JPS6131775B2

JPS6131775B2 -

Info

Publication number: JPS6131775B2
Application number: JP55026630A
Authority: JP
Inventors: Isao Sato; Yoji Ishibashi; Yoshimitsu Minagawa; Takashi Oomori; Zensuke Tamura; Yoshihiro Uchama; Ryoichiro Ooshima
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1980-03-05
Filing date: 1980-03-05
Publication date: 1986-07-22
Also published as: JPS56124834A; US4429538A

Description

【発明の詳細な説明】

本発明は所謂低NOx化ガスタービン燃焼器に
係り、特に気体燃料を使用するのに好適なガスタ
ービン燃焼器に関する。従来、ガスタービン燃焼器は高負荷、高効率の
燃焼を行うことが可能であるように開発されてき
たが、この開発に伴い燃焼器からのNOx発生量
が次第に増加してきた。そこで燃焼制御による低
NOx化のガスタービン燃焼器が開発された。こ
の燃焼器は燃焼器外筒と、頭部燃焼室及びこの頭
部燃焼室よりも大径の後部燃焼室より構成される
燃焼器内筒と、この燃焼器内筒の頭部燃焼室側端
部に配置されて燃焼器内筒へ燃料を供給する燃料
ノズルとから成るものである。そしてこの燃焼器
には二通りの燃焼方式が提案されている。その一つは頭部燃焼室で燃料を過濃に、後部燃
焼室で燃料を希薄にして燃焼させる方式である。
この方式によれば高NOx燃焼する理論比混合空
気の燃焼をなくしてNOxを低下させることがあ
る程度可能となる。しかし高空気比燃焼するガス
タービン燃焼器の場合、燃焼途中に必ず理論比混
合空気となる領域が出現するので、これが低
NOx化の阻害原因となる。更にガスの滞溜時間
が短いガスタービン燃焼器では、頭部燃焼室にお
いてカーボン生成量が増加し、そのカーボンが燃
え切らず黒煙として発生すると言う欠点がある。他の燃焼方式は、頭部燃焼室に空気を過剰に供
給するものであり、構造上は、先ず燃料ノズルの
周囲には空気を軸方向へ旋回供給する第１の空気
旋回供給孔群を配設し、次に頭部燃焼室の燃料ノ
ズル側側壁には各孔が内周の略接線方向に開口し
て空気を径方向へ旋回供給する第２の空気旋回供
給孔群を配設し、一方後部燃焼室にはガス温度を
タービン入口温度まで冷却する空気供給孔群を配
設したものである。この構造によれば、頭部燃焼
室においては低温燃焼が行われるので低NOx化
が図れ、しかも過剰に空気を供給しても旋回空気
流によつて火災の安定化が図れるという効果があ
る。しかしながら、火災の安定化を図ろうとして
旋回強度（スワールナンバーとも言う。）を強く
すると、頭部燃焼室から後部燃焼室に至る拡大部
以降に後部燃焼室の壁面にそつて低温空気の淀み
領域が形成され、その為この領域以降は過冷却に
よつてCOが多量に発生することになる。このCO発生対策として第１図及び第２図の如
き燃焼器型式が提案されている。燃焼器１０１は
主に外筒１０４と内筒１０５と燃料ノズル１０６
とから構成され、燃料ノズル１０６は内筒１０５
の一端に開口している。内筒１０５は燃料ノズル
１０６側の頭部燃焼室１０８とタービン１０３側
の後部燃焼室１０９とから形成されており、後部
燃焼室１０９は頭部燃焼室１０８よりも径が大き
い。燃料ノズル１０６開口部周囲には空気旋回供
