流燃焼を行うことによって，メタン／アンモニア混焼を行った場合であっても火炎

10 mm 10 mm 10 mm

(a) (b) (c)

0

5

10

15

0 2 4 6 8

ST/SL_Area_c0.1

ST/SL_Area_c0.1

ST/SL_Area_c0.1

u'/SL

ST/S

L

ENH3

= 0

ENH3

= 0.10

ENH3

= 0.20

32

強化を行うことが出来ることを示した．また同一の u'/SL においては，アンモニア添加割合

が大きくなるにつれて，ST/SL の値は小さくなった．本報告書では示していないが，アンモ

ニア添加割合 ENH3 が大きくなるにつれて，有効 Lewis 数はわずかに大きくなる．一方，本

節の実験を行った当量比 0.9 においては，既燃ガスの Markstein 長さ Lb は，アンモニア添加

割合 ENH3 が大きくなるにつれて，小さくなった．Lewis 数や Markstein 長さで表される熱－

拡散効果の影響も乱流火炎の燃焼特性に影響を及ぼすと考えられるが，図７．４に示す乱

流燃焼速度 ST/SL の特性は，このような熱－拡散効果の観点から予想される傾向とは異なっ

ている．従って，本実験の範囲においては，熱－拡散効果は重要な振る舞いをしないもの

と考えられる．

Driscoll[3]によると，乱流燃焼速度は火炎面密度を用いて式のように表すことが出来る．

𝑆𝑇𝑆𝐿= 𝐼0∫ Σd𝜂

∞

−∞

(7.2)

ここで I0 は平均火炎伸長率，は火炎ブラシの法線方向座標である．すなわち，乱流燃焼速

度は火炎面密度に影響を受ける．図７．５に，各条件における火炎面密度の最大値max の

u'/SL に対する変化を示す．

図７．５ 火炎面密度の最大値max の u'/SL に対する変化[1]

図７．５に示すように，同一の u'/SL で比較した場合，アンモニア混焼割合 ENH3 が大きく

なるにつれて，火炎面密度の最大値は小さくなっている．この傾向は，図７．４に示した

乱流燃焼速度 ST/SL の ENH3 に対する変化と対応している．このように，ST/SL の変化は火炎

面密度の変化によって引き起こされているものと考えられる．

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 2 4 6 8

Smax_E0.00,p0.5

Smax_E0.10,p0.5

Smax_E0.20,p0.5

Max

imum

fla

me

surf

ace

den

sity

,m

ax [1

/m]

u'/SL

ENH3

= 0

ENH3

= 0.1

ENH3

= 0.2

33

図７．６ フラクタルインナーカットオフi，平均渦管直径 lv および固有不安定性の特性

スケール li の Taylor マイクロスケールに基づく乱流 Reynolds 数 Rに対する変化[1]

図７．６にフラクタルインナーカットオフi，平均渦管直径 lv および固有不安定性の特性

スケール li の Taylor マイクロスケールに基づく乱流 Reynolds 数 Rに対する変化を示す．図

に示すように，フラクタルインナーカットオフi および固有不安定性の特性スケール li は

ENH3 が大きくなるにつれて大きくなった．すなわち，ENH3 が大きくなるにつれて火炎面に

現れる凹凸のスケールは大きくなる．この結果は，図８．３の観察結果と一致する．火炎

面構造の変化の観点から見ると，このような火炎面密度の変化は ENH3 が大きくなるにつれ

て層流燃焼速度 SL が小さくなる影響が大きいものと考えられる．すなわち，ST/SL の ENH3に

対する変化は，アンモニア混焼割合が大きくなるにつれて，層流燃焼速度 SL が小さくなる

ため，乱流燃焼速度 ST も小さくなったためであると考えられる．

また，アンモニア／水素混焼時の乱流燃焼特性について検討した．この実験において，

圧力 P は 0.1 MPa，0.3 MPa および 0.5 MPa とした．その結果，図７．７に示すような OH-

PLIF 画像の取得に成功した．この OH-PLIF 画像から乱流燃焼速度を求めた．その結果，大

幅な火炎強化が実現できる事を示した．

図７．７ アンモニア／水素／空気乱流予混合火炎の OH-PLIF 画像

0

0.5

1

1.5

0 50 100 150 200 250

i, l v

, l i [

mm

]

R

ENH3

= 0

ENH3

= 0.10

ENH3

= 0.20

li,ENH3 = 0

li,ENH3 = 0.10

li,ENH3 = 0.20

lv = 10

k

1.0

a10 mm 10 mm 10 mmb c

34

３－２．ガスタービンモデル燃焼器におけるアンモニア火炎の燃焼特性

３－２－１．火炎保炎限界と排出ガス特性に関する実験的研究[1]

３－２－１－１．背景

これまで述べてきたように，アンモニア／空気予混合火炎の層流燃焼速度は 7 cm/s 程度

であり，メタン火炎の 1/5 程度である．従って，従来の炭化水素燃料に比べて保炎特性が低

いことが考えられる．本研究では，ガスタービン燃焼器において火炎安定性を高めるため

に利用されている旋回流燃焼器においてアンモニアの燃焼試験を実施し，火炎安定性につ

いて検討を行った．また，アンモニア火炎からの排出ガス特性についても検討した．

３－２－１－２．実験装置

実ガスタービン燃焼器においては，スワーラやライナ形状は非常に複雑である．本研究

では，旋回流燃焼器に保炎されるアンモニア火炎の基礎的特性を明らかにするために，簡

単な形状を有する旋回流燃焼器を用いて検討を行った．図９．１に，本研究で用いた旋回

流燃焼器の模式図を示す．

図８．１ （a）旋回流燃焼器の模式図，(b)スワーラ写真[1]

図８．１a は本研究で用いた旋回流燃焼器の模式図である．スワーラの外径 Di および内

径 Do はそれぞれ 13 mm および 34.4 mm である．翼枚数は 12 枚である．本研究ではスワー

ラの翼角度 a として 45 度（Type 1）と 60 度（Type 2）の二種類のものを用いた．スワール

数 S は式(8.1)により求めた[2]．

𝑆 =2

3[1 − (𝐷𝑜/𝐷𝑖)

3

1 − (𝐷𝑜/𝐷𝑖)2] tan𝛼 (8.1)

この場合，Type 1 のスワーラで 0.736，Type 2 のスワーラで 1.27 である．

ライナとして，石英製ガラスを用いた．本研究では一辺が 102 mm の矩形ライナと内径

が 100 mm の円筒ライナを用いた．いずれも内径は 3Do に近い．ライナの高さ h は 100 mm

もしくは 200 mm とした．スワールバーナにおける流れ場は LDV (Laser Doppler Velocimetry)

により求めた．LDV に用いたレーザーの波長は 632.8 nm であり，トレーサ粒子として SiO2

を用いた．LDV 計測派燃焼器中心軸上（r = 0 mm）において，z 軸方向に 10 mm から 90 mm

の位置で行った．実験は空気入り口温度 298 K，圧力は 0.1 MPa とした．

図８．２に燃焼生成ガス分析系の模式図を示す．

35

図８．２ 燃焼ガス分析計の模式図およびサンプリングプローブの写真[1]

図８．２中のステンレス製サンプリングプローブを燃焼器出口の 5 mm 下流に設置した．

ガス分析には水素分析計および酸素分析計を組み込んだ FTIR（Fourier Transfer Infrared）ガ

ス分析計（Best 測器，BOB-2000FT）を用いた．燃焼器出口から流出する燃焼生成ガスの組

成は一様ではないものと考えられる．そこで，燃焼器出口において概ね平均化された燃焼

生成ガス分析が行えるように，燃焼器出口の外縁部のサンプリング孔直径を大きくした．

サンプリングラインの温度が 100℃を下回ると，配管中に水蒸気が凝縮し，そこに未燃ア

ンモニアが溶け込んでしまい，計測結果が不安定となる恐れがある．そこで，サンプリン

グラインをリボンヒーターやオイル恒温槽で加熱することにより，100℃以上に保った．

３－２－１－３． 火炎の保炎限界

図８．３ 当量比 0.8，ライナ高さ 200 mm，スワーラ入り口流速 3.14 m/s におけるアンモ

ニア／空気火炎の直接写真[1]

FTIR

53

1

Hot oil bath

Temperature control

Burner

Flame

5

Sampling probeFlow

To FTIR

30

6 6 6 6 6

Ribbon heater

20

0 m

m

100 mm

36

図８．３に，当量比 0.8，ライナ高さ 200 mm，スワーラ入り口流速 3.14 m/s におけるア

ンモニア／空気火炎の直接写真を示す．図に示すように，燃焼速度がメタンの 1/5 程度と

非常に遅いアンモニア／空気予混合火炎であっても，旋回流燃焼器を用いることによって，

火炎を強化する化学種を添加することなく，火炎を安定して燃焼させることが出来る．

図８．４ ライナ高さ 100 mm の場合の保炎範囲[1]

図８．４に，ライナ高さ h = 100 mm の場合における火炎の保炎範囲を示す．プロットは

火炎が吹き飛んだ点，もしくは管状火炎（Tubular-like flame）に遷移した点である．すなわ

ち，これらのプロットで囲まれた範囲において火炎を保炎することが出来る．アンモニア

火炎の可燃範囲は 0.63 から 1.4[3]であり，旋回流燃焼器を用いることによって，可燃範囲

付近まで保炎することが出来る．このような保炎特性を燃焼器内の流動の観点から考察し

た．

図８．５ 燃焼器中心軸上の速度分布（a）Type 1（S = 0.736），(b) Type 2（S = 1.27）[1]

0.2 0.6 1.0 1.4 1.80

2

4

6

8U

in (

m/s

)

(-)

h = 100 mm

Cylindrical liner

Square liner

Swirl number, S (-) 1.270.736

Cylindrical liner, CH 4

Stableregion

0 20 40 60 80 100-2

-1

0

1

2

3

z (mm)

Uz

(m/s

)

= 3.14 m/s

h = 200 mm

S = 0.736

0.84

2.013.14

Uin (m/s)

a

0 20 40 60 80 100-2

-1

0

1

2

3

z (mm)

Uz

(m/s

)

= 3.14 m/s

h = 200 mm

S = 1.27

0.84

2.013.14

Uin (m/s)

b

37

図８．５に，LDV により計測した燃焼器中心軸上の速度分布を示す．ここで LDV 計測

は未燃時に行った．まず Uin が小さい場合，明確な最小値を有する再循環領域を観察するこ

とが出来なかった．図９．４を見ると，ある流速以下においてはアンモニア火炎を保炎す

ることが出来なかった．これは，このように流速の低い条件においては明確な再循環領域

を形成させることが出来なかったためであると考えられる．また，図８．４のように，ス

ワール数の大きい Type 2 バーナの方が保炎範囲は狭い．図８．５を見ると，Type 2 のバー

ナでは再循環領域の流速（最小値）は Type 1 と同程度であるものの，長さが短くなってい

る．火炎を安定させるためには，Damköhler 数 Da が大きな条件の方がよいものと考えられ

る．ここで，再循環領域の速度の最小値の絶対値 Vc および再循環領域の長さ Lc に基づく

Damköhler 数を式(8.2)のように定義する．

𝐷𝑎 =𝐿𝑐/𝑉𝑐𝛿𝑙/𝑆𝐿

(8.2)

ここで，l は火炎厚さ，SL は層流燃焼速度である．図８．５のようにスワール数が大きい

条件ほど Lc が小さく，すなわち Da の値が小さくなる．このため，本バーナにおいては，

スワール数の小さいものの方が保炎範囲が広かったものと考えられる．

３－２－１－４． 燃焼生成ガス特性

図８．６ h = 200 mm，Type 1 スワーラ，Uin = 3.14 m/s における燃焼生成ガス分析結果[1]

図８．６に，ライナ高さ h = 200 mm，Type 1 スワーラ，Uin = 3.14 m/s における燃焼生成

ガス特性の当量比に対する変化を示す．希薄領域において，NO モル分率は最大で約 2000

ppm であるものの，過濃側で激減し，当量比 1.1 より大きい条件においては 0 ppm に近い．

一方で，未燃アンモニアの排出量は過濃側で急激に増大する．このように，アンモニア火

炎は希薄側と過濃側で NO と NH3 のトレードオフのような関係が存在し，化学量論からや

や過濃の当量比において，これらが両者とも最小となる当量比（当量比窓）が存在する．

この特性は，一次元火炎で見られたものと同様である．

0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.30

1000

2000

3000

4000

5000

0

2

4

6

8

Co

nce

ntr

ati

on

(v

olp

pm

)

(-)

Co

nce

ntr

ati

on

(v

ol

)NH3

NO H2

38

３－２－２．アンモニア／空気旋回流予混合火炎の数値解析[1,2]

