JP2001153353A - 燃焼装置内で発生する有害物質の濃度分布の予測方法および予測方法の記録媒体 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】簡便な方法で、実用燃焼器から排出されるＮＯ
ｘ，ＣＯ，未燃焼成分等の微量有害成分の排出濃度を予
測する。 【解決手段】燃焼装置内を２次元又は３次元の複数のセ
ルに分割し、燃料を燃焼させる燃焼装置の設計上の固有
データと運転情報を入力条件として各セル毎にガスの流
動計算、固体および／あるいはガスの化学反応計算およ
び放射伝熱量計算を収束するまで繰り返して燃焼装置内
の温度分布とガス組成分布を求め、さらに火炉内の有害
物質の濃度分布を求める燃焼装置内の有害物質濃度分布
予測方法において、微量成分の生成、消滅に関わるラジ
カル濃度を、当該セル中でのＣＯ濃度、可燃物質濃度の
総和、可燃物質の酸化速度、ＣＯの濃度変化速度、ＣＯ
２、Ｈ２Ｏ等の燃焼生成物の生成速度、固体中の燃料が
気相中に放出される速度、可燃性元素の酸化数の変化速
度、酸素の消費速度、反応による熱発生速度、当該セル
の気相空気比、温度等で表現し、当該セル中での燃焼Ｎ
Ｏｘ、ＣＯ微量未燃焼物質の化学反応速度を計算し、燃
焼装置で出口での濃度を予測する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、燃焼装置内で発生
する有害物質を予測する方法である。本発明は、微粉炭
焚ボイラ、ＬＮＧおよび油焚ボイラ、ごみ焼却炉から発
生する有害物質の予測に好適である。また本発明は、流
動層ボイラ、火花点火機関（ガソリンエンジン）、ディ
ーゼルエンジン、ガスタービンエンジンから発生する有
害物質の予測にも好適である。

【０００２】

【従来の技術】微粉炭ボイラやごみ焼却炉から排出され
る有害物質の濃度を計算で予測する試みがなされてい
る。例えば、第３５回日本伝熱シンポジウム講演論文集
７５−７６ぺージ（１９９８年５月）および第８回廃棄
物学会研究発表会講演論文集５０９−５１１ページ（１
９９７年）に記載の文献では、ごみ焼却炉から排出され
るＣＯ濃度を予測している。

【０００３】

【発明が解決しようとする課題】しかし、これらの予測
方法では、主に反応モデルの問題により、普遍的な計算
ができない嫌いがある。ＣＯ濃度が高いときには、従来
モデル（例えばProceeding of 14th International Sym
pojium on Combustion 987−1003ページ（1973年）に記
載のモデル）により、ＣＯ濃度を予測することが可能で
あるが、ＣＯ濃度が数十〜数百ｐｐｍと低いときには、
実験値と合わない場合が多く、また大型で複雑な燃焼炉
内で発生する有害物質の濃度の予測計算には多くの時間
が費やされる嫌いがあった。

【０００４】本発明はこれに鑑みなされたもので、その
目的とするところは、少ない計算負荷でも高い精度でＮ
Ｏｘ，ＣＯ等の有害物質の濃度分布を予測することがで
き、かつ大型で複雑な燃焼炉内で発生する有害物質の濃
度を短時間で計算することが可能であり、さらに本発明
の予測方法を用いることで、低ＮＯｘ微粉炭燃焼装置お
よびごみ焼却装置の設計と試運転段階での調整を迅速に
実施できるこの種の濃度分布予測方法を提供することに
ある。

【０００５】

【課題を解決するための手段】すなわち本発明は、燃焼
装置内を２次元または３次元の複数のセルに分割し、燃
料を燃焼させる燃焼装置の設計上の固有データと運転情
報を入力条件として各セル毎にガスの流動計算、固体お
よび／あるいはガスの化学反応計算、および放射伝熱量
計算、を収束するまで繰り返して燃焼装置内の温度分布
とガス組成分布を求め、さらに火炉内の有害物質の濃度
分布を求める、燃焼装置内の有害物質濃度分布予測方法
において、個々のセルでの燃焼状態を数値で表現し、前
記数値に基づいて当該セル中に存在するラジカルの濃度
求め、前記ラジカルの濃度に基づいて当該セルでの化学
反応計算を実施するようになし所期の目的を達成するよ
うにしたものである。

【０００６】なお、ここでラジカルとは、具体的には、
Ｈ，Ｏ，ＯＨ，およびＨＯ２等の過酸化ラジカルおよび
ＣＨ，ＣＨ２，ＣＨ３等の炭化水素ラジカルおよびＮＨ
２，ＮＨ，Ｎ，ＣＮ，ＮＣＯ，ＨＣＯ等である。共通し
た特徴は、分子または原子中に不対電子を持つことであ
る。

【０００７】また本発明は、燃焼装置内を２次元または
３次元の複数のセルに分割し、燃料を燃焼させる燃焼装
置の設計上の固有データと運転情報を入力条件として各
セル毎にガスの流動計算、固体および／あるいはガスの
化学反応計算、および放射伝熱量計算、を収束するまで
繰り返して燃焼装置内の温度分布とガス組成分布を求
め、さらに火炉内の有害物質の濃度分布を求める、燃焼
装置内の有害物質濃度分布予測方法において、個々のセ
ルでの燃焼状態を数値で表現し、前記数値に基づいて化
学反応計算に使用する総括化学反応速度定数の少なくと
もひとつを求め、当該セルでの化学反応計算を実施する
ことを特徴とする、燃焼炉内で発生する有害物質の濃度
分布の予測方法である。

【０００８】また、本発明は、燃焼装置内を２次元また
は３次元の複数のセルに分割し、燃料を燃焼させる燃焼
装置の設計上の固有データと運転情報を入力条件として
各セル毎にガスの流動計算、固体および／あるいはガス
の化学反応計算、および放射伝熱量計算、を収束するま
で繰り返して燃焼装置内の温度分布とガス組成分布を求
め、さらに火炉内の有害物質の濃度分布を求める、燃焼
装置内の有害物質濃度分布予測方法において、個々のセ
ルが、火炎からどの程度はなれているかを数値で表現
し、表現された前記数値にしたがって、化学反応の計算
を実施することを特徴とする、燃焼装置内で発生する有
害物質の濃度分布の予測方法である。