給孔群１１０が配設されている。頭部燃焼室１０
８の燃料ノズル１０６寄りの側壁にも円周上に空
気旋回供給孔群１１１が配設されている。頭部燃
焼室１０８の側壁１１２には後流側に空気供給孔
群１１３が、そして頭部燃焼室１０８から後部燃
焼室１０９への拡大部には空気旋回供給孔群１１
４がそれぞれ円周上に配設されている。燃料１１
６は燃料ノズル１０６から頭部燃焼室１０８内に
供給する。一方圧縮空気１１７は外筒１０４と内
筒１０５との間に供給し、前記各空気旋回供給孔
群を通じて内筒１０５内に流入する。空気の一部
は空気旋回供給孔群１１０から旋回空気流１１９
となつて頭部燃焼室１０８内に流入し、軸方向に
渦流を形成する。燃料１１６は点火により火災１
２０となるが、旋回空気流１１９によつて軸方向
へこの火炎１２０が延びる。火炎１２０は空気旋
回供給孔群１１１からの空気流入によつて更に強
く旋回がかけられて頭部燃焼室１０８内に充分拡
がり、更に進んで後部燃焼室１０９に至る。空気
旋回供給孔群１１４からの流入空気は旋回空気流
１１９を後部燃焼室１０９内に拡大させるが、こ
の様子は第２図に示す通りである。すなわち空気
旋回供給孔群１１４からの強い空気流１２１が引
き込み流１２２を起こして周囲空気を引き込む。
こうしてこの付近でのCO発生はある程度解消さ
れるのである。しかしこの形式によれば空気流１２１が拡大部
よりもやや後流側で旋回空気流１１９に火炎凹部
１２３を形成することになり、後部燃焼室壁面で
のCO発生は抑制できても頭部燃焼室１０９の内
径略延長上に新たに低温域（COが発生し易い低
温度領域。以下同じ。）１２４を形成して結局多
量のCOを発生することになる。尚、頭部燃焼室
１０９の内壁面近傍にも低温域１２５が形成され
ているが、これは内壁面近傍に添う旋回空気液が
強力である為、特に過剰空気が寄せ付けられるこ
とに起因する。これらの現象は液体燃料使用時よりも気体燃料
使用時に著しい。液体燃料使用の場合、燃料ノズル１０６によつ
て噴霧された燃料粒子は燃焼の過程で徐々に蒸発
し、この過程で生ずるガスが燃焼することにな
る。燃料粒子を微視的に見ると液滴が蒸発しなが
らかつ空気と混合し燃焼することになるが、各粒
子の火炎面は常に最適な燃焼条件、すなわち過剰
空気に左右されず、理論燃焼空気量による燃焼を
持続している。従つて火炎１２０の温度は高くな
り、しかも多量の過剰空気を供給しても火炎は失
火し難く、火炎の長さの変動も少い（以下、火炎
の失火及び長さ変動を火炎不安定現象という。）。
液体燃料使用の場合、供給空気量を多くすれば火
炎１２０は長くなり、しかもこの長い火炎の温度
が前記低温域１２４及び１２５の発生を抑制する
ことになる。一方、気体燃料使用の場合、気体燃料には蒸発
の過程が無い為に燃料成分は燃料ノズル１０６か
らの流入直後に過剰空気中へ拡散し、空気と燃料
との混合が極めて円滑に行われる。従つて液体燃
料と同等量の空気を供給すれば燃焼ガス全体を過
冷却することになり、CO発生量も著しく増加す
る。過剰空気量を減少させても火炎１２０の温度
は液体燃料使用時よりも低くなる。しかも火炎不
安定現象が液体燃料使用時よりも大きくなる。そ
して頭部燃焼室１０８の上流側（燃料ノズル１０
７側。以下同じ。）で激しく燃焼する程火炎は短
かくなる。従つて気体燃焼使用の場合、低温域１
２４及び１２５の発生を促進することになる。最近では燃料情勢の変化から石油等の液体燃料
の他に天然ガスや石炭ガス等の気体燃料の使用が
見直されている。しかも気体燃料の燃焼において
は気体燃料が空気と円滑に混合するので液体燃料
の燃焼で見られる高温度のホツトスポツト部が形