３－２－２－１．緒言

炭化水素燃料の希薄予混合燃焼は，厳しい排ガス規制に適応するための最新のガスター

ビン燃焼技術の一つである．しかし，炭化水素の乱流希薄予混合燃焼は NH3/空気燃焼と同

様に燃焼速度が低く，火炎の安定性に欠ける．そのため以前より，燃焼速度が低い領域に

スワール流を形成し，大きな内部循環流を発生させることでその火炎を安定させるという

手法が利用されてきた．これによって高温の燃焼ガスが再循環によって流入直後の未燃ガ

ス近傍に運ばれ，未燃ガスに熱を供給し着火を促す．結果として，スワール流を利用する

ことによって安定した NH3/空気燃焼が実現する．

本節では，アンモニアを燃料とするガスタービン燃焼器に対する基礎的な検討を行うた

めに，モデルスワールバーナに対して数値解析を実施し，旋回流燃焼器に定在される，乱

流予混合 NH3/空気スワール火炎の燃焼および排ガス特性について明らかにする事が目的

である．

本研究では，実際の燃焼器と比べ単純な計算系を利用し解析を行った．ガスタービン燃

焼器の数値計算は，乱流と化学反応の相互作用を始めとした多くの複雑な現象を内包して

おり非常に困難である．そこで本研究では，3 次元の計算系中で，Large Eddy Simulation（LES）

と乱流素反応数値解析を同時に実施した．これにより得られた結果により，当量比の観点

から詳細な反応流流れ場と火炎構造について議論する．

３－２－２－２．計算モデルと条件

本研究では，空間的にフィルタリングされたNavier-Stokes方程式[4]を支配方程式とした．

反応流の計算は OpenFOAM[5]を利用した．計算には東北大学流体科学研究所のスーパーコ

ンピューターを利用した．空間的にフィルタリングされた運動量方程式では，解像度未満

のテンソルについては Wall Adapting Local Eddy-viscosity（WALE）モデルにより計算した

[6]．加えて，サブグリッドスケールの顕エンタルピーと，化学種ごとの流束，および空間

的にフィルタリングされた顕エンタルピーと質量分率の関係式は勾配仮定により記述した

[4]．NH3 の酸化反応の解析には Miller の詳細反応機構（化学種：23，素反応：98）[7]を使

用した．本研究で用いた Miller の詳細反応機構は，層流燃焼速度を実験値と比べて過大評

価するものの[8]，含まれている化学種と素反応が少ないため，計算負荷を抑えることがで

きる．

化学反応の計算コストの高さは LES と素反応解析を両立させるにあたって依然障害とな

っている．本研究では，in-situ adaptive tabulation algorithm library[9]を使用して化学反応計算

を行うことで計算負荷を軽減させた．乱流と化学反応の相互作用は partially stirred reactor

（PaSR）モデルで表現されており，微小混合や化学反応にも影響している[10]．

39

図９．１に本計算で用いた燃焼器モデルを示す．計算領域は簡便な円筒系燃焼器を模擬

しており，底面にスワーラを配置した．計算系は約 320 万セルから成っており，1 セルの

体積はおよそ 0.25 mm3 である．内側と外側のスワーラの直径 Di と Do はそれぞれ 14 mm, 24

mm とした．燃焼器の内径は 72 mm (=3Do)で，その高さは 150 mm である．燃焼器上部には

流出口を設け，その直径を 36 mm (=1.5Do)，突出部の長さを 10 mm とした．また，スワー

ラの入り口は未燃ガスの上流側，底面から 1 mm 離れた面と重なるようにした．極座標系

の原点を燃焼器底面の中心部とし，軸方向，系方向，周方向をそれぞれ z, r, θ で表す．ス

ワール角 α は 40°とし，これに応じて式(5.1)[11]より求めたスワール数 S は 0.675 だった．

ここで本計算の初期条件を以下の表９．１に示す．

また，未燃ガスの相対的乱流強度は 30%とした．これは，LES の代表長さが 0.63 mm（セ

ルの一辺の長さ）である状態で高い乱流強さを維持するためである．燃焼器の壁面の境界

条件として断熱・滑りなし条件を与えた．また流出口には連続境界条件を適用した．圧力

は 0.1 MPa とした．CFD の初期のタイムステップは 1 10−6 s，Couran 数はおよそ 0.4，化学

的特性時間は 1 10−7 s とした．

図９．１ (a) 燃焼器側面図 (b) スワーラの概略図[1]

= 24 mm

= 14 mm

b

L=1

50

mm

D = 72 mm

r

z

14 mm24 mm 400

De = 36 mm

Swirler

outflow channel

a

400

Bluff body

z

r

表９．１ 初期運転条件

流入口での混合気温度, 𝑇𝑖𝑛 [K] 500

運転圧力, 𝑃0 [MPa] 0.1, 0.2, 0.5

平均流入速度, 𝑈𝑖𝑛 [m/s] 39.1

当量比, 𝜙 1, 1.25, 1.4

40

３－２－２－３．結果と考察

３－２－２－３－１．反応流れ場

本研究では，𝑇𝑖𝑛= 500 K, 𝑈𝑖𝑛= 39.1 m/s, 𝑃0= 0.1 MPa, および 𝜙 = 1 の反応流について，図

９．２に示す(a)燃焼器の底面に対して垂直な面上の速度ベクトル場，(b)速度勾配テンソル

の等値面と式(9.1)で表される流量 Q が 3×107（中央値を選択）のときの NH3 の質量分率

𝑌𝑁𝐻3，そして(c)式(9.2)および式(9.3)[12]により得られるサブグリッドスケールにおけるレイ

ノルズ数𝑅𝑒Δを用いて議論した．

𝑄 = −1

2

𝜕�̃�𝑖𝜕𝑥𝑗

𝜕�̃�𝑗

𝜕𝑥𝑖 (9.1)

𝑅𝑒Δ =𝑢′ΔΔ

𝑆𝐿𝛿𝐹 (9.2)

𝛿𝐹 =𝜈

𝑆𝐿 (9.3)

ここで， 𝑢Δ′ , 𝑆𝐿, 𝛿𝐹 , ν, Δはそれぞれスブグリッドスケールでの速度変化，層流燃焼速度，

層流火炎帯厚さ，動粘性係数，そして LES 代表長さである．また，図９．２(a)中で，速度

ベクトルの大きさはカラーバーにより示した．

図９．２のように，反応流れ場中においても，内部循環領域(IRZ)と外部循環領域(ORZ)

の存在が確認できる．前者は，スワール流背部の低圧領域の存在が引き起こす渦崩壊が原

因となり発生している．後者は，燃焼器内のスワール流による管状流れの発達により引き

図９．２ 𝑇𝑖𝑛= 500 K, 𝑈𝑖𝑛= 39.1 m/s, 𝑃0= 0.1 MPa, 𝜙 = 1 でのある瞬間における反応流場

での：(a)燃焼器の断面上での速度ベクトル場; (b) Q が 3×107 のときの速度勾配テンソル

の第 2 不変量の同値面，NH3 の質量分率により着色; (c) サブグリッドスケールでのレイ

ノルズ数 𝑅𝑒Δ

a cbD = 72 mm

L=1

50

mm

r

z

U [m/s] [-]

IRZ IRZ

ORZ ORZ

[-]

41

起こされる．

再循環領域の存在により，高温の燃焼ガスが上流側へ運ばれ，未燃ガスとの混合が促進

されている．結果として，層流燃焼速度の小さい燃料であっても継続的に化学反応させる

ことができ火炎の安定につながる．また図９．２を見ると，燃焼ガスの出口（上部）の近

傍に回転流が存在していることがわかる．ここで，同値面は NH3の値をもとに示している．

図９．２ｃには反応流中のサブグリッドスケールでのレイノルズ数の分布を示した．本研

究では，数値計算により得られた，火炎が伸長を受けていないときの層流燃焼速度𝑆𝐿は

0.297 m/s，それに対応する火炎帯厚さは 0.13 mm であった．レイノルズ数の値は 1.4 から

180 の範囲に存在していたが，燃焼器下流近傍の微小渦群の存在する領域のレイノルズ数

が高くなっており，燃焼ガスと未燃ガスの混合を促進させている．

42

３－２－２－３－２．燃焼生成物の排出量の減少

Hayakawa らの行なった，気圧 0.1 MPa，混合気温度 298 K の雰囲気中において，燃料を希

薄から過濃まで変化させたときの NH3/空気一次元火炎による NO 生成/還元に関する研究

[10]によれば，ϕ=1.1 のときに NO の生成量が著しく減少することがわかっている．

図９．３ 当量比，圧力ごとの NO 分布: (a) 0.1 MPa; (b) 0.5 MPa

図９．４ 当量比，圧力ごとの OH 分布: (a) 0.1 MPa; (b) 0.5 MPa

図９．５ 当量比，圧力ごとの NH3 分布: (a) 1; (b) 1.25 [2]

= 0.1 MPa

= 1.25

II

= 0.5 MPa

= 1.25

II

XNO × 106= 1.0

= 0.1 MPa

I

L=1

50

mm

D = 72 mm

I

= 1.0

= 0.5 MPa

rz

= 0.1 MPa

= 1.4

III

= 0.5 MPa

= 1.4

III

a b

L=1

50

mm

D = 72 mm

= 0.1 MPa

= 1.0

I

= 0.1 MPa

= 1.25

II

= 1.25

= 0.5 MPa

IIXOH

I

= 1.0

= 0.5 MPa= 0.1 MPa

= 1.4

III

= 0.5 MPa

= 1.4

III

a b

L=15

0 m

m

D = 72 mm

rz

= 0.1 MPa = 0.5 MPa = 0.1 MPa = 0.5 MPa

XNH3

a b

= 1 = 1 = 1.25 = 1.25

43

ゆえに本研究では，CHEMKIN-PRO[14]を利用し，混合気温度 500 K，運転圧力 0.1, 0.2,

0.5 MPa とし，当量比を希薄から過濃までの広い範囲で変化させながら NH3/空気一次元火

炎についての数値計算を行った．ここで本研究では，発熱量のピークの点から 4 cm 下流の

位置における燃焼生成ガス特性について取り扱う．

図９．６a を見ると，圧力によらず𝜙 = 0.9の点付近で NO の排出量が最大値をとってい

る．その後，当量比の増加に応じて NO の排出量が減少していき，過濃条件になるに連れ

てその排出量はほとんど 0 となる．一方で NH3 の排出量は圧力によらず，𝜙が 1.25 を上回

った後は著しく増加する．

以上の 1 次元火炎を用いた計算から，NO と NH3 の排出量が同時に最小となる（当量比

窓）のは，圧力によらず，𝜙が 1.25 の条件においては混合気温度が 500 K の時であると推

測できる．

次に，3 次元に拡張したときの数値計算について述べる．当量比𝜙は 1.0, 1.25, 1.4，燃焼

器内初期の圧力は 0.1, 0.2, 0.5 MPa として，それぞれの場合ついて計算を行った．

図９．3ａ，ｂは，燃焼器内圧力が 0.1, 0.5 MPa のときの各条件での NO のモル分率分布

を示している．図９．3 を見ると，高圧条件，過濃条件では，NO 分率が非常に小さくなっ

ていることがわかる．計算結果より，時間・空間平均での NO モル分率は，気圧が 0.5 MPa，

当量比が 1.25 と 1.4 それぞれの場合で 144×10-6，39×10-6 であることがわかった．この結果

は，図９．6ａに示した 1 次元火炎での計算結果にも一致している．

図９．４ａ, ｂは，前述の NO の場合と同様の条件での OH モル分率を表していが，𝜙 =

1，0.1 MPa より過濃，高圧の雰囲気では OH のモル分率が非常に小さいことがわかる．さ

らに，燃焼器内の OH が多く存在する領域と NO が多く存在する領域が重複していること

もわかる．

これは，Miller と Bowman が主張するように[15]，OH ラジカルは amidogen(NH2)が

nitroxyl(HNO)を経て NO へと酸化される(R1)から(R5)中で重要な役割を果たしているため

である．

図９．６ NH3, H2 の排出特性: (a) 一次元火炎の場合; (b) 三次元火炎の場合[2]

1.0 1.2 1.40

4000

8000

12000

0

4

8

12

x NO

, x N

H3

10

6 (

-)

Equivalence ratio, (-)

Expt_Rzt_Style1.txt

x H2

10

3 (

-)

0.1

0.2

0.5

NO NH3 H2MPa

H2

NO

NH3

２

0.8 1.0 1.2 1.40

4000

8000

12000

0

4

8

12

Equivalence ratio, (-)

XN

H3

, XN

O

10

6 (

-)

XH

2

1

02 (

-)x H

2

(-)

MPa

0.1

0.2

0.5

NH3 H2NO

a b

44

NH2 + O ⇔ HNO + H (R1)

NH + OH ⇔ HNO + H (R2)

HNO + OH ⇔ NO + H2O (R3)

HNO + M ⇔ NO + H + M (R4)

NH + O ⇔ NO + H (R5)