【０００９】また本発明は、燃焼装置内を２次元または
３次元の複数のセルに分割し、燃料を燃焼させる燃焼装
置の設計上の固有データと運転情報を入力条件として各
セル毎にガスおよび／あるいはの流動計算、固体および
／あるいはガスの化学反応計算、および放射伝熱量計
算、を収束するまで繰り返して燃焼装置内の温度分布と
ガス組成分布を求め、さらに火炉内の有害物質の濃度分
布を求める、燃焼装置内の有害物質濃度分布予測方法に
おいて、個々のセル中に火炎があるかないかを判定し、
火炎があるときとないときで、化学反応の計算方法を変
更することを特徴とする、燃焼装置内で発生する有害物
質の濃度分布の予測方法である。

【００１０】火炎があるかないかの判定手段、火炎から
どの程度はなれているかを表現する数値、および、燃焼
状態を表わす数値とは、具体的には、ＣＯ濃度、可燃物
質濃度の総和、可燃物質の酸化速度、ＣＯの濃度変化速
度、酸素の消費速度、固体中の燃料が気相中に放出され
る速度、可燃性元素の酸化数の変化速度、当該セル中で
の反応による熱発生速度、当該セルの気相空気比、のい
ずれかの関数である。

【００１１】予測する有害物質は、具体的には、ＮＯ
ｘ，ＣＯ，未燃炭化水素、ダイオキシン類、クロロベン
ゼン類、クロロフェノール類、アルデヒド類等である。

【００１２】また、本発明は、以上の予測方法を記録し
た、燃焼炉内で発生する有害物質の濃度分布の予測方法
の記録媒体である。

【００１３】一般に、燃焼の化学反応のほとんどには、
ラジカルが関与する。燃焼過程で発生する有害物質をで
きるだけ正確に予測するには、ラジカルを考慮した素反
応モデルによる計算が望ましい。しかし、この計算では
膨大な数の反応を考慮しなければならない。大型の乱流
燃焼場でこのような計算を実施するのは実用上不可能で
あるため、従来は、ラジカルを考慮しない、総括反応モ
デルを用いていた。ただ、このため、予測精度が悪くな
り、微量の有害物質の濃度分布を予測するのは難しかっ
た。しかし、微量の有害物質の排出濃度が、燃焼装置の
価値を左右するため、計算負荷が小さく、かつ精度の高
い予測方法が求められていた。

【００１４】これに対して発明者らは、火炎中のラジカ
ル濃度と、その場での燃焼状態を表わす種々の物理量と
の関連性を検討した。その結果、多くの場合、ＣＯ濃
度、可燃物質の濃度の総和、可燃物質の酸化速度、ＣＯ
の濃度変化速度、固体中の燃料が気相中に放出される速
度、可燃性元素の酸化数の変化速度、酸素の消費速度、
反応による発熱速度等の燃焼状態を表わす物理量とラジ
カル濃度との間に相関が認められることを見い出した。

【００１５】これらの物理量は燃焼反応が活発である火
炎中と、燃焼反応も大部分が終了した火炎下流側では数
値が異なる。このため、計算対象の領域が火炎である
か、火炎下流側であるかを判断する指標になる。微量の
有害物質の濃度は火炎下流側でも変化する。ただ、火炎
中と火炎下流側では、濃度変化の速度が異なる。この原
因は主に、火炎中と火炎下流側ではラジカル濃度が異な
ることによる。さらに、この関係を用いてラジカル濃度
を近似計算することで、総括反応モデルを用いても、ラ
ジカル濃度の大小を考慮した計算が可能であることを見
い出した。本発明の方法を用いることで、大型の乱流燃
焼場を対象とした場合でも、ラジカル濃度を考慮した計
算が可能であり、かつ微量の有害物質の濃度分布の予測
精度も向上させることができるのである。

【００１６】

【発明の実施の形態】〔実施例１〕本発明により燃焼装
置内で発生する有害物質を予測する方法を、微粉炭燃焼
装置を例にとり説明する。図１は、その燃焼状態を計算
するアルゴリズムの一例であり、図２は、対象の微粉炭
ボイラの全体構成図である。

【００１７】本システムは、本体として火炉１を備えて
おり、この火炉１内には炉壁に沿って伝熱管（図示省
略）が配置されている。また、火炉１の出口２側には、
複数の蒸発器３が配置されている。これら熱交換器（伝
熱管と蒸発器を含めた総称）には、給水器（図示省略）
を介して水または蒸気が供給され、各熱交換器からは火
炉１での燃焼にともなって蒸気が発生し、この蒸気が蒸
気タービン（図示省略）に供給されるようになってい
る。

【００１８】さらに、火炉１の炉壁には、複数のバーナ
４、アフターエアポート５が配置されている。この図２
では、バーナ４、アフターエアポート５は火炉前壁１８
に設置されているが、火炉後壁１９にも設置されること
がある。バーナ４、アフターエアポート５には、図示し
ない空気流量調節器を介してブロワ（押し込み送風器）
６から空気７が供給される。石炭は、貯炭場（図示省
略）から石炭ミル８に供給され、粉砕される。粉砕され
た石炭は、気流で搬送される。１次空気と微粉炭９はバ
ーナ４へ送られ、火炉１内で着火、燃焼する。

【００１９】図３は、微粉炭ボイラに設置されるバーナ
４の一例を示したものである。バーナ４は同軸の三重管
で構成され、中央の配管中を１次空気と微粉炭９が流れ
る。濃度調節器１５で微粉炭の濃度分布を調整した後、
火炉１内へ噴出される。１次空気と微粉炭９の噴出口の
外周側には、保炎器１６が設置される。外側の配管中を
２次空気１０と３次空気１１が流れる。２次空気１０
は、２次空気取り入れ口１２より流入し、旋回器１３を
経て火炉１内へ噴出される。３次空気１１は、旋回器１
４を経て、火炉１内へ噴出される。バーナの中心軸上に
は、起動用のオイルガン１７が設けられることがある。

【００２０】火炉内での燃焼状態は、以下の方法で予測
する。まず、火炉１の形状、バーナ４の形状および位置
等の火炉設計上の固有のデータを入力する。次に、燃料
量、空気量、炭種情報等の運転情報を入力し、燃焼状態
を計算する。

【００２１】インプットデータ（Ｓ１、Ｓ２）が計算機
（図示省略）に入力されると、内臓されている予測プロ
グラムに基づいてステップＳ３−Ｓ１１の処理を繰り返
して実行し、各処理結果から火炉１内の温度分布、ガス
組成分布、ＮＯｘやＣＯ等の有害物質濃度分布を予測演
算する。