成し難く、それ故NOx生成量が少い。また一般
に、気体燃料は液体燃料よりもN₂含有量が少い
為に所謂FuelNOxの発生量も少い。これ等の理
由から気体燃料を使用しても火炎不安定現象が生
ずることなく、しかもCO発生を抑制できる機能
を備えた低NOx化ガスタービン燃焼器が強く要
望される。本発明は上記諸点に鑑みなされたもので、その
目的は、液体燃料に限らず気体燃料を使用しても
低NOx化と同時に低CO化が図れるガスタービン
燃焼器を提供するにある。上記目的達成の為、本発明は頭部燃焼室の側壁
上流側の空気旋回供給孔群の他に、それよりも下
流側の頭部燃焼室側壁に更に空気旋回供給孔群と
単なる空気供給孔群とを配設したものであり、下
流側の空気旋回供給孔群により強められた旋回空
気流が内筒の拡大部壁面を添うようにしたもので
ある。以下本発明の一実施例を第３図以降の図面に従
つて説明する。本実施例で使用する燃料はLNG
をガス化したものである。燃焼器１は圧縮器２とタービン３の間に位置す
る。燃焼器１は外筒４を内筒５とから主に構成
し、内筒５の一端には燃料ノズル６を開口させ、
燃料ノズル６は外筒４のカバー７を貫通して固定
する。内筒５は燃料ノズル６側の頭部燃焼室８と
タービン３側の後部燃焼室９とから形成する。後
部燃焼室９は頭部燃焼室８よりも径が大きい。頭
部燃焼室８の燃料ノズル６開口部周囲には空気旋
回供給孔群１０（スワラ、タービユレータ或いは
A.V.G.とも呼ばれる。）を配設する。頭部燃焼室
８の燃料ノズル６側端部側壁には第４図の如く円
周上に空気旋回供給孔群１１を配設する。頭部燃
焼室８の側室１２には後流側（後部燃焼室９側以
下同じ。）にやはり円周上に空気供給孔群１３を
配設する。ただし空気供給孔群１３は第５図の様
に、各孔の開口方向が径方向と一致するように配
設する。空気旋回供給孔群１１と空気供給孔群１
３との距離は頭部燃焼室８の内径とほぼ等しくす
る。更に側壁１２には空気供給孔群１３の後流側
にやはり円周上に空気旋回供給孔群１４を第４図
のように配設する。空気旋回供給孔群１４は頭部
燃焼室８の端部（内筒５の拡大部側）に位置させ
る。後部燃焼室９の側壁１５には端部近傍（内筒
５の拡大部５１側）に円周上に第５図のように空
気供給孔群１６を配設する。後部燃焼室９の後流
側にも空気供給孔群１７を配設する。本実施例で
は空気供給孔群は上記した通り空気旋回供給孔群
１０，１１，１４、空気供給孔群１３，１６，１
７の計６箇所に配設されることになるが、これら
全空気供給孔群の総開口面積に対し各空気供給孔
群の開口面積の比率（以下、単に開口率と称す
る。）は次の通りにする。すなわち空気旋回供給
孔群１０については10％、空気旋回供給孔群１１
については18％、空気供給孔群１３については16
％、空気旋回供給孔群１４については９％、空気
供給孔群１６については20％、そして空気供給孔
群１７については27％の開口率とする。燃料１８は燃料ノズル６から頭部燃焼室８内に
供給する。一方圧縮機２で圧縮された空気１９は
外筒４と内筒５との間に供給し、前記各空気供給
孔群を通じて内筒５内に流入する。燃焼ガス２０
は内筒５からタービン３へ供給する。空気の一部
は空気旋回供給孔群１０から頭部燃焼室８内に流
入して軸方向に旋回空気流２１を形成する。燃料
１８は点火により火炎２２となるが、旋回空気流
２１によつて軸方向のこの火炎２２が延びる。こ
の火炎２２は第４図に示す如く空気旋回供給孔群
１１からのタンデンシヤルな空気流入によつて更
に強く旋回がかけられて頭部燃焼室８内に充分拡
がる。この強い旋回空気流２１内に空気供給孔群
１３から第５図に示す如く径方向へ空気が流入す