これらに加えて高圧下での NH3/空気燃焼では，3 体反応

OH + H + M ⇔ H2O + M

が NO の還元過程において支配的である．

ゆえに，図９．３および９．４のように，高圧条件下では OH の存在を減じることが NO

の排出量を減らすことにつながるということがわかる．

図９．５(a), (b)は𝜙 = 1, 1.25それぞれのときの NH3分布を雰囲気圧力ごとに示している．

図を見ると明らかなように，当量比によらず運転圧力が上昇すると火炎長さは短くなるこ

とがわかる．このことは，運転圧力が 0.1 MPa から 0.5 MPa まで急上昇したことにより，

化学反応時間のスケール𝜏𝑐が急激に小さくなったことに関係していると推察される[15]．こ

こで𝜏𝑐 = 𝛼𝑡ℎ/𝑆𝐿2であり，𝛼𝑡ℎは熱拡散率である．𝜏𝑐は Miller の詳細反応機構用いた 1 次元火

炎モデルについて CHEMKIN-PRO[11]を使い算出した．圧力上昇に伴い𝜏𝑐が小さくなる，す

なわち化学反応速度が大きくなったことによって火炎長さが短くなったものと考えられる．

さらに，図９．５(a), (b)に見られるように，燃焼器内の圧力が上昇するに連れて，燃料過

濃条件での未燃 NH3 の時間・空間平均での存在率が減少している．これは，圧力上昇する

一方で𝜏𝑐が減少することで，系のダムケラー数, 𝐷𝑎𝑜𝑣𝑟 = 𝜏𝑓 𝜏𝑐⁄ が大きくなるためである．

ここで，𝜏𝑓は流体の特性時間を表し，𝜏𝑓 = 𝑉 (𝜌1⁄ 𝑣1 /𝜌2)と表される．𝑉 , 𝜌1 , 𝜌2 , 𝑣1はそれ

ぞれ燃焼器の体積，未燃ガスの密度，燃焼ガスの密度，未燃ガスの流入時の体積流量を表

す．よって，𝐷𝑎𝑜𝑣𝑟の上昇により，高圧・過濃条件での未燃 NH3 の時間・空間平均での存在

率が減少する．

結果として，図９．６(b)に見られるように，時間・空間平均で NO と未燃 NH3 の排出量

が同時に最小値になるのは𝜙 = 1.2 のときであり，圧力が 0.5 MPa のときにはその大きさは

200 ppm 程度まで減少するということがわかる．0.1 MPa，𝜙 = 1.2 での NO と未燃 NH3 排

出量が 700 ppm であることと比較すると，かなり排出量が減ることがわかる．加えて，1 次

元 3 次元での数値計算結果が互いによく一致している事も言える．

45

３－２－３．高圧下におけるアンモニア／空気旋回流予混合火炎の燃焼特性

３－２－１節で示したように，燃焼速度が低いといったような，低燃焼性が課題であっ

たアンモニアであっても，旋回流燃焼場を形成することで，安定的なアンモニア火炎の保

炎することに成功した．しかしながら，３－２－１節で用いたスワールバーナは比較的大

型であるため，燃料供給量に上限があり，実ガスタービン燃焼器内の高流速条件の模擬な

らびに高負荷高圧実験が困難であった．また，三次元数値計算との比較のため，計算負荷

を低減するために計算領域をある程度小さくする必要があった．そこで本節では高燃焼器

入口流速，高圧試験に対応し，３－２－２節に示す三次元数値計算と同寸法小型スワール

バーナを用いて実験を行った．主な実験として，保炎可能範囲計測および燃焼生成ガス分

析，OH-PLIF 計測による火炎構造解析を実施した．

図１０．１に本実験で使用した燃焼器外観を示す．保炎可能範囲計測および燃焼生成ガ

ス分析においては図１０．１a に示される円形型燃焼器を使用した．燃焼器内径は72 mm，

高さ 150 mm である．また，燃焼器出口部に設置した天板の燃焼ガス出口孔の内径直径は

36 mm である．これらはすべて３－２－２節に示す三次元数値計算で使用した燃焼器と同

寸法となっており，数値計算との直接比較を可能とした．図１０．１ｂは本実験で使用し

たスワーラである．このような小型旋回流燃焼器を用いる事で，広範囲な燃焼器入口流速

での実験および高圧燃焼実験が可能になった．燃料にアンモニア，酸化剤には空気を用い

た．混合気の燃焼器入り口温度は 298 K とした．燃焼生成ガス分析には FTIR ガス分析計を

用いた．

(a) 燃焼器 (b) スワーラ

図１０．１ 燃焼器ならびに固定翼スワーラ

３－２－３－３． 結果および考察⁺

３－２－３－３－１． 火炎直接写真

図１０．２ａに圧力 P = 0.1 MPa，図１０．２ｂに P = 0.5 MPa におけるアンモニア空気

予混合気の火炎写真を示す．このように，0.5 MPa の高圧下においてもアンモニア火炎を旋

回流燃焼器に保炎させる事に成功した．

46

図１０．２ 小型旋回流燃焼器に保炎されたアンモニア火炎：(a) P = 0.1 MPa; (b) P =

0.5 MPa

図１０．１に示した燃焼器を用いて，大気圧下から高圧条件下までの火炎保炎範囲を調

べた．その結果，アンモニア火炎であっても幅広い当量比および流速範囲において火炎が

保炎可能であることを明らかにした．

さらに，燃焼生成ガス特性について検討を行った．FTIR ガス分析計により，大気圧下

ならびに高圧下において，様々な当量比における燃焼生成ガスを取得した．

また矩形断面の旋回流燃焼器を用いて OH-PLIF による火炎構造の観察を行った．その

結果，図１０．３示すような P = 0.1 MPa および 0.5 MPa におけるアンモニア旋回流火炎

の OH-PLIF 画像の取得に成功した．

(a) 0.1 MPa (b) 0.5 MPa

図１０．３ アンモニア旋回流火炎のOH-PLIF画像

47

３－２－４．二段燃焼による低 NOx・NH3 燃焼に関する数値解析[1]

３－２－４－１． 緒言

RQL (Rich-Quench-Lean)燃焼は，炭化水素燃焼の火炎温度と NOx 排出を減じる手法として

広く用いられている[2]．この燃焼技法は，高い燃焼性能を生み出すだけでなく，流入口が

一つという単純な構造の燃焼器で利用できる，高い着火性，保炎性を得られるというメリ

ットもある[3]．

本研究では，乱流予混合 NH3/空気スワール燃焼において，二次空気を導入することによ

り有害ガス（NO，未燃 NH3，未燃 H2）の排出量を削減可能であることを示す．またそれに

より，燃料過濃である第一段燃焼領域で NH3 を完全燃焼させ，火炎温度をタービンブレー

ドの許容温度の上限である 1300 K 付近[4]で維持させる．本研究で提案する二段燃焼は，上

述の炭化水素燃料における二段燃焼と同様に Rich-Lean 燃焼を採用しているものの，主に

Thermal NOx を低減する従来の二段燃焼とは異なり，Fuel NOx を大幅に低減するためのも

のである．

本研究では，実機のような複雑な構造を持つ Rich-Lean ガスタービン燃焼器での性能を

評価する前段階として，比較的簡単な構造の燃焼器を模擬して数値解析を行った．

３－２－４－２． 計算モデルと計算条件

本研究で使用したモデルは３－２－２節のものと同様である．そのため本節では二段燃焼

の数値解析のための新たな計算領域についてのみ述べる．

二次空気導入口を備えた計算領域の図を図１１．1 に示す．導入口の形は正方形で数は 8

つ，燃焼器内の再循環領域の影響を避けるため，燃焼器底面を基準として高さ 100 mm の

位置の周に均等に配置した．二次空気導入口の断面積は 10×10 mm2，長さは 20 mm とし，

二次空気導入口を分割するセル一つの体積を 0.25 mm3 とした．以後，二次空気導入口より

上流領域を一次燃焼領域，下流領域を二次燃焼領域と呼称する．

図１１．１ 計算領域: (a)二次空気導入口をつけた燃焼器; (b) スワーラの概略図[1]

= 0.1 MPa

L=1

50

mm

a

D = 72 mm

14 mmr

z24 mm400 L s

=10

0 m

m

10 mm

10 mm

De = 36 mm

Swirler

secondary air injection system

outflow channel

b

400

Bluff body

= 24 mm

= 14 mmz

r

48

一般的な商用ガスタービンと同様，燃料/空気の初期の混合気温度は 500 K とした．混合

気の初期流入速度 Uinは 3．2．2 節と同様に 39.1 m/s とした．表１１．１には，一次燃焼領

域での当量比𝜙𝑝𝑟𝑖，二次空気の噴射速度𝑈𝑠を示した．流入した二次空気を加味した系全体

での当量比𝜙𝑜𝑣𝑟は 0.37 である．

３－２－４－３． 結果と考察

表１１．１ 初期運転条件𝑃0, 𝜙pri, 𝑈s

P0[MPa] 0.5

𝜙pri [-] 1.15 1.2 1.25 1.4

𝑈in [m/s] 39.1

𝑈s [m/s] 18 19 20 23

𝜙𝑜𝑣𝑟 [-] 0.37

図１１．２ 二次空気導入の影響: (a) NO 排出; (b) 未燃 H2, NH3, NO[1]

= 0.5 MPa

L=1

50

mm

D = 72 mm

rz

= 1.15

= 0.37

L/2

= 7

5 m

m

= 1.20

= 0.37

= 1.25

= 0.37

= 1.40

= 0.37

XNO

×106

a b

49

二段燃焼での燃焼生成ガス，火炎の特性を調べることは，燃料過濃である一次燃焼領域

で NH3 を完全燃焼させ，火炎温度をタービンブレードの許容温度の上限である 1300 K 付

近で維持させるためには必要不可欠である．

これに加えて，系全体の当量比が 0.37 の状態を維持できるように二次空気の噴射速度を

決定した．これにより，排ガス中の O2 の存在率がおよそ 13%に維持された．

図１１．２に，二次空気を導入したことが H2, NH3 および NO の時間・空間平均の排出量

に与える影響を表す．比較のため，16%-O2 を基準にしたものと，燃焼器の中間部（二次燃

焼領域上流）での値を掲載している．このとき，𝜙𝑝𝑟𝑖 = 1.15, 1.2, 1.25, 1.4 で，𝑃0= 0.5 MPa

である．

図１１．２(b)から明らかなように，二次空気を導入したことで，未燃 NH3 と H2 の燃焼

器出口での値は 0 となっている．しかしながら，𝜙pri ≤ 1.2 のときに NO の時間・空間平

均での排出量が燃焼器中間部より出口の方が少なくなっているにもかかわらず，𝜙pri > 1.2

の場合はその逆に中心部と比べて出口部での NO の排出量が非常に多くなっている．図１

１．２(a)にもこのことはよく見て取れる．𝜙pri < 1.2 のとき，二次空気と NO が混合する

ことによって，燃焼器出口部での NO の存在率が中心のその値より小さくなっていること

がわかる．

これに対し𝜙pri ≥1.2 の場合二次空気の存在によって NO が生成されていることが図１１．

２(a)から観察される．従って，𝜙pri = 1.25および 1.4のとき，燃焼器出口での時間・空間平

均された NO の排出量が中心部と比べて大きくなっている．しかし，𝜙pri= 1.2 時点では NO

の生成より希釈が支配的であり，NO の存在率も燃焼器中間部より出口部の方が小さい．二

次空気によって，一次燃焼領域において生じた H2 は完全燃焼する．その結果二次燃焼領域

に多くの OH が生成される．結果として，𝜙pri ≥1.2 のとき，一段目燃焼領域に OH と未燃

NH3が多く存在する場合，（NH3 → NH2 → NH → HNO の酸化が起こる）二段目燃焼領域で

多くの NO が生成する．以上の理由から，𝜙pri =1.2，𝑃0 = 0.5 MPa の雰囲気では図１１．

２(a)に示すように，NO の時間・空間平均した 16%O2 換算したときの排出量は 100 ppm ま

で減少する．

このように数値的に検証された二段燃焼コンセプトについて，３－２－３節に示した小

型旋回流燃焼器を用いて実験的な検証を行った．その結果，実験においても二段燃焼を行

う事によって NO および未燃アンモニアを同時低減できることを示した．

50

３－２－５．非予混合型ガスタービンモデル燃焼器の燃焼特性に関する数値解析[1]

３－２－５－１．緒言

多くのガスタービン燃焼器は，構造が単純などの理由により，非予混合燃焼も広く用い

られている．さらに，非予混合燃焼は予混合燃焼と比べて安全である．これは，火炎伝播

が起こらないため，たとえ未燃ガスが高温であっても，予期せぬ場所での逆火や自着火が

発生しないためである．しかし，その反面で炭化水素燃料を燃焼させた場合に多くの NOx

を排出してしまうという欠点がある．

これまでに，産業技術総合研究所の Kurata らによる研究[2]で，NH3/空気燃焼によって 50

kW 級の発電に成功している．この先行研究では，ケロシンを燃料とするマイクロガスター

ビンをアンモニア燃焼用に変更された強力なスワール流を発生させるガスタービン燃焼器

を用いて行われ，そのスワール流によって安定的な乱流非予混合 NH3/空気燃焼を実現させ

た．そのため，Kurata らが用いたガスタービン燃焼器の構造は，アンモニア燃焼に最適化

されたものでは無いものと考えられ，非予混合 NH3/空気燃焼にとって最適な燃焼器の形態

は未知である．また，NO の排出量は 16%O2 換算で 1000 ppm と，日本の規制値である 70

ppm(16%O2)よりはるかに高い．

以上の理由より，本研究では大気圧及び高気圧でのスワール乱流非予混合 NH3/空気燃焼

の燃焼特性と排ガス特性の解明を試みる．

本研究では，複雑な構造を持った実際のガスタービン燃焼器の評価を行う前段階として，

簡便なモデルを用いて評価を行った．数値解析では燃焼器を模した 3 次元の計算領域中で

Large Eddy Simulation（LES）と finite rate chemistry を同時に行った．そして，運転圧力 P0，

系全体および局所当量比を変化させ，非予混合 NH3/空気燃焼での反応流れ場を再現した．

３－２－５－２． 計算モデルと条件

使用した計算モデルはすべて３－２－２節で使用したものと同様のものであるため，こ

こでは新たに設定した非予混合 NH3/空気燃焼用の計算領域について説明する．

図１２．１ 非予混合燃焼解析用計算領域: (a) 円筒形燃焼器の側面図;

(b)非予混合燃焼用スワーラ; (c) 非予混合燃焼用スワーラ（NH3 分流用）[1]