【００２２】この予測演算を実行するに際して、火炉１
内を二次元（高さ×奥行き）または三次元（高さ×奥行
き×幅）の複数の要素（計算上設定されたセル）に分割
する。火炉１を複数のセルに分割した例は、特開平９−
１３３３２１の公報に記載されている。なお、バーナ近
傍に関しては、バーナ中心軸を回転軸とした、円筒座標
系のセルに分割することもある。そして、各セルについ
て、セル間相互の影響を考慮して、各セル毎のガス流速
を求める流動計算（Ｓ３）、主要成分反応計算（Ｓ
４）、有害物質反応計算（Ｓ５）、放射伝熱計算（Ｓ
６）、収束判定（Ｓ７）を実行する。

【００２３】Ｓ３−Ｓ７の計算では、各計算結果がセル
毎にお互いに影響する。したがって、各計算結果が収束
した値となるまで各計算を順次繰り返す必要がある。各
計算結果が収束した値を示すと判定された（Ｓ７）なら
ば、各計算結果から、火炉内の主要ガス組成分布、流速
分布、温度分布、有害物質濃度分布（Ｓ８）を求める。
なお、流動計算（Ｓ３）、主要成分反応計算（Ｓ４）、
放射伝熱計算（Ｓ６）は、特開平９−１３３３２１の公
報に記載されている方法を用いるとよい。

【００２４】なお、有害物質の濃度は通常ｐｐｍオーダ
ーかそれ以下である。有害物質の反応が、温度分布や主
要成分の濃度分布に与える影響は無視できることが多
い。計算時間を短縮するには、まず、有害物質の反応計
算（Ｓ５）を省略して、温度分布、流速分布、主要ガス
組成分布を計算し、収束解が得られた後に、あらためて
有害物質の反応計算（Ｓ５）を実施する方法も有効であ
る。

【００２５】〔実施例２〕次に、ごみ焼却炉に適用した
場合の例について説明する。図４は、そのごみ焼却炉の
概略構成を示す一例である。焼却炉は、一次燃焼室２７
と二次燃焼室２８とから構成される。大型の設備では、
焼却炉の下流側にボイラ２９が設置されることもある。
ごみ２２は、ホッパ２１より投入され、一次燃焼室２７
へ供給される。一次燃焼室２７の下部には火格子が設置
される。火格子は、乾燥火格子２３、主燃焼火格子２
４、後燃焼火格子２５に大別される。

【００２６】ごみ２２は、まず乾燥火格子２３へ送る。
引き続き、主燃焼火格子２４、後燃焼火格子２５へごみ
２２を移動させ、燃焼させる。乾燥火格子２３では、ご
み２２を乾燥させる。ごみ２２中の可燃物質の一部は、
ここで気体になる。ごみ２２中の可燃物質の多くは、主
燃焼火格子２４で燃焼する。主燃焼火格子２４で燃え残
った可燃物質を、後燃焼火格子２５で酸化させる。不燃
物質は燃焼灰回収部３１より回収する。燃焼（一次）空
気３０は、各々の火格子の下部から分割して供給する。
燃焼（一次）空気３０はごみ層３２のすき間を通過し、
一次燃焼室２７へ流れる。燃焼（一次）空気３０の一部
は、ごみ層３２中で、可燃物質と反応する。

【００２７】一次燃焼室２７では、ごみ層３２から発生
した可燃物質と燃焼（一次）空気３０による気相燃焼が
生じる。一部の可燃物質は、一次燃焼室２７出口でも残
留し、二次燃焼室２８へ流入する。二次燃焼室２８入口
付近から二次空気２６を噴出し、一次燃焼室２７出口で
残留した可燃物質を、二次燃焼室２８中で燃焼させる。

【００２８】ごみ焼却炉を対象とした場合も、一次燃焼
室２７と二次燃焼室２８を二次元（高さ×奥行き）また
は三次元（高さ×奥行き×幅）の複数の要素（計算上設
定されたセル）に分割し、前述した図１の方法にしたが
って、ＣＯ等の有害物質濃度を予測する。

【００２９】なお、ごみ焼却炉の場合、ごみ層３２中
と、その下流側の一次燃焼室２７、二次燃焼室２８と
で、燃焼現象が異なる。ごみ層３２では、セル内の空間
の多くを固体が占める。ここでは、水分の蒸発、可燃物
質の熱分解と、固体表面での燃焼反応が主に生じる。そ
の下流側の一次燃焼室２７、二次燃焼室２８では、セル
内の空間の多くを気体が占める。ここでは、気相燃焼反
応が主に生じる。したがって、ごみ層３２中とその下流
側では、セルの分割方法を変更するのがよい。

【００３０】〔実施例３〕次に、有害物質の反応の計算
方法を詳しく説明する。ここでは、ＣＯ濃度を予測する
一例が示されている。ＣＯの代表的な酸化反応モデルと
して、Proceedingof 14th International Sympojium on
Combustion 987−1003ページ（1973年）に記載のモデ
ルがある。

【００３１】このモデルでは、ＣＯの酸化反応は式
（１）で表わされる。このときのＣＯ濃度の変化速度は
式（２）で表わされる。

【００３２】

【化１】

【００３３】式２中のko1は、総括反応速度定数であ
る。総括反応速度定数は、化学反応式を反応の出発物質
と最終生成物質の関係で記述したときの、反応速度定数
である。この、総括反応速度定数は、対象とする系の温
度や物質の濃度によっては適用できないことがある。必
ずしも普遍的な物理量ではない。

【００３４】一方、化学反応の実現象を記述したものを
素反応と呼ぶ。ＣＯ酸化の代表的な素反応は式（３）で
あり、この反応によるＣＯ濃度の変化速度は式（４）で
表わされる。

【００３５】

【化２】

【００３６】ほとんどの素反応には、ＯＨ等のラジカル
が関与する。ここで式（４）中のｋｅ３は素反応の速度
定数である。この速度定数は、計測した実験に誤りがな
い限り、普遍的な物理量である。燃焼場で重要な素反応
については、「Combustion Chemistry」 Ed by W.C.Gar
diner Jr. Springer New York（1984年発行）の文献等
にまとめられている。