る。旋回空気流２１の吸い込み現象によつて再循
環流２３が誘起されるが、この再循環流２３が火
炎２２の形状を保持する。そして空気供給孔群１
３から流入した空気の一部が再循環流２３に用い
られる。更に空気供給孔１３からの流入空気は頭
部燃焼室８の中心部に形成する高温度火炎を冷却
してNOx発生を抑制する。次いで空気旋回供給
孔群１４からの空気流入によつて再度強く旋回が
かけられ、こうして強められた旋回空気流２１は
拡大部５１の壁面をそつて次第に拡大し後部燃焼
室９内にも充分拡がる。燃焼ガスは旋回状態下で
滞溜時間が長くなり、低温域が発生せず。よつて
CO発生が抑制される。若しCOが発生しても滞溜
中に再燃焼する。空気旋回供給孔群１４からの空
気流入方向は第４図に示すように内壁面に添う略
内接線方向であり、この為軸長方向の速度成分は
小さくなつて燃焼ガス滞溜時間が悪くなる。旋回
空気流２１及び火炎２２が拡大部５１にそつて拡
がる過程でも再循環流２４が生ずる。空気供給孔
群１６からの流入空気の一部はこの再循環流２４
に用いられる。またこの流入空気は拡大部５１以
後に中心部に形成して続ける高温度火炎を冷却し
てNOx発生を抑制する。更に再循環流２４によ
つて高温度の火炎を巻き込むので過冷却による低
温域も発生せずよつてCO発生が抑制される。こ
うして火炎２２は適温で安定に保持される。そし
て燃焼ガス２０は最終的には空気供給孔群２２か
らの空気流入によつて最適なタービン流入温度ま
で下げられて燃焼器１を出る。本実施例によれば次の効果がある。 (1) 気体燃料を使用する為に供給空気量を液体燃
料使用時より減じても、空気供給孔群１３から
の径方向の流入空気が高温度の中心火炎を適度
に冷却するので、NOx発生を抑制できる。と
ころで頭部燃焼室８内に計３度にわたつて流入
する空気は、火炎を頭部燃焼室８の内部に充分
拡げ、更に後続する拡大部５１内壁、後部燃焼
室９の内壁にも充分拡げる。従つて従来の如き
拡大部近傍での火炎凹部は形成しないので、
CO発生も抑制される。 (2) 空気供給孔群１３を旋回空気供給孔群１１と
旋回空気供給孔群１４との間に配設した為に、
強い再循環流２３が発生し続ける。このように
再循環流２３が強いのでその周囲の高温ガス流
を再循環流２３に巻き込むことになり、同時に
燃焼ガスの滞溜時間を長くすることになり、こ
うして火炎温度の均一が図れるから、CO、
NOx共充分に低減できる。次に旋回強度が空
気供給孔群１３の空気流入とより減衰しはじめ
るところで再度空気旋回供給孔群１４により旋
回が強められる為、前記(1)の効果をより確実に
達成できる。 (3) 空気供給孔群１３の位置を頭部燃焼室８の内
径とほぼ等しくしたが、本発明者等が実験で確
認したところではこの位置は火炎の旋回を乱す
ことが無く、しかも再循環流２３の形成、中心
火炎の冷却に最適である。空気供給孔群１３は
その上流の各空気旋回供給孔群によつて誘発さ
れる再循環流２３に空気を供給するものであ
る。これら空気旋回供給孔群に、空気供給孔群
１３の位置が近づき過ぎると、空気供給孔群１
３からの流入空気は強い旋回空気流を貫通しな
ければならず、結局は旋回空気流を抑制するこ
とになる。本実施例における空気供給孔群１３
の配設位置は旋回空気流を抑制する働きは無
く、しかも軸心までの径方向への空気貫通距離
を確実に取ることができる。 (4) 空気旋回供給孔群１４の位置を頭部燃焼室８
の最後部としたので頭部燃焼室８の後流側で生
ずる低温域はこの空気旋回供給孔群１４からの
タンデンシヤルに流入する空気に強められた高
温の渦流を相殺する。しかも旋回空気流２１は