L=1

50

mm

D = 72 mm

r

z

14 mm24 mm 400

De = 36 mm

Swirler

outflow channel

a

= 13 mm

Bluffbody

= 8 mm

b

= 24 mm

= 14 mmz

r

400

400

= 0.5 MPac

= 24 mm

= 14 mmz

r

400

400400

Bluff body = 13 mm

= 8 mm

= 30 mm

= 25 mm

51

本研究で用いた非構造 3 次元計算領域は３－２－２節で使用したものに基づき作成した．

燃焼器は円筒形状をしており，底面中心部に炎上のスワールバーナを設置した．図１２．

１(a)に示すように，燃焼器底面の直径 D は 72 mm で高さ L は 150 mm である．燃焼器出口

は上面にあり，その内径 De は 36 mm，長さは 10 mm とした．流入口は，燃焼器底面から

上流側 1 mm の面に設定した．

非予混合 NH3/空気燃焼についての本研究での前半部分では，３－２－２節で使用した円

筒形スワーラの内側にもう一つのスワーラを追加した計算領域(図１４．１(b))を用いた．

空気流用の外側のスワーラの内径 Di/a と外径 Do/a はそれぞれ 14 mm および 24 mm である．

図１２．１(b)に示すように，スワール角 αair は空気用スワーラのスワール数 Sair が３－２－

２節でのスワール数 S と同値 0.68 となるように 40°とした．また，NH3 用の内側のスワー

ラの内径 Di/f と外径 Do/f はそれぞれ 8 mm および 13 mm とし，そのスワール角 αNH3 は，ス

ワール数 SNH3 が 0.69 となるおよそ 40°とした．

非予混合燃焼用のスワーラの寸法は，乱流燃焼について行われた先行研究[3-4]で使用さ

れたものを使用した．これは，NH3 と空気の流入速度の差によって生じるせん断力を最小

限にするためである．

本研究では更に別のスワーラを用いた数値解析も行った．そのスワーラを図１２．１ｃ

に示す．このスワーラは，前述のスワーラの空気用スワーラのさらに外側にもう一つの NH3

用スワーラを設けたものである．その内径 Di/f2 と外径 Do/f2 はそれぞれ 25 mm および 30 mm

である．この外側のスワーラも 40°の羽根角がついており，そのスワール数 SNH3,2 は 0.77 で

ある．

表１２．１ NH3/空気燃焼の初期運転条件

𝝓𝐠𝐥𝐨𝐛𝐚𝐥 1.0 1.1 1.2 1.25

𝑼𝐚𝐢𝐫 [m/s] 30.53 29.93 29.33 29.03

𝑼𝐍𝐇𝟑 [m/s] 31.27 33.45 35.46 36.70

表１２．２ 系全体の当量比が 1.2，NH3 分流を用いたときの初期運転条件

𝝓𝐠𝐥𝐨𝐛𝐚𝐥 1.2

𝑹 (Split ratio) 0.67 : 0.33 0.60 : 0.40 0.55 : 0.45

𝑼𝒂𝒊𝒓[m/s] 29.33

𝑼𝐍𝐇𝟑 [𝐢𝐧𝐧𝐞𝐫−𝐦𝐨𝐬𝐭] [m/s] 23.73 21.36 19.60

𝑼𝐍𝐇𝟑 [𝐨𝐮𝐭𝐞𝐫−𝐦𝐨𝐬𝐭] [m/s] 4.53 5.47 6.10

52

流入ガスの初期温度 T0 は 500 K とした．これは，出力 15 – 50 kW 級の商用マイクロガス

タービンの燃料/空気混合温度に合わせて設定した．また，本項で述べる非予混合 NH3/空気

燃焼での体積流量 V は，３－２－２節と同様に V=0.009 m3/s とした．そしてこれに応じて

空気と NH3 の流入速度 Uair, UNH3 を決定した．系全体での当量比 ϕglobal に応じたそれらの値

を表１２．１に示す．数値解析は運転圧力 P0=0.1, 0.5 MPa のもと実行した．

本研究の後半部では，ϕglobal=1.2 の条件で NH3 流を再内と最外スワーラの 2 つに分けて

数値解析を行った．このとき，空気流は前半部と同様の条件である．最内，最外スワーラ

での NH3 のそれぞれの流入速度を以下の表１２．２に示した．ここで，R は，最内，最外

スワーラの体積流量比を表している．また後半部では，P0=0.1 MPa の場合ではすべての R

について解析を行い，P0=0.5 MPa の場合では R=0.60:0.40 のケースのみ解析を行った．

３－２－５－３． 結果と考察

系全体の当量比𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙と P0 ごとの非予混合乱流 NH3/空気燃焼の温度分布を図１２．２

に示す．非予混合燃焼においても，3．2．2 節と同様の理論で火炎は非常に安定している．

しかし非予混合の場合，予混合の場合には見られなかった温度の低い領域が燃焼器中心部

に見られる．そして中心部の温度は𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙が大きくなるにつれて，低下している．

ここで図１２．３(a), (b)をみると，局所当量比と混合比が大きい領域が温度の低い領域

と重なっており，それらの影響によるものだと推測される．ここで．混合比と局所当量比

は以下の式(12.1)および(12.2)で表される．これらの式は Bilger の CH4/空気燃焼に関する研

究[5]を参考に導出した

𝑍 =

14𝑀𝐻

−1[𝑍𝐻 − 𝑍𝐻,2] +34𝑀𝑁

−1[𝑍𝑁 − 𝑍𝑁,2] − 𝑀𝑂−1[𝑍𝑂 − 𝑍𝑂,2]

14𝑀𝐻

−1[𝑍𝐻,1 − 𝑍𝐻,2] +34𝑀𝑁

−1[𝑍𝑁,1 − 𝑍𝑁,2] − 𝑀𝑂−1[𝑍𝑂,1 − 𝑍𝑂,2]

(12.1)

𝜙 =𝑍

1 − 𝑍

1 − 𝑍𝑠𝑡𝑍𝑠𝑡

(12.2)

ここで，ZH, ZN , ZOはそれぞれ水素，窒素，酸素元素の質量分率，MH, MN, MOはそれらの原

子量，また 1, 2 はそれぞれ燃料流中(NH3)の値か酸化剤流中（空気）の値化を表す．Zst は理

論空燃比のときの混合比で Zst＝0.142 である．ゆえに，混合比のばらつきはすなわち当量

比のばらつきと言える．実際に壁面近傍では希薄燃焼条件で，燃焼器中心部は過濃条件に

なっている．

53

図１２．２ 非予混合燃焼時の P0, 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙別の温度分布[1]

= 0.1 MPa = 0.1 MPa = 0.1 MPa

= 1.1 = 1.2 = 1.25 T [K]

L=15

0 m

m

D = 72 mm

rz

= 0.1 MPa

= 1.0

I II

= 1.2

= 0.5 MPa

III

III

54

図１２．３ 𝑃0が 0.1 MPa の条件における NH3/空気非予混合燃焼においての𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙ごと

の (a)混合比; (b)局所当量比[1]

図１２．４ P0, 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙別の(a) NO; (b) OH 分布[1]

L=1

50

mm

D = 72 mm

rz

= 0.1 MPa = 0.1 MPa

Z= 1.0

I

= 0.1 MPa

= 1.2

II

D = 72 mm

I

= 1.0

= 0.1 MPa

z r

= 0.1 MPa

II

= 1.2

Local

(a)

(b)

XNO × 106

a

L=1

50

mm

D = 72 mm

rz

= 0.1 MPa

= 1.0

I

= 0.1 MPa

= 1.2 = 1.2

= 0.5 MPa

II III

b

L=1

50

mm

D = 72 mm

rz

= 0.1 MPa

= 1.0

I

= 0.1 MPa

= 1.2 = 1.2

= 0.5 MPa

II

XOH

III

55

図１２．４(a), (b)は燃焼器中の NO と OH の存在率（それぞれ XNOと XOH）分布である．

それぞれについて，𝜙globalと P0 ごとの結果を示している．また，燃焼器出口部での NO の

時間・空間平均した排出量𝑥NOを図１４．１(a)中に ppm を単位として示した．この値は，

燃焼が安定状態に達した後に算出した数値である．

図１２．４(a)をみると，３－２－２節のときと同様に P0 と𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙の上昇に比例して NO

の排出量が減っていることがわかる．しかし予混合の場合とは異なり，NO の分布には偏り

がある．局所当量比の分布にも依存しているように見える．図１２．４(a)のⅠ-Ⅲを比べると，

P0 や𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙によらず，壁面付近の希薄条件領域では NO の分布率が極めて高く，反対に中

心部にはほとんど NO が存在しない．

図１２．５ (a)global = 1.0 (P0 = 0.1

MPa); (b) global = 1.2 (P0 = 0.1 MPa); (c)

global = 1.2 (P0 = 0.5 MPa)のときの局所当

量比に対する局所NO存在率のランダム分

布[1]

図１２．６ (a)global = 1.0 (P0 = 0.1

MPa); (b) global = 1.2 (P0 = 0.1 MPa); (c)

global = 1.2 (P0 = 0.5 MPa)のときの局所当

量比に対する局所OH存在率のランダム分

布[1]

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2000

4000

6000

8000

10000

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2000

4000

6000

8000

10000

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2000

4000

6000

8000

10000

XN

O

10

6

0

XN

O

10

6X

NO

1

06

a

b

cLocal

Local

Local

0

0

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

XO

H

0

XO

HX

OH

a

b

cLocal

Local

Local

0

0

56

更にこの現象を調べるため，図１２．５(a) – (c)に，NO の存在率分布を示した．この図

は，火炎領域中の点を無作為に抽出し，その点での存在率をプロットしたものである．存

在率は式（12.2）で算出した．条件はそれぞれ(a) 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙 =1, P0=0.1 MPa, (b) 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙 =1.2,

P0=0.1 MPa, (c) 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙=1.2, P0=0.5 MPa である．図１２．５中の局所当量比は理論上 0 から

無限大までの値を取るが，それほど高い数値の出る点では NO の存在率はほとんど無視で

きるほど小さく，局所当量比の範囲は 0 から 3 までとした．

図１２．５のすべての場合において NO の存在率分布は同様の形をしている．この傾向

は３－２－２節で示した乱流予混合 NH3/空気一次元火炎の研究結果と同様の傾向を示し

ており，局所当量比が 0.9 の位置にピークが立っている．ゆえに，非予混合燃焼において，

局所的当量比が燃焼器内の NO 生成に大きく影響するのは明らかである．圧力が局所的 NO

存在率に及ぼす影響は図１２．５(b), (c)にも見られる．特に𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙が 1.2 のときには，運転

圧力 P0 が 0.1 MPa から 0.5 MPa に上昇したとき，局所当量比が 0.9 のときの NO の存在率

がおよそ 2500 ppm 増えている．また，NO ラジカルと OH ラジカルの存在分布が相互に影

響していることも図１２．４(a), (b)をから明らかである．すなわち，火炎帯での NO の存在

率が高い（低い）とき，OH の存在率も高く（低く）なっている．

同様に，図１４．６(a) – (c)に，OH の存在率分布を示す．条件はそれぞれ(a) 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙=1,

P0=0.1 MPa, (b) 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙=1.2, P0=0.1 MPa, (c) 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙=1.2, P0=0.5 MPa である．これらの図は

NO の場合と同様の傾向を示しており，局所当量比が 0.9 のところに OH の存在率のピーク

が立っている．

ここからは，2 つの NH3 のスワール流で 1 つの空気スワール流を挟み込んだときの，壁

面付近での NO 存在率が高い領域での NO の還元について述べる．

たなスワーラの詳細については表１２．２に示した．またすべての計算は𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙=1.2 の

条件下で行った．図１２．７に，NH3 の（最内と最外スワーラの）分割率毎の NO，OH の

存在率分布を示した．その分割率はそれぞれ，(a)分割無し(case Ⅰ, P0=0.1 MPa)，(b)0.67:0.33

(case Ⅱ, P0=0.1 MPa)，(c)0.60:0.40 (case Ⅲ, P0=0.1 MPa)，(d)0.55:0.45 (case Ⅳ, P0=0.1 MPa)で

ある．本報告書では示していないが，分割率 0.50:0.50（P0=0.1 MPa）のとき火炎は安定し

なかった．これはおそらく最内スワーラから吹き出た NH3 流と空気流の間の速度勾配が大

きいためであったと考えられる．case Ⅰ – Ⅳでのそれぞれの時間・空間平均の NO 排出量は

1148, 1066, 608, 637 ppm で，case Ⅲのとき NO の排出量が最も低い値を示した．これらの結

果は，3．2．2 節で述べた予混合火炎の場合の時間・空間平均の NO 排出のときと類似した

傾向を示している．

図１２．７(b) case Ⅲをみると，OH の存在率が高い領域が消え，局所当量比の分布も一様

になっていることがわかる．これは，図１２．８case Ⅲをみるとわかるが，混合比の分布

が一様であることに関連している可能性が高い．

さらに，局所当量比に対する NO と OH の存在比をプロットした図を図１２．９および

１２．１０(a)–(c)に示す．明らかに，分流を導入したことによって局所当量比が低い領域が

なくなっていることがわかる．また，NO，OH ラジカルが多く存在する点が消えており，

その効果は分割比 0.60:0.40 のとき如実に現れている．

この結果より，非予混合 NH3/空気燃焼で燃料過濃条件であっても，NH3 分流を導入する

ことによって，燃焼器内の局所当量比分布を一様にすることができ，結果として NO の排

出量を最小限にすることができるということが示唆された．

57

図１２．７ 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙が 1.2 のとき，最内，最外スワーラの分割率ごとの(a) NO ; (b) OH 存在

率分布[1]

図１２．８ 𝜙𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙が 1.2 のときの分割率ごとの混合分率[1]

L=1

50

mm

D = 72 mm

rz

= 0.1 MPa = 0.1 MPa = 0.1 MPa

XNO × 106

a

= 1.2 = 1.2 = 1.2 = 1.2

= 0.1 MPa

0.67 : 0.33 0.60: 0.40 0.55 : 0.45

I II III IV

L=1

50

mm

D = 72 mm

rz

= 0.1 MPa = 0.1 MPa = 0.1 MPa

XOH

b

= 1.2 = 1.2 = 1.2 = 1.2

= 0.1 MPa

0.67 : 0.33 0.60: 0.40 0.55 : 0.45

I II III IV

Non-split

Non-split

L=1

50

mm

D = 72 mm

rz

= 0.1 MPa

Z= 1.2

I

= 0.1 MPa

= 1.2

III

0.60: 0.40Non-split

II IV

= 1.2 = 1.2

= 0.1 MPa = 0.1 MPa

0.67: 0.33 0.55: 0.45

58

図１２．９ globalが1.2のときの分割率ご

との局所NOのランダム分布[1]

図１２．１０ globalが1.2のときの分割率

ごとの局所OHのランダム分布[1]

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2000

4000

6000

8000

10000

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2000

4000

6000

8000

10000

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2000

4000

6000

8000

10000

XN

O

10

6

0

XN

O

10

6X

NO

1

06

a

b

cLocal

Local

Local

0

0

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

XO

H

0

XO

HX

OH

a

b

cLocal

Local

Local

0

0

59

３－３．可視化ガスタービン燃焼器におけるアンモニア火炎の燃焼特性[1]