【００３７】したがって、素反応を用いて反応計算を実
施した方が、正確な解が期待できる。ただし、この計算
では、膨大な量の反応を考慮して計算しなければならな
い。したがって、乱流や対流、放射伝熱等、反応計算以
外にも膨大な計算量が必要な、実用燃焼炉の計算には適
さない。このため、実用燃焼炉の計算には、総括反応モ
デルと総括反応速度定数が用いられている。

【００３８】Proceeding of 14th International Sympo
jium on Combustion 987−1003ページ（1973年）の文献
には、ＣＯ酸化反応の実験結果も記載されている。式
（１）および式（２）で表わされる総括反応モデルを用
いて、ＣＯ濃度の変化過程を計算した。図５は温度の変
化（実験値）を、図６はＣＯ濃度の変化（実験値と計算
値）を表わす。ＣＯ濃度が１０００ｐｐｍ以上のとき
は、計算値と実験値は一致する。ＣＯ濃度がそれ以下の
ときには合わない。

【００３９】図７は、素反応モデルを用いて計算した結
果である。ＣＯ濃度が高いときも低いときも、計算値と
実験値は一致する。

【００４０】発明者らは、素反応モデルによる計算結果
と、総括反応モデルによる計算結果を詳細に比較するこ
とで、実験結果と総括反応モデルによる計算結果がずれ
る原因を解明した。図８を用いてその原因を説明する。
この図８には、燃焼場でのラジカル濃度の一般的な変化
が示されている。火炎中でラジカル濃度は急激に増加
し、熱平衡濃度の数倍〜数百倍になる。例えばＯＨラジ
カルの場合、式（５）の反応等で濃度が増加する。火炎
中では、ラジカルの増加と減少がバランスするため濃度
変化は少ないが、火炎の下流側（火炎後流）ではラジカ
ル濃度は熱平衡値へ向かって減少する。これは、火炎後
流式（５）等のラジカル増加反応がほとんど生じなくな
り、式（６）で表わされるような３分子によるラジカル
再結合反応のみが生じるためである。

【００４１】

【化３】 Ｈ＋Ｏ2⇒Ｏ＋ＯＨ …（５） Ｈ＋ＯＨ＋Ｍ⇒Ｈ2Ｏ＋Ｍ …（６） ＣＯは、ＯＨにより酸化されるため、雰囲気温度が同じ
でもＯＨ濃度が少なくなれば、ＣＯの酸化速度は小さく
なるはずである。しかし、式（２）の総括反応モデルに
は、火炎後流でＯＨ濃度が減少することを表現する項が
ない。これが、実験結果と一致しない原因である。した
がって、総括反応モデルの速度定数中に、火炎後流でＯ
Ｈ濃度が減少することを表現する項が含まれていれば、
実験結果を再現できるはずである。

【００４２】発明者らは、さらに検討を進めた結果、多
くの場合、計算対象のセル中のラジカル濃度と、計算対
象のセル中での燃焼状態を表わす物理量、例えば、ＣＯ
濃度、可燃物質の濃度の総和、可燃物質の酸化速度、Ｃ
Ｏの濃度変化速度、酸素の消費速度、固体中の燃料が気
相中に放出される速度、可燃性元素の酸化数の変化速
度、反応による発熱速度等との間に相関が認められるこ
とを見い出した。これらの物理量は、火炎中では大き
く、火炎後流では小さくなる。さらに、計算対象のセル
中での気相空気比と温度も考慮すれば、比較的簡単な方
法で、計算対象のセル中のラジカル濃度、または、ラジ
カル濃度が熱平衡値に対してどの程度ずれているかを近
似計算できることを見い出した。なお、気相空気比につ
いては、例えば特開平９−１３３３２１の公報等に詳し
く記載されている。

【００４３】本発明のＣＯ酸化モデルの一例を以下説明
する。本発明のモデルは、式（７）で表わされる。総括
反応速度定数（ｋ０１）は式（８）のように、基本項
（ｋｂ）とラジカル補正項（α）の積で表わされる。

【００４４】

【化４】

【００４５】基本項（ｋｂ）は、ＯＨ濃度が熱平衡値の
ときの反応速度定数を表わす。ラジカル補正項（α）
は、ＯＨ濃度が熱平衡値の何倍であるかを表わす項であ
り、火炎中と火炎後流では値が異なる。本発明の総括反
応モデルには、ＯＨ濃度が変化することを考慮した項が
含まれる点で、従来のモデルと異なる。

【００４６】ここで、ラジカル補正項（α）は式（９）
で表わされる値をとる。

【００４７】

【化５】 １ ≦ α ≦ αｍａｘ …（９） α＝１のときは、ＯＨ濃度が熱平衡値と等しいことを表
わす。αｍａｘは、火炎中のＯＨ濃度が熱平衡値の何倍
であるかを表わす。αｍａｘを決定する方法はいくつか
ある。ひとつは、実験または詳細な素反応計算により火
炎中の平均的なＯＨ濃度を予め求める方法である。この
とき、火炎中のＯＨ濃度、あるいは、ＯＨ濃度が熱平衡
値の何倍であるかを表わす数値と気相空気比、温度との
関係をまとめたテーブルデータを予め作成しておき、各
セルでの計算の際にこのデータを読み込む方法がある。
他の方法は、αｍａｘの値を、気相空気比（ＳＲｇ）と
温度（Ｔ）、あるいはどちらか一方の関数で表現し、近
似計算する方法である。近似式の一例は式（１０）であ
る。ここで、ＢおよびＴ０は定数である。

【００４８】

【化６】 αｍａｘ＝Ｂ ｅｘｐ（Ｔ／Ｔ０） …（１０） α＝ｆ１（Ｘｃｏ，Ｔ） …（１１） αを求めるには、さらに、計算対象のセル中での燃焼状
態を表わす物理量とαとの関係を明確にし、この関係を
テーブルデータとして保存するか、あるいは近似関数で
表現する必要がある。式（１１）は、αをＣＯモル分率
（Ｘｃｏ）と温度（Ｔ）との関数で表現した一例であ
る。

【００４９】ＣＯ濃度とＯＨ濃度の関係について検討し
た例を図９および図１１に示す。図９は、素反応モデル
を用い、反応温度を変えてＣＯとＯＨの変化を計算した
例である。このときの雰囲気酸素濃度は１０％、水の濃
度は１０％である。ＣＯ，ＯＨともに、時間０ｓから
０．１ｓまでの間の変化量が大きい。ただし、その変化
の状態は温度で異なる。図９に示したＯＨ濃度と、ＯＨ
平衡濃度との比からαの値を求め、ＣＯ濃度との相関関
係を示した。結果を図１０に示す。ここでは、αの値を
式（１２）により規格化して示した。規格化した数値を
Ｎαとする。両者の関係は温度で異なり、温度の影響を
考慮する必要がある。