確実に内筒５の拡大部５１にそつて拡大する。
従つて結局、頭部燃焼室８内にも、拡大部５１
近傍にも、低温域は発生しない。 (5) 空気供給孔群１６を拡大部５１の直後に配設
したが、本発明者等が実験で確認したところで
はこの位置は再循環流２４の形成、火炎の安定
化に最適である。 (6) 本実施例における各空気供給孔群の開口率の
効果は、各空気供給孔群の最適開口率の範囲と
併せて以下に説明する。燃焼器１内の燃焼状態
はほとんど頭部燃焼室８内の燃焼状態で決まる
ので、空気旋回供給孔群１０，１１，１４、空
気供給孔群１３の開口率によつて低NOx化、
低CO化が充分達成できる。＜空気旋回供給孔群１０の開口率について＞空気旋回供給孔群１０に始まる旋回空気流２１
は燃料の混合に直接影響し、更に再循環流２３の
強さにも影響する。従つて火炎の安定性は大部分
空気旋回供給孔群１０の開口率を左右される。第
７図は空気旋回供給孔群１０の開口率を変えて、
火炎が失火する限界を観察した結果である。燃焼
器全体としての圧力損失を一定に保つ為に、空気
旋回供給孔群１０と共に空気供給孔群１７の開口
率も変動させたが、他の空気供給孔群の開口率は
いずれも最適範囲を選定した。縦軸は失火時にお
ける頭部燃焼室８内の軸流方向の火炎流速度（Ｂ
_BO（m/s））を示すもので、この値が大きい程多
量の空気を空気旋回供給孔群１０から供給するこ
とができ、安定燃焼が可能である。一方、図中の
特性曲線よりもＵ_BOが大きな領域は、軸流速度が
早くなり過ぎて火炎の吹き飛び現象が起こり燃焼
を持絞することが不可能となる不燃焼領域であ
る。空気旋回供給孔群１０の開口率が４％以下の
場合火炎の保持に大きな影響を及ぼす旋回空気流
２１が弱くなり、これに追従して再循環流２３も
小さくなり、よつて火炎の保持が困難となる。一
方、空気旋回供給孔群１０の開口率が12％以上と
なると空気旋回供給孔群１０からの空気量が多過
ぎて燃料濃度が希薄になり、やはり燃焼の持続は
困難である。従つて気体燃料使用の場合、火炎安
定化の為の空気旋回供給孔群１０の最適開口率は
４〜12％となる。本実施例の開口率（10％）はこ
の範囲に属しているので、火炎安定化には充分効
果を発揮するものである。＜空気旋回供給孔群１１の開口率について＞空気旋回供給孔群１０の外側から頭部燃焼室８
の内壁面に添つて流入する空気旋回供給孔群１１
からの空気は、気体燃料と良好に混合して主な火
炎を形成するものであると共に、低NOx化、低
CO化に大きな影響を及ぼすものである。第８図
は空気旋回供給孔群１１の開口率を変えて、
NOx及びCOの低減効果を観察した結果である。
燃焼器全体としての圧力損失を一定に保つ為に、
空気旋回供給孔群１１と共に空気供給孔群１７の
開口率も変動させたが、他の空気供給孔群の開口
率はいずれも最適範囲を選定した。図中、縦軸
は、低NOx化の達成比と低CO化の達成比とを示
す。両者共、現在ガスタービンプラントで稼動中
の気体燃料使用による燃焼器の各効果に対する、
本実施例の燃焼器の効果の比を示したものであ
る。比較対照に使用した現在稼動中の燃焼器は、
内筒が同一径のものである。従つて本実施例の如
く２室から構成されるものではない。尚、比較対
照の為この内筒と本実施例の後部燃焼室９とは等
径にした。更にこの現在稼動中の燃焼器は、本実
施例の空気旋回供給孔群１０、空気供給孔群１
６，１７に相当するものが本実施例と同位置に配
設されており、また本実施例の空気供給孔群１３
と軸方向上ほぼ同距離に第５図に示す如き２次空
気供給用の空気供給孔群が配設されており、一方
本実施例の空気範囲供給孔群１１，１４に相当す
るものは内筒のどこにも配設されていない。CO