３－３－１．緒言

アンモニア／空気混合気は燃焼速度が低い．しかしながら，最近の研究では純アンモニ

ア燃焼のマイクロガスタービン(MGT)で，高い燃焼効率と安定発電を実証されている．し

かしながら，アンモニア火炎からの Fuel NO 排出はアンモニア燃焼の応用の重要な問題で

ある．O，H，OH による NH2 と NH の酸化反応は主に HNO の中間生成物を経て， NO を

多量に生成する[2]．それゆえ，製造コストと実際のアンモニアガスタービンの巨大な SCR

システムのコストを最小にするための低 NOx アンモニア燃焼器の発展が必要である．数値

計算[3]は，二段燃焼を用いたアンモニア燃焼の NOx 制御の可能性を明らかにしてきた．二

段燃焼は燃料過濃の火炎が燃焼器の上流，すなわち一次燃焼領域に形成され，その下流に

空気噴射が行われ，燃料希薄の火炎が燃焼器の下流，すなわち二次燃焼領域に形成される．

本研究では，二段燃焼を用いたアンモニア燃焼の NOx 制御が実験的に調査された．アン

モニア火炎の NOx 制御メカニズムを明らかにするために予混合，非予混合火炎の構造を調

べる必要がある．そのために OH，NO-PLIF 同時計測を行った．

３－３－２．実験方法

本研究で使用された燃焼器は図１３．1 に模式的に示すようなマイクロガスタービンス

ワール燃焼器である．二段燃焼を行うために二次燃焼領域区間内に穴を設け，空気の注入

を可能にしたライナと，火炎の観察を行う事が出来るように，ガラス製のモデルライナを

用いた．燃焼器は 45º の燃料注入器を備えており，高圧燃焼室内に設置された．燃焼器出

口からの排出ガスが抽出され，FTIR ガス分析装置によって調べた．

雰囲気圧力で OH-PLIF と OH/NO-PLIF 同時計測を行うために 2 つのパルスレーザーシス

テムを用いた．色素レーザーの発振用光源として、Q スイッチ Nd:YAG レーザーを用いて，

OH-PLIF 計測を行った．レーザーは，280–290 nm のスペクトル域で波長を出すためにレー

ザー出力約 16 mJ/pulse とした．OH(X2 Π–A2 Σ + )ラジカル(1,0)バンドの Q1(6)ブランチを

励起させるために色素レーザーは 282.9 nm に調整した．NO 励起のために，波長調節色素

レーザー(Sirah PrecisionScan)とエタノールにクマリン 450 色素溶液を作用させた倍波の発

振用光源として Nd:YAG レーザーを用いた．OH と NO の蛍光はそれぞれ適切な光学フィ

ルタを適用することで二つのインテンシファイア付き CCD (ICCD)カメラ(Andor, USB iStar)

によって別々に集めた．

図１３．１ マイクロガスタービン燃焼器[1]

Liner

Model liner

238 m

m

128 mm

70 mm40 mm

Laser sheet height for

simultaneous OH/NO-PLIF

Laser sheet

height for

OH-PLIF

Real combustor liner

Combustor

60

３－３－３．結果と考察

３－３－３－１．アンモニア／/空気火炎の排出特性

図１３．２に当量比 のアンモニア／空気火炎の排出依存性はモデルライナを用いて，

示すように調査された．燃料希薄アンモニア／空気火炎は高レベルの NO を排出すると同

時に，燃料過濃の火炎は非常に NO 排出が低いことがわかる．O，H，OH ラジカルによる

NHi の酸化反応は HNO 中間生成物を経て，Fuel NO を生成する[1-3]．それゆえに，Fuel NO

の生成は O/H ラジカルの濃度に影響を受ける．そのピークは =0.9 付近である．燃料過濃

条件においてNO排出が少ないのは，O/Hラジカルの量が少ないためであると考えられる．

加えて，燃料過濃アンモニア火炎の低 NO 排出は NO 生成に関与しないNH2 → N2への転

換，すなわちNH2 +NH→ N2H2

+M,H→ NNH → N2の反応が促進しているものと考えられる．

図１３．２ アンモニア/空気火炎の排出特性．Okafor ら[1]から修正された

３－３－３－２．二段燃焼を用いた排出制御

二段燃焼を用いたアンモニア火炎の排出制御を調査するために実際のガスタービンライ

ナーを用いた．一次領域の当量比primary と全体の当量比overall は燃焼器下流での二次領域

での空気注入とは無関係にスワーラを通る空気流量を調整することによって，独立に制御

することができる．overall を維持することによって，NOx 排出はprimary に伴い単調には変

化しないことがわかった．図１３．３に示すように，低 NOx 排出のための最適なprimaryは

予混合，非予混合火炎両方に対し 1.10 付近であることがわかった．また，一次領域の当量

比の制御は，二段燃焼を用いる事により，低 NOx・低アンモニア排出のアンモニアを燃料

とする燃焼器を実現するために重要である．

0.8 0.9 1.0 1.1 1.20

1000

2000

3000

4000

5000

0

2

4

6

NH3-air flames

0.10 MPa,

NH

3, N

O, [p

pm

v]

Expt_Rzt_Style1.txt

NO

NH3

Premixed

Non-premixed

CIT = 298 K

Equivalence ratio [-]

H2 [V

ol

]

H2

61

図１３．３ primaryに伴う排出の変化[1]

図１３．４ overallに伴う排出の変化[1]

一方，図１３．４に示すようにprimary が 1.10 のとき，16% O2 の NOx 排出はoverall =

0.40~0.67 の範囲においてoverall にあまり影響しないことが分かった．図は予混合燃焼が非

予混合燃焼よりも NOx 排出を低減することができることを示している．非予混合燃焼の一

次領域の不均一性のために，高い NO 生成による局所的な燃料希薄領域が存在している．

そのため，アンモニア二段燃焼による NOx 排出の低減には均一性に混合させることが重要

である．

本研究の最大の燃料入力電力は 0.30 MPa のとき，31.44 kW であった．このとき，99.5%

の燃焼効率とともに最も低い NOx 排出である 42 ppmv を達成した．

さらに，可視化ガスタービン燃焼器を用いてメタン／アンモニア混焼時の燃焼特性につ

いても検討を行った．その結果，メタン／アンモニア混焼時においても二段燃焼を用いる

事で NO および未燃アンモニアの同時低減を実現できる事を示した．

62

３－４．まとめ

本研究では，アンモニアの基礎的燃焼特性，モデルスワールバーナおよび産総研のマイ

クロガスタービンと同様の形状を有する可視化バーナを用いて，アンモニア火炎の基礎的

な特性ならびにガスタービン燃焼器での燃焼特性や排出ガス特性の改善等について，実験

ならびに数値計算により検討を行った．本研究では，最終年度のマイルストーンとして，

[1] モデルスワールバーナによる 0.5 MPa における高燃焼効率、低 NOx 燃焼コンセプト実

証

[2] 水素添加およびメタン混焼アンモニア乱流予混合火炎の 0.5 MPa における火炎強化実

証

[3] 可視化ガスタービン燃焼器の 0.25 MPa における燃焼特性向上検証

の３つの目標を掲げていた．

まず目標１については，３－２－４節および３－２－５節に述べたように，rich-lean の

二段燃焼を用いることで，未燃アンモニアおよび NO の同時排出低減が達成できることを

数値計算ならびに実験により実証した．

目標２については，３－１－８節に示すように，メタン混焼および水素添加を行った場

合の乱流燃焼実験を 0.5 MPa の圧力条件まで実施した．その結果，このような火炎であっ

ても乱流燃焼を行うことで乱流燃焼速度の値が大きくなる．すなわち乱流燃焼による火炎

強化を実証した．

最後に目標３については，当初の目標を上回る 0.3 MPa において 0.30 MPa のとき，99.5%

の燃焼効率とともに低 NOx 排出（42 ppmv）を達成した．

このように当初掲げた最終年度の目標を全て達成することが出来た．

３－５．今後の課題

本研究によって未燃アンモニアと NO を同時低減する燃焼コンセプトが開発された．こ

れを実ガスタービン燃焼器に適用する場合，適切に一次当量比を過濃条件に制御しつつ，

かつガスタービンライナーを焼損から保護する必要がある．本研究で提案する燃焼コンセ

プトを踏襲しつつ，実ガスタービン燃焼器に用いるための燃焼方法の工夫が必要になる．

63

４．外部発表実績

（１）論文発表

＜査読付き＞ 14 件

1. A. Hayakawa, T. Goto, R. Mimoto, T. Kudo, H. Kobayashi, NO formation/reduction mechanisms

of ammonia/air premixed flames at various equivalence ratios and pressures, Mechanical

Engineering Journal, Vol. 2 (2015) 14-00402.

2. A. Ichikawa, A. Hayakawa, Y. Kitagawa, K.D.K.A. Somarathne, T. Kudo, H. Kobayashi,

Laminar burning velocity and Markstein length of ammonia/hydrogen/air premixed flames at

elevated pressures, International Journal of Hydrogen Energy, Vol. 40 (2015) 9570 - 9578.

3. A. Hayakawa, T. Goto, R. Mimoto, Y. Arakawa, T. Kudo, H. Kobayashi, Laminar burning

velocity and Markstein length of ammonia/air premixed flames at various pressures, Fuel, Vol.

159 (2015) 98-106.

4. S. Colson, A. Hayakawa, T. Kudo, H. Kobayashi, Extinction characteristics of ammonia/air

counterflow premixed flames at various pressures, Journal of Thermal Science and Technology,

Vol. 11 (2016) 16-00384.

5. K.D.K.A. Somarathne, A. Hayakawa, H. Kobayashi, Numerical investigation on the combustion

characteristics of turbulent premixed ammonia/air flames stabilized by a swirl burner, Journal of

Fluid Science and Technology, Vol. 11 (2016) 16-00126.

6. O. Kurata, N. Iki, T. Matsunuma, T. Inoue, T. Tsujimura, H. Furutani, H. Kobayashi, A.

Hayakawa, Performances and emission characteristics of NH3-air and NH3-CH4-air combustion

gas-turbine power generations, Proceedings of the Combustion Institute, Vol. 36 (2017) 3351-

3359.

7. A. Hayakawa, Y. Arakawa, R. Mimoro, K.D.K.A. Somarathne, T. Kudo, H. Kobayashi,

Experimental investigation of stabilization and emission characteristics of ammonia/air premixed

flames in a swirl combustor, International Journal of Hydrogen Energy, Vol. 42 (2017) 14010-

14018.

8. K.D.K.A. Somarathne, S. Hatakeyama, A. Hayakawa, H. Kobayashi, Numerical study of a low

emission gas turbine like combustor for turbulent ammonia/air premixed swirl flames with a

secondary air injection at high pressure, International Journal of Hydrogen Energy, Vol. 42 (2017)

27388-27399.

9. E.C. Okafor, Y. Naito, S. Colson, A. Ichikawa, T. Kudo, A. Hayakawa, H. Kobayashi,

Experimental and numerical study of the laminar burning velocity of CH4-NH3-air premixed

flames, Combustion and Flame, Vol. 187 (2018) 185-198.

10. K.D.K.A. Somarathne, S. Colson, A. Hayakawa, H. Kobayashi, Modelling of ammonia/air non-

premixed turbulent swirling flames in a gas turbine-like combustor at various pressures,

Combustion Theory and Modelling, Vol. 22 (2018) 973-997.

11. E.C. Okafor, K.D.K.A. Somarathne, A. Hayakawa, T. Kudo, O. Kurata, N. Iki, H. Kobayashi,

Towards the development of an efficient low-NOx ammonia combustor for a micro gas turbine,

Proceeding of the Combustion Institute, Vol. 37 (2019) 4597-4606.

12. O. Kurata, N. Iki, T. Inoue, T. Matsunuma, T. Tsujimura, H. Furutani, M. Kawano, K. Arai, E.C.

Okafor, A. Hayakawa, H. Kobayashi, Development of a wide range-operatable, rich-lean low-

NOx combustor for NH3 fuel gas-turbine power generation, Proceedings of the Combustion

64

Institute, Vol. 37 (2019) 4587-4595.

13. H. Nakamura, M. Shindo, Effects of radiation heat loss on laminar premixed ammonia/air flames,

Proceedings of the Combustion Institute, Vol. 37 (2019) 1741-1748.

14. H. Kobayashi, A. Hayakawa, K.D.K.A. Somarathne, E.C. Okafor, Science and technology of

ammonia combustion, Proceedings of the Combustion Institute, Vol. 37 (2019) 109-133.

＜査読なし（総説等含む）＞ 3 件

1. 小林秀昭，壹岐典彦，アンモニアを用いた水素エネルギーシステム，第 4 章 直接燃

焼・ガスタービン，シーエムシー出版，ISBN: 978-4-7813-1073-2 (2015)

2. 小林秀昭、壹岐典彦、第３編第 5 章「直接燃焼・ガスタービン」、シーエムシー出版「ア

ンモニアを用いた水素エネルギーシステム」（2015.6）pp.200-210

3. 小林秀昭，早川晃弘，カーボンフリーアンモニア燃焼，日本燃焼学会誌，58, 183, 41-48

(2016)

（２）学会、展示会等発表

発表者に○印を付している．

＜招待講演＞ 国内 7 件、海外 3 件

【国内招待講演】

1. ○小林秀昭（東北大学），カーボンフリーアンモニア燃焼 –SIP エネルギーキャリアプ

ロジェクトにおける取り組み‐，第 53 回燃焼シンポジウム，つくば市，2015 年 11 月

18 日発表

2. ○小林秀昭（東北大学），エネルギーキャリアーアンモニア直接燃焼の科学と技術，日

本エネルギー学会触媒学会合同シンポジウム～天然ガスと水素が拓くクリーン・エネ

ルギーの未来～，家電会館, 東京，2016 年 1 月 29 日発表

3. ○H. Kobayashi (東北大学), Ammonia combustion for energy system, Japan-Norway Hydrogen

seminar “Collaboration within hydrogen future market and value chain”, 東京都，2017/2/28 発

表.