【００５０】

【化７】 ｆ５（Ｎα）＝ｆ５（α）／ｆ５（αｍａｘ） …（１２） 図１１は、横軸をＣＯのモル分率（Ｘｃｏ）と温度の関
数で表現し、これと、Ｎαとの関係を示したものであ
る。このような整理をすると、温度に依らず、１本の曲
線で近似できる。したがって、Ｎαの値は、式（１３）
の近似関数で表現できる。

【００５１】

【化８】 Ｎα＝ｆ７（Ｔ，Ｘｃｏ） …（１３） 本発明のモデルでＣＯ濃度の変化を再度計算した結果を
図１２に示す。実験結果は計算結果を再現する。本発明
のモデルが妥当であることがわかる。

【００５２】本発明の方法には、必要な計算精度や可能
な計算時間に応じて、いくつかの変形例がある。最も単
純な方法は、ＣＯ濃度により火炎と火炎後流とを判定
し、火炎中と火炎後流で異なる総括反応速度定数を用い
ることである。いくつかの系で検討した結果では、火炎
と火炎後流の境界でのＣＯ濃度は、１０００−５０００
ｐｐｍとするのが適当である。もうひとつの方法は、素
反応計算を簡略化する方法である。具体的には火炎後流
でのラジカル再結合反応のみを詳細に計算する。

【００５３】本発明のモデルを用いて、ごみ焼却炉の２
次燃焼室を模擬した系で、ＣＯの酸化過程を計算した。
計算では、２次燃焼室を高さ７ｍ、幅２ｍ、奥行き２ｍ
のダクトで模擬した。このダクトを１６０個のセルに分
割して計算した。ダクトの入口の手前で二次空気２６が
噴出されるものとし、ダクト入口の断面平均のガスの質
量分率は、窒素が０．６７３７ｋｇ／ｋｇ、酸素が０．
１１７４ｋｇ／ｋｇ（モル分率で約１０．３％）、水が
０．０８９８ｋｇ／ｋｇ、ＣＯ２が０．１０９１ｋｇ／
ｋｇ、ＣＯが０．０１ｋｇ／ｋｇ（モル分率で約１％）
である。

【００５４】第３５回日本伝熱シンポジウム講演論文集
７５−７６ページ（１９９８年５月）および第８回廃棄
物学会研究発表会講演論文集５０９−５１１ページ（１
９９７年）に記載の文献では、ＲＤＦ焼却炉中のＣＯ濃
度分布の測定結果が示されている。二次燃焼室入口付近
でのＣＯ濃度は約１％である。この結果を基に、ダクト
入口のＣＯ濃度を決めた。入口の平均流速は２ｍ／ｓと
した。ガスとダクト壁温は一定とした。ＣＯの酸化は、
化学反応と乱流混合の両方に律速されるとし、両者の時
定数のうち小さいほうを、ＣＯ酸化の時定数として計算
した。乱流混合の次定数は、０．１ｓとした。

【００５５】計算結果の例を図１３と図１４に示す。ダ
クト入口から出口までの滞留時間は約３．５ｓである。
ＣＯ濃度が１０００ｐｐｍ付近までは、本発明と従来モ
デルの計算結果に差はない。１０００ｐｐｍ以下では、
本発明の計算のほうがＣＯの減少が遅くなる。また、本
発明では、出口ＣＯ濃度に与える温度の影響が強い。本
発明の計算では、温度が１１７３Ｋのときは滞留時間を
長くするとＣＯ濃度が低くなる。滞留時間を長くする
と、１０ｐｐｍ以下まで低減できる。一方、温度が１０
２３Ｋと低いときには、滞留時間を長くしても、ＣＯ濃
度を数百ｐｐｍまでしか低減できない。

【００５６】日本国内のごみ焼却炉を対象に、ダイオキ
シン類やＣＯ排出濃度と、焼却炉の運転条件の関係を調
査した文献がある。（岡島 重信、京都大学学位論文、
１９９３年）そのうち、ＣＯ濃度と炉内滞留時間の関係
を図１５に示す。多くの場合、滞留時間を長くすると、
ＣＯ濃度は減少する。ただし、炉出口温度が１０７３Ｋ
以下の場合には、滞留時間を長くしてもＣＯ濃度は変わ
らない。その濃度は数百ｐｐｍのオーダである。また、
温度が高いほど、滞留時間延長の効果が顕著であり、１
０ｐｐｍ以下まで低減可能である。本発明の計算結果で
得られた特徴は、この調査結果の特徴と一致する。

【００５７】図１６に、ＣＯ排出濃度と炉出口温度の関
係が示されている。文献値の調査結果では、平均滞留時
間が約１．４ｓであり、最大値は約３．５ｓである。炉
出口酸素濃度の平均値は１０．２％であり、最小値は
５．８％である。文献値では、炉出口温度が１２００Ｋ
以下になると、ＣＯ濃度の高いデータが多くなる。１１
００−１２００Ｋの場合、ＣＯ濃度が数ｐｐｍのデータ
もある一方、数百ｐｐｍとなるデータも多い。炉内の温
度分布、滞留時間、混合状態等のわずかな燃焼条件の違
いにより、ＣＯ濃度が敏感に変化しやすい温度条件と考
えられる。１３００Ｋ以上のときにはＣＯ濃度が１００
ｐｐｍを超えるデータはない。ＣＯを速やかに酸化させ
るのに充分な温度条件と考えられる。一方、１１００Ｋ
以下のときは、ＣＯ濃度が１００ｐｐｍ下回るデータは
ない。この温度条件では、ＣＯの酸化が凍結されると考
えられる。

【００５８】滞留時間を１．４ｓと３．５ｓのときのＣ
Ｏ濃度の計算結果を図１６中にラインで示す。滞留時間
が１．４ｓ（文献値の平均滞留時間）のときは、１１０
０−１２００Ｋ付近でＣＯ濃度が急激に変化する。１３
００Ｋ以上では、ＣＯ濃度は数十ｐｐｍ程度である。滞
留時間を長くすると、１１００−１２００Ｋの条件で
も、ＣＯ濃度は１０ｐｐｍ以下となる。１１００−１２
００Ｋの温度条件では、ＣＯ濃度が変化しやすい。一
方、１１００Ｋ以下の条件では、滞留時間を長くしても
ＣＯ濃度を１００ｐｐｍ以下にできない。これらの計算
結果の特徴は、文献値の調査結果の特徴を再現する。