濃度は、開口率が20％以上になると現在の燃焼器
以上となる。これは旋回空気流による過冷却効果
が急増することが主因である。この傾向は特にタ
ービン負荷が低い条件下、例えば燃焼器への流入
空気量が一定で燃焼供給流量が少くなつた場合に
おいて著しい。尚、国内においては現在の燃焼ガ
スのNOx濃度を約70％低減（すなわち低NOx化
達成比約0.3到達）することが要求されており、
この為には空気旋回供給孔群１１の開口率は12％
以上を確保する必要がある。空気旋回供給孔群１
１からの供給空気量が多くなる程NOx低減効果
が大きい。12％以下では空気量が少い為に、希薄
低温度燃焼に及ぼす影響は少く、従つてNOx低
減効果も小である。故に低NOx化、低CO化の為
の空気旋回供給孔群１１の最適開口率は12〜20％
となる。本実施例の開口率（18％）はこの範囲に
属しているので、この効果を充分に発揮するもの
である。＜空気供給孔群１３の開口率について＞空気供給孔群１３は前記した通り火炎の安定化
を図ると共に低NOx化に大きく寄与するもので
ある。第９図は空気供給孔群１３の開口率を変え
て火炎の安定性並びに低NOx化の効果を観察し
た結果である。燃焼器全体としての圧力損失を一
定に保つ為に空気供給孔群１３と共に空気供給孔
群１７の開口比も変動させたが、他の空気供給孔
群の開口率はいずれも最適範囲を選定した。低
NOx化の効果については、空気旋回供給孔群１
１についてと同様の低NOx化達成比で示した。
32％以上になるとここからの空気の流入が強過ぎ
て火炎がほぼ空気供給孔群１３の位置で頭部燃焼
室８内の前段火炎と、後部燃焼室９内の後段火炎
とに分かれた。これらの火炎は互いに干渉し合
い、両火炎共軸方向に変動して所謂振動燃焼とい
う現象が起つた。一方、10％以下では空気供給孔
群１３からの空気流が弱過ぎて頭部燃焼室８の中
央部に至る空気貫通が無くなり、従つて火炎中心
を冷却せる作用はほとんど無くなつて低NOx化
は図れなくなる。しかも再循環流２３への供給空
気量が減少するので燃料濃度が大となり、不安定
燃焼となる。故に低NOx化、火炎安定化の為の
空気供給孔群１３の最適開口率は10〜32％とな
る。本実施例の開口率（16％）はこの範囲に属し
ているので、この効果を充分に発揮するものであ
る。＜空気旋回供給孔群１４の開口率について＞空気旋回供給孔群１４は前記した通り、空気旋
回流２１を再度強めることにより低温域の発生を
無くしてCO発生を抑制すると共に、COが発生し
た場合でも滞溜中に再燃させる機能を有する。第
１０図は空気旋回供給孔群１４の開口部を変え
て、低CO化の効果を前記空気旋回供給孔群１１
と同様に低CO化の達成比で示したものである。
燃焼器全体としての圧力損失を一定に保つ為に、
空気旋回供給孔群１４と共に空気供給孔群１７の
開口率も変動させたが、他の空気供給孔群の開口
率はいずれも最適範囲を選定した。開口率８％以
下においては旋回が弱くなりよつて上記の効果は
減少する。一方11％以上では旋回が強過ぎて後部
燃焼室９の内壁面にまで旋回が充分には拡がらな
くなる。従つて図からも明らかなように空気旋回
供給孔群１４の最適開口率は約８〜11％である。
本実施例の開口率（９％）はこの範囲に属してい
るので、この効果を充分に発揮するものである。
尚、現在のところCO濃度に対する詳細な規制は
無いが、少くとも現在稼動中の燃焼器からの燃焼
ガスよりもCO濃度を低く抑えるべきであり、従
つて空気旋回供給孔群１４の開口率は６〜12％の
範囲内とすることが望ましい。表は以上説明した各空気供給孔群の開口率がも
たらす燃焼器全体としての効果を示したものであ