4. ○小林秀昭（東北大学），アンモニアエネルギーの新利用技術と燃焼科学，日本化学会

秋季事業 第 7 回ＣＳＪ化学フェスタ２０１７，タワーホール船堀, 東京，2017 年 10

月 19 日発表

5. ○小林秀昭（東北大学），エネルギーキャリアーアンモニア直接燃焼の科学と技術，住

友グループ 新居浜一水会 特別例会，星越館大ホール，愛媛県新居浜市，2018 年 2

月 21 日発表

6. ○小林秀昭（東北大学），高圧燃焼の新しいレーザー計測とエネルギー技術，日本航空

宇宙学会北部支部 2018 年講演会ならびに第 19 回再使用型宇宙推進系シンポジウム，

東北大学大学院工学研究科 中央棟２階 大講義室，宮城県仙台市，2018 年 3 月 5 日

発表

7. ○小林秀昭（東北大学），燃料としてのアンモニア：燃焼メカニズムと特徴，日本化学

会第 98 春季年会 2018，日本大学理工学部 船橋キャンパス，千葉県船橋市，2018 年 3

月 21 日発表

65

【海外招待講演】

1. ○H. Kobayashi(東北大学), High pressure flames -Phenomena and Physics-, CECOST 19th

Annual Seminar, Lund University, Sweden, 2016/12/7 発表

2. ○H. Kobayashi（東北大学）, Dynamics of Ammonia Combustion, 26th International

Colloquium on the Dynamics of Explosions and Reactive Systems, Boston, USA, 2017 年 8 月

1 日発表

3. ○H. Kobayashi（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東北大

学）, E.C. Okafor（東北大学）, Science and Technology of Ammonia Combustion, 37th

International Symposium on Combustion, Dublin, Ireland, 2018/8/3 発表

＜口頭発表＞ 国内 32 件、国際会議 56 件

【国内会議】

1. ○三本連太郎（東北大学）, 早川晃弘（東北大学）, 後藤貴司（東北大学）, 工藤琢

（東北大学）, 小林秀昭（東北大学）, 球状に伝播するアンモニア空気予混合火炎の

層流燃焼特性, 日本機械学会 2014 年度年次大会，千住，2014/9/8 発表

2. ○北川雄一（東北大学）, 市川昌紀（東北大学）, 工藤琢（東北大学）, 早川晃弘（東

北大学）, 小林秀昭（東北大学）, 水素添加アンモニア/空気予混合火炎の燃焼特性に

関する研究, 日本機械学会熱工学コンファレンス 2014，豊洲，2014/11/8 発表

3. ○市川昌紀（東北大学）, 北川雄一（東北大学）, 工藤琢（東北大学）, 早川晃弘（東

北大学）, 小林秀昭（東北大学）, 高圧下におけるアンモニア/水素/空気予混合火炎の

燃焼特性, 第 25 回内燃機関シンポジウム，つくば市，2014/11/28 発表

4. ○後藤貴司（東北大学）, 早川晃弘（東北大学）, 三本連太郎（東北大学）, 荒川善行

（東北大学）, 工藤琢（東北大学）, 小林秀昭（東北大学）, 高圧環境下におけるアン

モニア空気予混合火炎の層流燃焼特性, 第 52 回燃焼シンポジウム，岡山市，2014/12/4

発表

5. ○三本連太郎（東北大学）, 荒川善行（東北大学）, 早川晃弘（東北大学）, 工藤琢

（東北大学）, 小林秀昭（東北大学）, 旋回流燃焼器におけるアンモニア／空気予混

合火炎の燃焼特性に関する研究, 日本機械学会東北支部 第 50 期総会・講演会，仙台

市，2015/3/13 発表

6. ○荒川善行（東北大学）, 三本連太郎（東北大学）, 早川晃弘（東北大学）, 工藤琢

（東北大学）, 小林秀昭（東北大学），円筒形状の燃焼室を有する旋回流バーナにおけ

るアンモニア/空気予混合火炎の燃焼性に関する研究，第52回日本伝熱シンポジウム,

福岡市, 2015/6/4発表

7. ○市川昌紀（東北大学）, 北川雄一（東北大学）, 工藤琢（東北大学）, 早川晃弘（東

北大学）, 小林秀昭（東北大学），メタン/アンモニア/ 空気予混合気の層流燃焼特性に

関する研究，日本機械学会熱工学コンファレンス2015, 大阪府高槻市, 2015年10月24日

8. ○荒川善行（東北大学）, 早川晃弘（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東北大学）,

工藤琢（東北大学）, 小林秀昭（東北大学），旋回流燃焼器におけるアンモニアおよび

66

メタン火炎の燃焼特性に及ぼす流れ場の影響，第53回燃焼シンポジウム, つくば市,

2015/11/18発表

9. ○倉田修（産総研）, 壹岐典彦（産総研）, 松沼孝幸（産総研）, 井上貴博（産総

研）, 鈴木雅人（産総研）, 辻村拓（産総研）, 古谷博秀（産総研）, 小林秀昭（東北

大学）, 早川晃弘（東北大学）, 市川昌紀（東北大学），アンモニア燃焼ガスタービン

設備の排ガス特性，第53回燃焼シンポジウム, つくば市，2015年11月18日

10. ○伊藤慎太朗, 加藤壮一郎, 斎藤司, 藤森俊郎, 小林秀昭, スワールバーナにおけるア

ンモニア・都市ガス混焼の基礎特性, 第53回 日本燃焼シンポジウム，つくば市，

2015/11/18発表

11. ○K.D.K.A. Somarathne(東北大学), S. Hatakeyama(東北大学), A. Hayakawa(東北大学), H.

Kobayashi(東北大学), Numerical Investigation on the Emission Reduction Characteristics of

the Turbulent Premixed Ammonia/air Flames Stabilized by a Swirl Burner, 第 53 回日本伝熱

シンポジウム, 大阪市, 2016/5/25 発表

12. ○E. C. Okafor（東北大学）, 酒井一馬（東北大学）, 早川晃弘（東北大学）, 工藤琢

（東北大学）, 小林秀昭（東北大学）, 壹岐典彦（産総研）, 倉田修（産総研）,アン

モニアマイクロガスタービン燃焼器における保炎限界と燃焼排出ガス特性，日本機械

学会熱工学コンファレンス 2016, 松山市, 2016/10/23 発表

13. ○壹岐 典彦（産総研）, 倉田 修（産総研）, 松沼 孝幸（産総研）, 井上 貴博（産総

研）, 辻村 拓（産総研）, 古谷 博秀（産総研）, 小林 秀昭（東北大学）, 早川 晃弘

（東北大学）, ガスタービンにおけるアンモニア燃焼利用, 第 44 回日本ガスタービン

学会定期講演会, 酒田市, 2016/10/26 発表

14. ○E.C. Okafor（東北大学）, Y. Naito（東北大学）, A. Ichikawa（東北大学）, T. Kudo

（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Laminar Burning

Velocity and Markstein Lengths of CH4-NH3-Air Premixed Flames up to Elevated Pressures,

第 54 回燃焼シンポジウム, 仙台市, 2016/11/23 発表

15. ○K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, S. Hatakeyama（東北大学）, A. Hayakawa（東北大

学）, H. Kobayashi（東北大学）, The Effects of Pressure on Emission Reduction

Characteristics of Turbulent Premixed Ammonia/air Flames Stabilized by a Swirl Burner, 第

54 回燃焼シンポジウム, 仙台市, 2016/11/24 発表

16. ○S. Colson（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, T. Kudo（東北大学）, H.

Kobayashi（東北大学）, Extinction Analysis and Experiments of Methane/ammonia/air

Counterflow Twin Flames, 第 54 回燃焼シンポジウム, 仙台市，2016/11/24 発表

17. ○倉田修（産総研）, 壹岐典彦（産総研）, 松沼孝幸（産総研）, 井上貴博（産総

研）, 辻村拓（産総研）, 古谷博秀（産総研）, 早川晃弘（東北大学）, 小林秀昭（東

北大学）, アンモニア燃焼ガスタービン発電装置の燃焼状態の観察, 第 54 回燃焼シン

ポジウム, 仙台市, 2016/11/25 発表

67

18. ○伊藤慎太朗（IHI）, 加藤壮一郎（IHI）, 斎藤司（IHI）, 藤森俊郎（IHI）, 小林秀

昭（東北大学）, アンモニア・天然ガス混焼ガスタービン燃焼器技術の開発, 第 54 回

燃焼シンポジウム, 仙台市, 2016/11/25 発表

19. ○畑山宗多郎（東北大学），K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, 早川晃弘（東北大

学），小林秀昭（東北大学），旋回流燃焼器におけるアンモニア/空気予混合火炎の空気

二次噴射による NO および未燃アンモニア低減，日本航空宇宙学会北部支部創立 30

周年記念 2017 年講演会ならびに第 18 回再使用型宇宙推進系シンポジウム，仙台市，

2017/3/17 発表

20. ○E.C. Okafor（東北大学）, 内藤祐次（東北大学），S. Colson（東北大学）, 市川昌紀

（東北大学），工藤琢（東北大学），早川晃弘（東北大学），小林秀昭（東北大学）

CH4-NH3-Air 予混合火炎の詳細反応機構の最適化および検証，第 54 回日本伝熱シン

ポジウム，さいたま市，2017/5/24 発表

21. ○倉田修（産業技術総合研究所），壹岐典彦（産業技術総合研究所），松沼孝幸（産業

技術総合研究所），井上貴博（産業技術総合研究所），辻村拓（産業技術総合研究

所），古谷博秀（産業技術総合研究所），小林秀昭（東北大学），早川晃弘（東北大

学），アンモニア燃焼ガスタービン発電用の低 NOx 燃焼器開発のための試験設備

第 22 回動力・エネルギー技術シンポジウム，豊橋市，2017/6/15 発表

22. ○倉田修（産業技術総合研究所），壹岐典彦（産業技術総合研究所），井上貴博（産業

技術総合研究所），松沼孝幸（産業技術総合研究所），辻村拓（産業技術総合研究

所），古谷博秀（産業技術総合研究所），小林秀昭（東北大学），早川晃弘（東北大

学），アンモニア用ガスタービン燃焼器の研究開発，第 45 回日本ガスタービン学会定

期公演会，松山市，2017/10/18 発表

23. ○新藤光将（東北大学），中村寿（東北大学），長谷川進（東北大学），手塚卓也（東

北大学），温度分布制御型マイクロフローリアクタにおけるアンモニア weak flame の

水素分布計測に関する研究，第 55 回燃焼シンポジウム，富山市，2017/11/14 発表

24. ○市川昌紀（東北大学），内藤佑次（東北大学），早川晃弘（東北大学），工藤琢（東

北大学），小林秀昭（東北大学），高圧環境における CH4/air 乱流燃焼特性に及ぼすア

ンモニア添加の影響，富山市，2017/11/15 発表

25. ○市川昌紀（東北大学），内藤佑次（東北大学），早川晃弘（東北大学），工藤琢（東北

大学），小林秀昭（東北大学），CH4/NH3/air 乱流予混合火炎の火炎構造に与える圧力お

よびアンモニア濃度の影響，第 55 回日本伝熱シンポジウム，札幌市，2018/5/30 発表

26. ○E.C. Okafor（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, T. Kudo（東北大学）, O. Kurata,

N. Iki, H. Kobayashi（東北大学）, Achievement of Low NOx Emission from Ammonia Micro

Gas Turbine Combustor, 第 55 回日本伝熱シンポジウム，札幌市，2018/5/30 発表

27. ○早川晃弘（東北大学），塚本真章（東北大学），K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, 小

林秀昭（東北大学），旋回流中に保炎されたアンモニア／空気乱流予混合火炎の火炎構

造，熱工学コンファレンス 2018，富山市，2018/10/20 発表

68

28. ○壹岐典彦（産総研），倉田修（産総研），井上貴博（産総研），松沼孝幸（産総研），辻

村拓（産総研），古谷博秀（産総研），河野雅人（トヨタエナジー），新井啓介（トヨタ

エナジー），E.C. Okafor（東北大学），早川晃弘（東北大学），小林秀昭（東北大学），ア

ンモニア燃焼ガスタービンにおける低 NOx Rich-lean 燃焼器の研究開発，第 46 回日本

ガスタービン学会定期公演会，鹿児島市，2018/10/10 発表

29. ○伊藤慎太郎（IHI），内田正宏（IHI），大西正悟（IHI），藤森俊郎（IHI），小林秀昭

（東北大学），サイクル計算によるアンモニア天然ガス混焼ガスタービンの性能予

測，第 46 回日本ガスタービン学会定期公演会，鹿児島市，2018/10/10 発表

30. ○K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, H. Kobayashi（東北大

学）, Effec of wall quenching of a gas turbine-like combustor on emission characteristics of

ammonia air non-premixed swirling flames, 第 56 回燃焼シンポジウム，堺市，

2018/11/14 発表

31. ○E.C. Okafor（東北大学）, R. Rattanasupapornsak（東北大学）, A. Hayakawa（東北大

学）, T. Kudo（東北大学）, O. Kurata（東北大学）, N. Iki（東北大学）, H. Kobayashi

（東北大学）, Efficient, low NOx combustion strategies for ammonia-methane fuel in a micro

gas turbine combustor, 第 56 回燃焼シンポジウム，堺市，2018/11/14 発表

32. ○倉田 修（産業技術総合研究所），壹岐 典彦（産業技術総合研究所），井上 貴博

（産業技術総合研究所），辻村 拓（産業技術総合研究所），古谷 博秀（産業技術総合

研究所），河野 雅人（トヨタエナジー），新井 啓介（トヨタエナジー），Ekenechukwu

Chijioke Okafor（東北大学），早川 晃弘（東北大学），小林 秀昭（東北大学），アンモ

ニア燃焼用低 NOx Rich-lean ガスタービン燃焼器の研究開発，第 56 回燃焼シンポジウ

ム，堺市，2018/11/16 発表

【国際会議】

1. ○T. Goto（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, R. Mimoto（東北大学）, T. Kudo

（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Laminar Burning Velocity and Markstein

Number of Spherically Propagating Ammonia/Air Premixed Flames, 35th International

Symposium on Combustion，San Francisco, USA, 2014/8/5 発表

2. ○A. Hayakawa（東北大学）, T. Goto（東北大学）, R. Mimoto（東北大学）, T. Kudo

（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, NO Formation/Reduction Mechanisms of

Ammonia/Air Premixed Laminar Flames at Various Equivalence Ratios and Ambient Pressures,

35th International Symposium on Combustion，San Francisco, USA, 2014/8/6 発表

3. ○A. Hayakawa（東北大学）, T. Goto（東北大学）, R. Mimoto（東北大学）, T.Kudo（東

北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Fundamental Characteristics of Ammonia/Air

Premixed Laminar Flames, 2014 NH3 Fuel Conference，Des Moines, USA, 2014/9/23 発表

4. ○A. Hayakawa（東北大学）, T. Goto（東北大学）, R. Mimoto（東北大学）, T.Kudo（東

北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Experimental and Numerical Investigations of

Laminar Burning Velocity of Ammonia/air Premixed Flames, Proceedings of the Eleventh

69

International Conference on Flow Dynamics (11th ICFD 2014)，Sendai, Japan, 2014/10/9 発

表

5. ○A. Ichikawa（東北大学）, Y. Kitagawa（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, T.

Kudo（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Flame Characteristics of

Ammonia/hydrogen/air Premixed Flames at Elevated Pressures, 10th Asia-Pacific Conference

on Combustion, Beijing China, 2015/7/21発表

6. ○N. Iki（AIST）, O. Kurata（AIST）, T. Matsunuma（AIST）, T. Inoue（AIST）, M.