【００５９】〔実施例４〕微粉炭燃焼場でのＮＯｘ濃度
を予測する方法の一例を次に説明する。図１７に、本発
明のＮＯｘ濃度予測方法における、石炭中の窒素の反応
経路が示されている。石炭に含まれる窒素（Ｃｏａｌ−
Ｎ）の一部は、熱分解反応により気相中に放出され、Ｖ
ｏｌａｔｉｌｅ−Ｎとなる。Ｖｏｌａｔｉｌｅ−Ｎは、
ＨＣＮ、ＮＨ３およびこれらの分子が分解したラジカル
（ＣＮ，ＮＣＯ，ＮＨ２，ＮＨ，Ｎ等）で構成される。
ここでは、Ｖｏｌａｔｉｌｅ−ＮをＨＣＮで代表させ
る。Ｖｏｌａｔｉｌｅ−Ｎとして放出されなかった石炭
中の窒素は、Ｃｈａｒ−Ｎとして、固体中に残留する。

【００６０】Ｖｏｌａｔｉｌｅ−Ｎ（ＨＣＮ）は式（１
４）の反応により酸化され、ＮＯを生成する。一方、Ｖ
ｏｌａｔｉｌｅ−Ｎ（ＨＣＮ）は式（１５）の反応によ
りＮＯを還元し、窒素分子を生成する。Ｖｏｌａｔｉｌ
ｅ−Ｎ（ＨＣＮ）は、また、式（１６）と式（１７）の
反応により、気相中でも生成される。式（１６）は、Ｎ
Ｏが炭化水素ラジカル等により還元され、Ｖｏｌａｔｉ
ｌｅ−Ｎ（ＨＣＮ）を生成する反応である。

【００６１】

【化９】 ＨＣＮ＋ＯＨ⇒ＮＯ＋ＣＨ２ …（１４） ＨＣＮ＋ＮＯ⇒Ｎ２＋ＨＣＯ …（１５） ＮＯ＋ＣＨ⇒ＨＣＮ＋Ｏ …（１６） Ｎ２＋ＣＨ⇒ＨＣＮ＋Ｎ …（１７） ここでは、ＮＯを還元するラジカルを、ＣＨで代表させ
た。本発明のモデルでは、式（１５）と式（１６）の２
種類のＮＯの気相還元反応が考慮されている。これは、
反応生成物の観点からみるとＮＯの気相還元反応は二つ
に大別されることを表現する。ひとつは、式（１５）で
代表される反応であり、生成物は安定な窒素分子であ
る。もうひとつは、式（１６）で代表される反応であ
り、生成物は、再度ＮＯに酸化されやすい、Ｖｏｌａｔ
ｉｌｅ−Ｎ（ＨＣＮ）である。式（１７）は、プロンプ
トＮＯ生成の代表的な反応である。また、図１７中には
示していないが、必要であれば、サーマルＮＯ（Ｚｅｌ
ｄｏｖｉｃｈ ＮＯ）の反応を追加する。

【００６２】石炭中のチャー（熱分解しなかった可燃物
質）は、式（１８），（１９），（２０）で代表される
反応により酸化され、可燃物質を気相中に放出する。こ
のとき、同時に、Ｃｈａｒ−Ｎも気相中に放出される。
気相中に放出されたＣｈａｒ−Ｎは、ＮＯまたはＮ２と
なる。

【００６３】

【化１０】 Ｃ（固体）＋１／２Ｏ₂⇒ＣＯ …（１８） Ｃ（固体）＋ＣＯ₂⇒２ＣＯ …（１９） Ｃ（固体）＋Ｈ₂Ｏ⇒ＣＯ＋Ｈ₂ …（２０） Ｃ（固体）＋ＮＯ⇒１／２Ｎ₂ …（２１） 図１７中のηは、Ｃｈａｒ−ＮからＮＯが生成される割
合を表わす。チャーはまた、式（２１）の反応によりＮ
Ｏを還元する。

【００６４】ここでは、本発明の計算手法を、式（１
４）、（１６）、（１７）に適用した。Ｖｏｌａｔｉｌ
ｅ−Ｎ（ＨＣＮ）の濃度変化速度は、式（２２）で表わ
される。

【００６５】

【化１１】

【００６６】ここで、ＶＨＣＮは、石炭の熱分解によ
り、Ｖｏｌａｔｉｌｅ−Ｎ（ＨＣＮ）が生成される速度
を表わす。〔ＯＨ〕ｅ，〔ＣＨ〕ｅはそれぞれ、ＯＨ、
ＣＨの熱平衡濃度を表わす。α_OH，α_CHはそれぞれ、計
算対象のセル中で、ＯＨ、ＣＨの濃度が熱平衡値の何倍
であるかを表わす数値である。式（１４）、（１６）、
（１７）の総括反応速度定数はそれぞれ、式（２３）、
（２４）、（２５）で表わされる。

【００６７】

【化１２】

【００６８】ここでは、α_OH，α_CHを、固体中の燃料が
気相中に放出される速度（Ｗ）の関数で表現した（式２
６、２７）。固体中の燃料が気相中に放出される速度
（Ｗ）とは、石炭の熱分解反応の速度、および、式（１
８），（１９），（２０）の反応速度の総和である。石
炭の熱分解が終了した後も、式（１８），（１９），
（２０）により可燃物質が気相中に放出されるため、火
炎が形成される。

【００６９】本発明のＮＯｘ濃度予測方法の効果を検証
した結果を以下に示す。

【００７０】図１８は、検証に用いた燃焼装置の一例で
ある。燃焼部（反応部）は、長さ８００ｍｍ、直径５０
ｍｍのアルミナ管で構成され、アルミナ管の周囲を電気
炉で加熱した。微粉炭と空気を予め混合した後、燃焼部
（反応部）の上端から供給し、燃焼させた。燃焼部（反
応部）での滞留時間は約１ｓである。空気に予めＮＯを
混入した燃焼実験も一部実施した。図１９は、炉内の温
度を計算した結果である。供給した微粉炭と空気は、約
１５０００ｋ／ｓの速度で加熱される。約０．１−０．
２秒後には、壁面温度とほぼ同じ温度に到達する。