る。この比較は主として頭部燃焼室８への流入空
気量を変化させたものであるが、燃焼器全体の圧
力損失を３〜４％に抑える為に後部燃焼室９への
流入空気量も併せて変化させた。ただし比較簡単
化を図り、空気供給孔群１６については開口率を
一定とした。

【表】

【表】以上説明した通り、本発明によれば、火炎温度
が拡大部も含めて内筒内のほぼ全域で適温に保持
することができるので、低NOx化、低CO化が共
に図れるという効果がある。更に再度強められる
旋回空気流は火炎を長くそして安定に保持すると
いう効果がある。

【図面の簡単な説明】

第１図及び第２図は従来の低NOx化型ガスタ
ービン燃焼器の要部想図及び空気流動説明図、第
３図及び第６図は本発明のガスタービン燃焼器の
一実施例を示した要部断面図及び空気流動説明
図、第４図は第３図のＡ−A′断面図、第５図は
第３図のＢ−B′断面図、第７図乃至第１０図は第
３図乃至第６図を用いて説明した実施例の特性図
である。１……燃焼器、４……外筒、５……内筒、６…
…燃焼ノズル、７……カバー、８……頭部燃焼
室、９……後部燃焼室、１０，１１，１４……空
気旋回供給孔群、１２，１５……側壁、１３，１
６，１７……空気供給孔群、１８……燃料、１９
……空気、２０……燃焼ガス、２１……旋回空気
流、２２……火炎。

Claims

【特許請求の範囲】１頭部燃焼室及びこの頭部設焼室よりも大径の
後部燃焼室より構成される燃焼器内筒と、この燃
焼器内筒を覆う設焼器外筒と、前記燃焼器内筒の
頭部燃焼室端部に設置されて燃焼器内筒へ燃料を
供給する燃料ノズルとから成り、前記燃料ノズル
の周囲に空気を燃焼器内筒の軸方向へ旋回供給す
る第１の空気旋回供給孔群を配設し、前記頭部燃
焼室の燃料ノズル寄り側壁に空気を燃焼器内筒の
径方向へ旋回供給する第２の空気旋回供給孔群を
配設し、前記頭部燃焼室の後部燃焼室寄り側壁に
は空気を燃焼室内筒の径方向へ旋回供給する第３
の空気旋回供給孔群を配設し、前記第２、第３の
空気旋回供給群の間に空気を燃焼室内筒の径方向
に供給する空気供給孔群を配設したことを特徴と
するガスタービン燃焼器。２特許請求の範囲第１項記載において、前記第
２の空気旋回供給孔群は各孔が内周の略接線方向
に開口するものであることを特徴とするガスター
ビン燃焼器。３特許請求の範囲第１項または第２項記載にお
いて、前記第３の空気旋回供給孔群は多孔が内周
の路接線方向に開口するものであることを特徴と
するガスタービン燃焼器。４特許請求の範囲第１項、第２項または第３項
記載において頭部設焼室内径とほぼ等しい距離だ
け前記第２の空気旋回供給孔群から離間させて前
記空気供給孔群を配設したことを特徴とするガス
タービン燃焼器。５特許請求の範囲第１項、第２項、第３項また
は第４項記載において、前記第１の空気旋回供給
孔群の総開口面積を前記燃焼室内筒への全空気供
給孔群の総開口面積の４〜12％とし、前記第２の
空気旋回供給孔群の総開口面積を同じく全空気供
給孔群の総開口面積の12〜20％としたことを特徴
とするガスタービン燃焼器。６特許請求の範囲第１項、第２項、第３項また
は第４項記載において、前記第１の空気旋回供給
孔群の総開口面積を前記燃焼室内筒への全空気供
給孔群の総開口面積の４〜12％とし、前記第２の
空気旋回供給孔群の総開口面積を同じく全空気供
給孔群の総開口面積の12〜20％とし、前記第３の
空気旋回供給孔群の総開口面積を同じく全空気供
給孔群の総開口面積の６〜12％とし、更に前記空
気供給孔群の総開口面積を同じく全空気供給孔群
の総開口面積の10〜32％としたことを特徴とする
ガスタービン燃焼器。