Suzuki（AIST）, T. Tsujimura（AIST）, H. Furutani（AIST）, H. Kobayashi（東北大学）,

A. Hayakawa（東北大学）, Y. Arakawa（東北大学）, A. Ichikawa（東北大学）, Micro

Gas Turbine Firing Ammonia, 2015 NH3 Fuel Conference, Chicago, USA, 2015/9/22発表

7. ○S. Ito（IHI）, S. Kato（IHI）, T. Saito（IHI）, T. Fujimori（IHI）, H. Kobayashi（東北

大学）, Combustion Characteristics of Ammonia/natural Gas Dual Fuel Burner for Gas

Turbine Combustor, 2015 NH3 Fuel Conference, Chicago, USA, 2015/9/22発表

8. ○A. Hayakawa（東北大学）, A. Ichikawa（東北大学）, Y. Arakawa（東北大学）, T.

Kudo（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Enhancement of Reaction and Stability of

Ammonia Flame Using Hydrogen Addition and Swirling Flow, 2015 NH3 Fuel Conference,

Chicago, USA, 2015年9月22日発表

9. ○K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, H. Kobayashi（東北大

学）, Numerical Investigation on the Combustion Characteristics of Turbulent Premixed Swirl

Flames for Ammonia/air Mixture, Twelfth International Conference on Flow Dynamics (12th

ICFD2015), Sendai, Japan，2015/10/27発表

10. ○Y. Arakawa（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東北大

学）, T. Kudo（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Flame Characteristics of Ammonia

and Methane Flames in a Swirl Combustor, Twelfth International Conference on Flow

Dynamics (12th ICFD2015), Sendai, Japan，2015/10/28発表

11. ○O. Kurata（産総研）, N. Iki（産総研）, T. Matsunuma（産総研）, T. Inoue（産総研）,

T. Tsujimura（産総研）, H. Furutani（産総研）, H. Kobayashi（東北大学）, A. Hayakawa

（東北大学）, Ammonia-fired gas turbine power generation system, 21st World Hydrogen

Energy Conference 2016, Zaragoza, Spain, 2016/6/15 発表

12. ○A. Hayakawa（東北大学）, Y. Arakawa（東北大学）, R. Mimoto（東北大学）,

K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, T. Kudo（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）,

Stabilization and Emission Characteristics of Ammonia/air Premixed Flames in Swirling

Flows, 21st World Hydrogen Energy Conference 2016, Zaragoza, Spain, 2016/6/15 発表

13. ○N. Iki（産総研）, O. Kurata（産総研）, T. Matsnuma（産総研）, T. Inoue（産総研）,

T. Tsujimura（産総研）, H. Furutani（産総研）, H. Kobayashi（東北大学）, A. Hayakawa

（東北大学）, Y. Arakawa（東北大学）, A. Ichikawa（東北大学）, Micro Gas Turbine

Firing Ammonia, ASME Turbo Expo 2016, Seoul, South Korea, 2016/6/17 発表

14. ○O. Kurata（産総研）, N. Iki（産総研）, T. Matsnuma（産総研）, T. Inoue（産総研）,

T. Tsujimura（産総研）, H. Furutani（産総研）, H. Kobayashi（東北大学）, A. Hayakawa

70

（東北大学）, Performances and Emission Characteristics of NH3-air and NH3-CH4-air

Combustion Gas Turbine Power Generations, 36th International Symposium on Combustion,

Seoul, South Korea, 2016/8/1 発表

15. ○S. Colson（東北大学）, T. Goto（東北大学）, T. Kudo（東北大学）, A. Hayakawa（東

北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Extinction Characteristics of Counterflow Premixed

Flames for Ammonia/air, Methane/air and Their Mixtures, 36th International Symposium on

Combustion, Seoul, South Korea, 2016/8/2 発表

16. ○E.C. Okafor（東北大学）, Y. Naito（東北大学）, A. Ichikawa（東北大学）, T. Kudo

（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Effects of NH3

Addition on the Laminar Burning Velocity and Markstein Length of CH4-Air Premixed

Flames, 36th International Symposium on Combustion, Seoul, South Korea, 2016/8/4 発表

17. ○A. Ichikawa（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, T. Kudo（東北大学）, H.

Kobayashi（東北大学）, Flame Structure and Burning Velocity of Ammonia/Hydrogen/Air

Turbulent Premixed Flames, 36th International Symposium on Combustion, Seoul, South

Korea, 2016/8/4 発表

18. ○K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, H. Kobayashi（東北大

学）, Numerical Investigation on Emission Reduction Characteristics of Turbulent Swirl

Flames for Ammonia/air Mixture, 36th International Symposium on Combustion, Seoul, South

Korea, 2016/8/5 発表○S. Ito, S. Kato, T. Saito, T. Fujimori, H. Kobayashi（東北大学）,

Development of Ammonia / Natural Gas Dual Fuel Gas Turbine Combustor, 13th Annual

2016NH3 Fuel Conference, Los Angeles , USA, 2016/9/19 発表

19. ○A. Hayakawa（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, E.C. Okafor（東北大

学）, T. Kudo（東北大学）, O. Kurata（産総研）, N. Iki（産総研）, H. Kobayashi（東北

大学）, Combustion Characteristics of Ammonia/air Flames for a Model Swirl Burner and an

Actual Gas Turbine Combustor, 13th Annual 2016 NH3 Fuel Conference, Los Angeles ,USA,

2016/9/19 発表

20. ○N. Iki（産総研）, O. Kurata（産総研）, T. Matsunuma（産総研）, T. Inoue（産総研）,

M. Suzuki（産総研）, T. Tsujimura（産総研）, H. Furutani（産総研）, H. Kobayashi（東

北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, Power generation and Flame Visualization of Micro

Gas Turbine Firing Ammonia or Ammonia-Methane Mixture, 13th Annual 2016 NH3 Fuel

Conference, Los Angeles , USA, 2016/9/19 発表

21. ○K. Sakai, E.C. Okafor（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, T. Kudo（東北大学）,

H. Kobayashi（東北大学）, N. Iki（産総研）, O. Kurata（産総研）, Flame Stabilization

Limits and Emission Characteristics of an Ammonia Micro Gas Turbine Combustor, Thirteenth

International Conference on Flow Dynamics (ICFD2016), Sendai, Japan, 2016/10/11 発表

22. ○E. C. Okafor（東北大学）, Y. Naito（東北大学）, A. Ichikawa（東北大学）, T. Kudo

（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Effects of NH3

Addition on the Laminar Burning Velocity and Markstein Length of CH4-Air Premixed Flames,

71

Thirteenth International Conference on Flow Dynamics (ICFD2016), Sendai, Japan,

2016/10/11発表

23. ○N. Iki（産総研）, O. Kurata（産総研）, T. Matsunuma（産総研）, T. Inoue（産総研）,

T. Tsujimura（産総研）, H. Furutani（産総研）, H. Kobayashi（東北大学）, A. Hayakawa

（東北大学）, Gas Turbine Power Generation System firing Ammonia-Methane Mixture,

Asian Congress on Gas Turbines (ACGT2016), Bombay, India, 2016/11/14 発表

24. ○N. Iki（産業技術総合研究所）, O. Kurata（産業技術総合研究所）, T. Matsunuma（産

業技術総合研究所）, T. Inoue（産業技術総合研究所）, T. Tsujimura（産業技術総合研究

所）, H. Furutani（産業技術総合研究所）, H. Kobayashi（東北大学）, A. Hayakawa（東

北大学），Development of an Ammonia-burning Gas Turbine Power Generation

39th IEA Combustion，Baiona, Spain，2017/6/16 発表

25. ○O. Kurata（産業技術総合研究所）, N. Iki（産業技術総合研究所）, T. Matsunuma（産

業技術総合研究所）, T. Inoue（産業技術総合研究所）, T. Tsujimura（産業技術総合研究

所）, H. Furutani（産業技術総合研究所）, A. Hayakawa（東北大学）, H. Kobayashi（東

北大学），ASME2017 Power and Energy Conference，Charlotte, North Carolina, USA，

2017/6/17 発表

26. ○A. Hayakawa（東北大学）, Y. Arakawa（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東北大

学）, T. Kudo（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学），Flame Stability and Emission

Characteristics of Ammonia/air Turbulent Premixed Flames in High Speed Swirling Flows

7th World Hydrogen Technology Convention，Prague, Czech Republic，2017/7/9発表

27. ○N. Iki（産業技術総合研究所）, O. Kurata（産業技術総合研究所）, M. Matsunuma（産

業技術総合研究所）, T. Inoue（産業技術総合研究所）, T. Tsujimura（産業技術総合研究

所）, H. Furutani（産業技術総合研究所）, H. Kobayashi（東北大学）, A. Hayakawa（東

北大学），Gas Turbine Power Generation System Firing Ammonia and Natural Gas，7th

World Hydrogen Technology Convention，Prague, Czech Republic，2017/7/9 発表

28. ○K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, H. Kobayashi（東北大

学），Combustion and Emission Characteristics of Premixed and Non-Premixed Ammonia/Air

Turbulent Swirl Flames at High Pressure and Temperature，26th International Colloquium on

the Dynamics of Explosions and Reactive Systems，Boston, USA，2017/8/1 発表

29. ○A. Hayakawa（東北大学）, Y. Arakawa（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東北大

学）, T. Kudo（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学），Flame Stabilization Mechanisms

of Ammonia/air Premixed Flames in High Speed Swirling Flows，254th American Chemical

Society National Meeting & Exposition，Washington DC, USA，2017/8/20 発表

30. ○A. Hayakawa（東北大学）, Y. Arakawa（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東北大

学）, T. Kudo（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学），Effects of Pressure on Combustion

Characteristics of Ammonia/air Premixed Turbulent Flames in Swirling Flows，Ninth JSME-

KSME Thermal and Fluids Engineering Conference，宜野湾市，2017/10/29 発表

72

31. ○O. Kurata（産業技術総合研究所）, N. Iki（産業技術総合研究所）, T. Inoue（産業技

術総合研究所）, T. Matsunuma（産業技術総合研究所）, T. Tsujimura（産業技術総合研

究所）, H. Furutani（産業技術総合研究所）, H. Kobayashi（東北大学）, A. Hayakawa

（東北大学），Combustion Emission from NH3 Fuel Gas Turbine Power Generation

Demonstrated，2017 NH3 Fuel Conference，Minneapolis, USA，2017/11/1 発表

32. ○S. Onishi（ＩＨＩ）, S. Ito（ＩＨＩ）, M. Uchida（ＩＨＩ）, S. Kato（ＩＨＩ）, T.

Saito（ＩＨＩ）, T. Fujimori（ＩＨＩ）, H. Kobayashi（東北大学），Methods for Low

NOx Combustion in Ammonia/Natural Gas Dual Fuel Gas Turbine Combustor，2017 NH3

Fuel Conference，Minneapolis, USA，2017/11/1 発表

33. ○M. Shindo（東北大学）, H. Nakamura（東北大学）, T. Tezuka（東北大学）, S.

Hasegawa（東北大学），Study on Chemical Structure of Ammonia/Air Weak Flames in a

Micro Flow Reactor with a Controlled Temperature Profile，14th International Conference on

Flow Dynamics，Sendai, Japan，2017/11/2 発表

34. ○Y. Naito（東北大学）, A. Ichikawa（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, T. Kudo

（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学），Turbulent Burning Velocity of CH4/NH3/Air

Premixed Flames at High Pressure，14th International Conference on Flow Dynamics

Sendai, Japan，2017/11/2 発表

35. ○S. Ito（ＩＨＩ）, S. Kato（ＩＨＩ）, M. Uchida（ＩＨＩ）, S. Onishi（ＩＨＩ）, T.

Fujimori（ＩＨＩ）, H. Kobayashi（東北大学），Performance Prediction for Gas Turbine

Co-firing Ammonia and Natural Gas，14th International Conference on Flow Dynamics，

Sendai, Japan，2017/11/2 発表

36. ○N. Iki（産業技術総合研究所）, O. Kurata（産業技術総合研究所）, T. Matsunuma（産

業技術総合研究所）, T. Inoue（産業技術総合研究所）, T. Tsujimura（産業技術総合研究

所）, H. Furutani（産業技術総合研究所）, H. Kobayashi（東北大学）, A. Hayakawa（東

北大学），Development of a Gas Turbine Power Generation System Firing Ammonia Gas

XIII Research & Development in Power Engineering Conference 2017，Poland, Warsaw

2017/11/28 発表

37. ○K.D.K.A. Somrathne（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, N. Iki（産業技術総合研

究所）, O. Kurata（産業技術総合研究所）, H. Kobayashi（東北大学），Modeling of

Ammonia/air Non-premixed Turbulent Swirling Flames in a Gas Turbine like Combustor

9th Asia-Pacific Conference on Combustion，Sydney, Australia，2017/12/12 発表

38. ○E.C. Okafor（東北大学）, K. Sakai（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, T. Kudo

（東北大学）, O. Kurata（産業技術総合研究所）, N. Iki（産業技術総合研究所）, H.