【００７１】図２０は、本発明の方法により、ＮＯｘ濃
度の時間変化を計算した例である。使用した石炭の分析
値は、揮発分含有率が２６．３％、固定炭素含有率が６
０．９％、灰分含有率が１２．８％、炭素含有率が７
４．０％、水素含有率が４．８％、酸素含有率が６．０
％、窒素含有率が１．７％、硫黄含有率が０．４％の歴
青炭である。分析値は全て無水条件である。燃焼温度は
１５７３Ｋである。図中のＳＲは、装置入口での空気比
である。図中のボラタイル燃焼領域は、石炭から熱分解
した揮発分が主に燃焼する領域である。入口空気比を変
えて計算したが、いずれの場合もボラタイル燃焼領域で
ＮＯｘが急生成する。入口空気比が低いときは、いった
ん生成したＮＯｘが下流側で減少する。入口空気比高い
ときは、ＮＯｘの減少がゆるやかであるか、下流側でも
生成が続く。図中の白丸は、入口空気比が０．９６のと
きの実験結果である。計算結果は実験結果と一致する。

【００７２】図２１はＣＨの濃度変化である。入口空気
比が低いほどＣＨ濃度が高くなり、ＮＯｘが還元されや
すいことがわかる。図２２はＯＨの濃度変化である。石
炭の熱分解で放出された揮発分の燃焼により火炎が形成
され、ＯＨ濃度が急激に増加する。下流側では、ラジカ
ル再結合反応によりＯＨは減少し、熱平衡濃度にしだい
に近づく。

【００７３】燃焼温度、入口空気比、等を変えて、燃焼
気出口のＮＯｘ濃度を計算し、実験結果と比較した。微
粉炭の粒径は、通常、体面積平均径で１２．６μｍであ
る。図２３は燃焼温度の影響である。横軸は気相空気比
で整理した。気相空気比が１．０以上の場合が酸化雰囲
気１．０以下の場合が還元雰囲気である。実験結果の特
徴は以下の２点である。

【００７４】１）酸化雰囲気では、燃焼温度が高いとＮ
Ｏｘ濃度も高くなる。

【００７５】２）還元雰囲気では、ＮＯｘ濃度に及ぼす
温度の影響が小さくなる。

【００７６】計算結果は実験結果の特徴を再現し、ＮＯ
ｘ濃度の絶対値もほぼ一致する。

【００７７】図２４に粒径の影響が示されている。図中
の粒径は、体面積平均径である。実験結果では、気相空
気比で整理すると、ＮＯｘ濃度は粒径に影響されなかっ
た。計算結果は実験結果を再現する。

【００７８】図２５は、図２３，２４の燃焼条件のとき
の、燃焼器出口の燃焼率である。燃焼率に関しても、計
算結果は実験結果と±３％の範囲で一致する。

【００７９】図２６と図２７に、空気中に予めＮＯｘを
添加したときの影響が示されている。実験結果の特徴は
以下の２点である。

【００８０】１）酸化雰囲気では、ＮＯｘを添加する
と、燃焼器出口のＮＯｘ濃度も高くなる。

【００８１】２）還元雰囲気では、ＮＯｘ添加の影響は
小さくなる。気相空気比が０．８付近では、ＮＯｘ添加
の影響はない。

【００８２】計算結果は、実験結果の特徴をほぼ再現す
る。

【００８３】図２８と図２９に、本発明の効果を、従来
技術と比較して示す。従来技術では、ラジカルの反応が
考慮されていない。例えば、Combustion and flame 93
316−326ページ（1993年）に記載の文献に、従来技術の
例が記載されている。燃焼温度が高く、気相空気比が低
いときに、本発明と従来技術の計算結果に差がみられ
た。従来技術では、燃焼温度が高いときには、気相空気
比を低くしても２００ｐｐｍ程度までしかＮＯｘは低減
されない。還元雰囲気であっても、温度が低いほうがＮ
Ｏｘ濃度は低くなる。これに対して、本発明の方法で
は、燃焼温度が高いときに、ＮＯｘ濃度が１００ｐｐｍ
以下に低減された。高温の還元雰囲気を形成すること
が、ＮＯｘの低減に有利である。

【００８４】

【発明の効果】以上説明してきたように本発明によれ
ば、大型で複雑な燃焼炉内で発生する有害物質の濃度
を、短時間で計算でき、また、本発明の予測方法を用い
ることで、低ＮＯｘ微粉炭燃焼装置およびごみ焼却装置
の設計と試運転段階での調整を迅速に実施することがで
きる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の予測方法の燃焼状態を計算するアルゴ
リズムの一実施例を示す図。

【図２】微粉炭ボイラの全体構成を示す線図。

【図３】微粉炭バーナーの一例を示す縦断側面図。

【図４】ごみ焼却炉の概略構成を示す線図。

【図５】ＣＯの酸化過程の実験での温度変化を示す特性
図。

【図６】ＣＯ濃度変化の実験と、従来の総括反応モデル
による計算結果の比較を示す図。

【図７】ＣＯ濃度変化の実験と、素反応モデルによる計
算結果の比較を示す図。

【図８】燃焼場でのラジカル濃度の変化を示す特性図。

【図９】ＣＯとＯＨの濃度変化の計算結果を示す図。

【図１０】ＯＨ濃度の熱平衡値からのずれと、ＣＯ濃度
の関連性を示す特性図。

【図１１】温度の影響の補正方法を説明するための図。

【図１２】ＣＯ濃度変化の実験と、本発明のモデルによ
る計算結果の比較を示す図。

【図１３】反応温度が１１７３Ｋのときの、本発明の計
算結果と従来の技術の比較を示す図。

【図１４】反応温度が１０２３Ｋのときの、本発明の計
算結果と従来の技術の比較を示す図。

【図１５】ごみ焼却炉から排出されるＣＯと炉内滞留時
間の関係を示す図。

【図１６】ごみ焼却炉から排出されるＣＯと炉内温度の
関係を示す図。

【図１７】本発明のＮＯｘ濃度予測方法での、石炭中の
窒素化合物の反応経路を示す図。

【図１８】本発明の検証に用いた燃焼装置を示す線図。

【図１９】炉内温度の計算結果を示す図。

【図２０】本発明のＮＯｘ濃度予測方法でＮＯｘ濃度の
時間変化を計算した例を示す図。

【図２１】ＣＨの濃度変化を計算した例を示す図。

【図２２】ＯＨの濃度変化を計算した例を示す図。

【図２３】ＮＯｘ生成濃度に与える、燃焼温度の影響を
示す図。

【図２４】ＮＯｘ生成濃度に与える、粒径の影響を示す
図。

【図２５】燃焼装置出口での石炭の燃焼率を示す図。

【図２６】空気中にＮＯを添加したときの、ＮＯｘ生成
濃度の実験結果を示す図。

【図２７】空気中にＮＯを添加したときの、ＮＯｘ生成
濃度の計算結果を示す図。

【図２８】燃焼温度が１６７３Ｋの条件で、本発明のＮ
Ｏｘ濃度予測方法と従来方法を比較した結果を示す図。

【図２９】燃焼温度が１３７３Ｋの条件で、本発明のＮ
Ｏｘ濃度予測方法と従来方法を比較した結果を示す図。

【符号の説明】 １…火炉、２…出口、３…蒸発器、４…バーナ、５…ア
フターエアポート、６…ブロワ、７…空気、８…石炭ミ
ル、９…１次空気と微粉炭、１０…２次空気、１１…３
次空気、１２…２次空気入口、１３…旋回器、１４…旋
回器、１５…濃度調節器、１６…保炎器、１７…オイル
ガン、１８…火炉前壁、１９…火炉後壁、２１…ホッ
パ、２２…ごみ、２３…乾燥火格子、２４…主燃焼火格
子、２５…後燃焼火格子、２６…二次空気、２７…一次
燃焼室、２８…二次燃焼室、２９…ボイラ、３０…燃焼
（一次）空気、３１…燃焼灰回収部。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 山本 研二 茨城県日立市大みか町七丁目２番１号 株 式会社日立製作所電力・電機開発研究所内 Ｆターム(参考） 3K003 EA07 EA10 GA05 GA06 HA00 5B049 BB07 EE03 EE43

Claims (7)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 燃焼装置内を２次元または３次元の複数
   のセルに分割し、燃料を燃焼させる燃焼装置の設計上の
   固有データと運転情報を入力条件として各セル毎にガス
   の流動計算、固体および／あるいはガスの化学反応計
   算、および放射伝熱量計算、を収束するまで繰り返して
   燃焼装置内の温度分布とガス組成分布を求め、さらに火
   炉内の有害物質の濃度分布を求める、燃焼装置内の有害
   物質濃度分布予測方法において、 個々のセルでの燃焼状態を数値で表現し、前記数値に基
   づいて当該セル中に存在するラジカルの濃度をもとめ、
   得られたラジカルの濃度に基づいて当該セル中での化学
   反応計算を実施することを特徴とする燃焼装置内で発生
   する有害物質の濃度分布の予測方法。
2. 【請求項２】 燃焼装置内を２次元または３次元の複数
   のセルに分割し、燃料を燃焼させる燃焼装置の設計上の
   固有データと運転情報を入力条件として各セル毎にガス
   の流動計算、固体および／あるいはガスの化学反応計
   算、および放射伝熱量計算、を収束するまで繰り返して
   燃焼装置内の温度分布とガス組成分布を求め、さらに火
   炉内の有害物質の濃度分布を求める、燃焼装置内の有害
   物質濃度分布予測方法において、 個々のセルでの燃焼状態を数値で表現し、前記数値に基
   づいて化学反応計算に使用する総括化学反応速度定数の
   少なくともひとつをもとめ、当該セルでの化学反応計算
   を実施することを特徴とする燃焼装置内で発生する有害
   物質の濃度分布の予測方法。
3. 【請求項３】 燃焼装置内を２次元または３次元の複数
   のセルに分割し、燃料を燃焼させる燃焼装置の設計上の
   固有データと運転情報を入力条件として各セル毎にガス
   の流動計算、固体および／あるいはガスの化学反応計
   算、および放射伝熱量計算、を収束するまで繰り返して
   燃焼装置内の温度分布とガス組成分布を求め、さらに火
   炉内の有害物質の濃度分布を求める、燃焼装置内の有害
   物質濃度分布予測方法において、 個々のセルが、火炎からどの程度はなれているかを数値
   で表現し、表現された前記数値にしたがって、化学反応
   の計算を実施することを特徴とする燃焼装置内で発生す
   る有害物質の濃度分布の予測方法。
4. 【請求項４】 燃焼装置内を２次元または３次元の複数
   のセルに分割し、燃料を燃焼させる燃焼装置の設計上の
   固有データと運転情報を入力条件として各セル毎にガス
   の流動計算、固体および／あるいはガスの化学反応計
   算、および放射伝熱量計算、を収束するまで繰り返して
   燃焼装置内の温度分布とガス組成分布を求め、さらに火
   炉内の有害物質の濃度分布を求める、燃焼装置内の有害
   物質濃度分布予測方法において、 個々のセル中に火炎があるかないかを判定し、火炎があ
   るときとないときで、化学反応の計算方法を変更するこ
   とを特徴とする燃焼装置内で発生する有害物質の濃度分
   布の予測方法。
5. 【請求項５】 前記火炎があるかないかの判定手段、火
   炎からどの程度はなれているかを表現する数値、およ
   び、燃焼状態を表わす数値とは、当該セル中でのＣＯ濃
   度、可燃物質濃度の総和、可燃物質の酸化速度、ＣＯの
   濃度変化速度、ＣＯ２，Ｈ２Ｏ等の燃焼生成物の生成速
   度、固体中の燃料が気相中に放出される速度、可燃性元
   素の酸化数の変化速度、酸素の消費速度、反応による熱
   発生速度、当該セルの気相空気比、温度のいずれかの関
   数である請求項１から４のいずれかに記載の燃焼装置内
   で発生する有害物質の濃度分布の予測方法。
6. 【請求項６】 前記予測する有害物質は、ＮＯｘ，Ｃ
   Ｏ，未燃炭化水素、ダイオキシン類、クロロベンゼン
   類、クロロフェノール類、アルデヒド類のうち少なくと
   もひとつである請求項１から５のいずれかに記載の燃焼
   装置内で発生する有害物質の濃度分布の予測方法。
7. 【請求項７】 請求項１から６までのいずれかに記載
   の、燃焼装置内で発生する有害物質の濃度分布の予測方
   法を記録した、燃焼装置内で発生する有害物質の濃度分
   布の予測方法の記録媒体。