Kobayashi（東北大学），Stabilization and Emission Characteristics of Ammonia Flames in a

Micro Gas Turbine Combustor，9th Asia-Pacific Conference on Combustion，Sydney,

Australia，2017/12/14 発表

39. ○A. Hayakawa（東北大学）, M. Tsukamoto（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東北大

73

学）, T. Kudo（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Flame structure characteristics of swirl

stabilized ammonia/air premixed flames under various pressures, 2nd European Power to

Ammonia Conference, Rotterdam, Netherlands, 2018/5/18 発表

40. ○O. Kurata（産業技術総合研究所）, N. Iki（産業技術総合研究所）, T. Matsunuma（産業

技術総合研究所）, T. Inoue（産業技術総合研究所）, T. Tsujimura（産業技術総合研究所）,

H. Furutani（産業技術総合研究所）, M. Kawano（トヨタエナジー）, K. Arai（トヨタエ

ナジー）, H. Kobayashi（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, Development of an ammonia-

burning gas turbine power generation, 40th IEA Combustion Task Leaders Meeting, Fréjus,

France, 2018/6/13 発表

41. ○O. Kurata（産業技術総合研究所）, N. Iki（産業技術総合研究所）, T. Inoue（産業技術

総合研究所）, T. Matsunuma（産業技術総合研究所）, T. Tsujimura（産業技術総合研究所）,

H. Furutani（産業技術総合研究所）, H. Kobayashi（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）,

E.C. Okafor（東北大学）, Development of low NOx combustor of ammonia fuel gas turbine

power generations, 22nd World Hydrogen Energy Conference, Lio de Janeiro, Brasil, 2018/6/18

発表

42. ○A. Ichikawa（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, T. Kudo（東北大学）, H. Kobayashi

（東北大学） , Turbulent Combustion Characteristics of Ammonia/hydrogen/air Premixed

Flames at High Pressure, 37th International Symposium on Combustion, Dublin, Ireland,

2018/7/31 発表

43. ○K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, E.C. Okafor（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）,

H. Kobayashi（東北大学）, The Effects of Wall Heat Loss in a Gas Turbine-like Combustor on

the Emission Characteristics of Ammonia/air Swirling Flames, 37th International Symposium on

Combustion, Dublin, Ireland, 2018/7/31 発表

44. ○N. Iki（産業技術総合研究所）, O. Kurata（産業技術総合研究所）, T. Inoue（産業技術

総合研究所）, T. Matsunuma（産業技術総合研究所）, T. Tsujimura（産業技術総合研究所）,

H. Furutani（産業技術総合研究所）, M. Kawano（トヨタエナジー）, K. Arai（トヨタエ

ナジー）, H. Kobayashi（東北大学）, E.C. Okafor（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）,

Research of Ammonia Combustor for Micro Gas Turbine Power Generation and High

Temperature Resistance of Materials, 37th International Symposium on Combustion, Dublin,

Ireland, 2018/7/31 発表

45. ○H. Nakamura（東北大学）, M. Shindo（東北大学）, Effects of Radiation Heat Loss on

Laminar Premixed Ammonia/air Flames, 37th International Symposium on Combustion,

Dublin, Ireland, 2018/8/1 発表

46. ○E.C. Okafor（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, A. Hayakawa（東北大

学）, T. Kudo（東北大学）, O. Kurata（産業技術総合研究所）, N. Iki（産業技術総合研

究所）, H. Kobayashi（東北大学）, Towards the Development of an Efficient Low-NOx

74

ammonia Combustor for a Micro Gas Turbine, 37th International Symposium on Combustion,

Dublin, Ireland, 2018/8/3 発表

47. ○O. Kurata（産業技術総合研究所）, N. Iki（産業技術総合研究所）, T. Inoue（産業技術

総合研究所）, T. Matsunuma（産業技術総合研究所）, T. Tsujimura（産業技術総合研究所）,

H. Furutani（産業技術総合研究所）, M. Kawano（トヨタエナジー）, K. Arai（トヨタエ

ナジー）, E.C. Okafor（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）,

Development of Wide Range-operatable, Rich-lean Low-NOx Combustor for NH3 Fuel Gas-

turbine Power Generations, 37th International Symposium on Combustion, Dublin, Ireland,

2018/8/3 発表

48. ○O. Kurata（産業技術総合研究所）, N. Iki（産業技術総合研究所）, T. Inoue（産業技術

総合研究所）, T. Matsunuma（産業技術総合研究所）, T. Tsujimura（産業技術総合研究所）,

H. Furutani（産業技術総合研究所）, M. Kawano（トヨタエナジー）, K. Arai（トヨタエ

ナジー）, E.C. Okafor（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）,

Rich-lean Low-NOx Combustor for Micro Gas Turbine Firing Ammonia Gas, Asian Congress

on Gas Turbines, Morioka, Japan, 2018/8/24 発表

49. ○O. Kurata（産業技術総合研究所）, N. Iki（産業技術総合研究所）, T. Inoue（産業技術

総合研究所）, T. Matsunuma（産業技術総合研究所）, T. Tsujimura（産業技術総合研究所）,

H. Furutani（産業技術総合研究所）, M. Kawano（トヨタエナジー）, K. Arai（トヨタエ

ナジー）, E.C. Okafor（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）,

Development of Low-NOx Combustor of Micro Gas Turbine Firing Ammonia Gas, NH3 Topical

Conference, Pittsburgh, 2018/10/31 発表

50. ○A. Hayakawa（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, M. Tsukamoto（東北大

学）, T. Kudo（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Two Stage Ammonia Combustion in

a Gas Turbine like Combustor fo Simultaneous NO and Unburnt Ammonia Reductions, NH3

Topical Conference, Pittsburgh, 2018/10/31 発表

51. ○S. Ito（ＩＨＩ）, M. Uchida（ＩＨＩ）, S. Onishi（ＩＨＩ）, S. Kato（ＩＨＩ）, T. Fujimori

（ＩＨＩ）, H. Kobayashi（東北大学），Performance of Ammonia-Natural Gas Co-Fired Gas

Turbine for Power Generation, NH3 Topical Conference, Pittsburgh, 2018/10/31，口頭発表

52. ○A. Ichikawa（東北大学）, T. Kudo（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, T. Kudo（東

北大学） , H. Kobayashi （東北大学） , Burning Velocity and Flame Structure of

Ammonia/Hydrogen/Air Turbulent Premixed Flames at Elevated Pressure, Fifteenth

International Conference on Flow Dynamics, Sendai, Japan, 2018/11/7 発表

53. ○M. Tsukamoto（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東北大

学）, T. Kudo（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Burnt Gas Characteristics of Swirl

Stabilized Ammonia/air Turbulet Premixed Flames for Various Mixture Inlet Velocity, Fifteenth

International Conference on Flow Dynamics, Sendai, Japan, 2018/11/8 発表

54. ○A. Hayakawa（東北大学）, M. Tsukamoto（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東北大

75

学）, T. Kudo（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）, Flame Front Structure of Ammonia/air

Turbulent Premixed Flames in Swirling Flows under Various Pressures, Fifteenth International

Conference on Flow Dynamics, Sendai, Japan, 2018/11/8 発表

55. ○E.C. Okafor（東北大学）, R. Rattanasupapornsak（東北大学）, K.D.K.A. Somarathne（東

北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, T. Kudo（東北大学）, O. Kurata（産業技術総合研究

所）, N. Iki（産業技術総合研究所）, H. Kobayashi（東北大学）, Emission Characteristics

and the Structure of Ammonia-Air Flames in a Mciro Gas Turbine Swirl Combustor, Fifteenth

International Conference on Flow Dynamics, Sendai, Japan, 2018/11/8 発表

56. ○K.D.K.A. Somarathne（東北大学）, A. Hayakawa（東北大学）, H. Kobayashi（東北大学）,

Effect of Wall Heat Transfer on Emission Characteristics of Ammonia/air Swirling Flames in a

Gas Turbine-like Combustor, Fifteenth International Conference on Flow Dynamics, Sendai,

Japan, 2018/11/8 発表

（３）プレス発表

1. 2015/9/17、国立研究開発法人産業技術総合研究所、国立研究開発法人科学技術振興機

構、「メタン－アンモニア混合ガスと 100 %アンモニアのそれぞれでガスタービン発電

に成功」メタン－アンモニア混合ガスをガスタービンで燃焼させ、41.8kW の発電に成

功、100%のアンモニアガスを燃焼させ、41.8kW のガスタービン発電にも成功、水素キ

ャリアとしてのアンモニアを利用する技術の進展や温室効果ガスの大幅削減に貢献

（４）マスメディア等取材による公表

1. 福島民報、2015/9/18、「郡山の産総研と東北大 新ガス燃料 発電成功 メタンにアンモ

ニア混合 CO2 削減」

2. 河北新報、2015/9/20、「ガスタービン発電 アンモニアだけで成功 産総研・東北大 CO2

排出ゼロへ可能性」

3. 信濃毎日新聞、2015/11/16、「CO2 を出さないアンモニア発電 産総研と東北大など研究

発電効率・有害物質・供給 実用化にはなお課題」

4. 山形新聞、2015/11/18、「アンモニア発電めざす 東北大など研究」

5. 日本経済新聞（13 面）「アンモニア，発電燃料に 東北大 ガス化でタービン回転

京大 家庭向け燃料電池開発」, 2016 年 7 月 4 日掲載

6. 日本経済新聞（15 面）「アンモニア，夢の燃料」, 2016 年 8 月 7 日掲載

7. ＮＨＫニュース，首都圏ネットワーク「環境に優しい新エネルギー”アンモニア”」,

2017 年 2 月 7 日放送

8. ＮＨＫニュース，おはよう日本「環境に優しい新エネルギー”アンモニア”」, 2017 年

2 月 8 日放送

9. ＮＨＫニュース，富山放送局ニュース番組「環境に優しい新エネルギー”アンモニ

ア”」, 2017 年 2 月 13 日放送

10. 日本経済新聞（1 面）「石炭火力 CO2 ２割削減」, 2017 年 3 月 2 日掲載

76

11. ＮＨＫ海外放送，「Burning Ambition」, 2017 年 3 月 2 日放送（4 月 1 日まで Web 公

開）

12. NHK E テレサイエンス ZERO「CO2 削減の切り札！アンモニア研究最前線」，(平成 29

年 6 月 18 日放送、24 日再放送)

77

５．特許出願実績

出願番号 発明の名称 出願年月日 出願人

1 特願2015-005575 低燃焼性燃料燃

焼装置

2016年1月15日 国立大学法人東北大学

2 特願2017-049952 燃料燃焼装置お

よび燃焼方法

2017年3月15日 国立大学法人東北大学

3 特願2017-210672 燃焼器および燃

焼方法

2017年10月31日 国立研究開発法人産業

技術総合研究所，国立

大学法人東北大学，株

式会社トヨタタービン

アンドシステム

4 特願2017-236413 燃料燃焼装置及

び燃焼方法

2017年12月08日 国立大学法人東北大学

5 PCT/JP2018/40350 燃焼器および燃

焼方法

2018年10月30日 国立研究開発法人産業

技術総合研究所，国立

大学法人東北大学，株

式会社トヨタタエナジ

ーソリューションズ

78

６．参考文献

参考文献は節ごとに番号を付している．

３－１－１節の参考文献

[1] A. Hayakawa, T. Goto, R. Mimoto, T. Kudo, H. Kobayashi, NO formation/reduction mechanisms

of ammonia/air premixed flames at various equivalence ratios and pressures, Mechanical

Engineering Journal, 2 (2015) 14-00402.

[2] CHEMKIN-PRO, Release 15101, Reaction Design, 2010.

[3] Z. Tian, Y. Li, L. Zhang, P. Glarborg, F. Qi, An experimental and kinetic modeling study of

premixed NH3/CH4/O2/Ar flames at low pressure, Combustion and Flame, 156 (2009) 1413-1426.

[4] J.A. Miller, S.D. Smooke, R.M. Green, R.J. Kee, Kinetic modeling of the oxidation of ammonia

in flames, Combustion Science and Technology, 34 (1983) 149-176.

３－１－２節の参考文献

[1] A. Hayakawa, T. Goto, R. Mimoto, Y. Arakawa, T. Kudo, H. Kobayashi, Laminar burning

velocity and Markstein length of ammonia/air premixed flames at various pressures, Fuel, 159

(2015) 98-106.

[2] P.D. Ronney, Effect of chemistry and transport properties on near-limit flames at microgravity,

Combustion Science and Technology, 59 (1988) 123-141.

[3] K. Takizawa, A. Takahashi, K. Tokuhashi, S. Kondo, A. Sekiya, Burning velocity measurements

of nitrogen-containing compounds, Journal of Hazardous Materials, 155 (2008) 144-152.

[4] U.J. Pfahl, M.C. Ross, J.E. Shepherd, K.O. Pasamehmetoglu, C. Unal, Flammability limits,

ignition energy, and flame speeds in H2-CH4-NH3-N2O-O2-N2 mixtures, Combustion and Flame,

123 (2000) 140-158.

[5] F.Z. Zakaznov, L.A. Kursheva, Z.I. Felina, Determination of normal flame velocity and critical

diameter of flame extinction in ammonia-air mixture, Combustion, Explosion and Shock Waves,

14 (1978) 710-713.

[6] Y. Li, M. Bi, B. Li, W. Gao, Explosion behaviors of ammonia-air mixtures, Combustion Science

and Technology, 190 (2018) 1804-1816.

３－１－３節の参考文献

[1] S. Colson, A. Hayakawa, T. Kudo, H. Kobayashi, Extinction characteristics of ammonia/air

counterflow premixed flames at various pressures, Journal of Thermal Science and Technology,

11 (2016) 16-00384.

[2] C. K. Law, Combustion Physics, Cambridge University Press (2006).

[3] K. Takita, H. Yamazaki, U. Takuya, G. Masuya, Extinction Karlovitz numbers of premixed

counterflow flames under various pressure, Combustion Science and Technology, 178 (2006)

1649-1668.

[4] J. A. Miller, S. D. Smooke, R. M. Green, R. J. Kee, Kinetic modeling of the oxidation of ammonia

in flames, Combustion Science and Technology, 34 (1983) 149-176.

[5] R. P. Lindstedt, F. C. Lockwood, M. A. Selim, A detailed kinetic study of ammonia oxidation,

Combustion Science and Technology, 108 (1995) 231-254.

79

[6] Z. Tian, L. Zhang, Y. Li, T. Yuan, F. Qi, An experimental and kinetic modeling study of a

premixed nitromethane flame at low pressure, Proceedings of the Combustion Institute, 32 (2009)

311-318.

[7] P. G. Smith, D. M. Golden, M. Frenklach, N. W. Moriarty, B. Eiteneer, M. Goldenberg, C. T.

Bowman, R. K. Hanson, S. Song, W. C. Gardiner, V. V. Lissianski, Jr, Z. Qin (2000). GRI-Mech

3.0. available from <http://www.me.berkely.edu/gri_mech/>

[8] C. K. Law, D. L. Zhu, G. Yu, Propagation and extinction of stretched premixed flames,

Proceedings of the Combustion Institute, 21 (1988) 1419-1426.

[9] A. Hayakawa, T. Goto, R. Mimoto, T. Kudo, H. Kobayashi, NO formation/reduction mechanisms

of ammonia/air premixed flames at various equivalence ratios and pressures, Mechanical

Engineering Journal, 2 (2015) 14– 00402.

３－１－４節の参考文献

[1] H. Nakamura, M. Shindo, Effects of radiation heat loss on laminar premixed ammonia/air flames,

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