アンモニア直接燃焼によるガスタービンシステムの提 …2 combined cycle gas...

低炭素社会の実現に向けた技術および経済・社会の定量的シナリオに基づく

イノベーション政策立案のための提案書

国立研究開発法人科学技術振興機構低炭素社会戦略センター

Proposal Paper for Policy Making and Governmental Actiontoward Low Carbon Societies

アンモニア直接燃焼によるガスタービンシステムの提言（Vol.2）

Turbine System driven by Direct Combustion of Rich Ammonia (Vol.2):

令和2年 1月

LCS-FY2019-PP-02

国立研究開発法人科学技術振興機構（JST）低炭素社会戦略センター（LCS）

低炭素社会実現に向けた政策立案のための提案書アンモニア直接燃焼によるガスタービンシステムの提言（Vol.2）令和2年 1月

低炭素社会実現に向けた政策立案のための提案書アンモニア直接燃焼ガスタービンシステム（Vol.2）令和 2 年 1 月

燃焼ガスとして CO2を出さないアンモニアは、化に比してにする燃料の

比が大きい。したがって、アンモニアはの流体としてをするタービン

評価法が用できない。このをするために、ガスタービンシステムの新しい

法を開発した。この方法では、化学化を多成流体にしてエルー化法によ

る化学平計をい、過程、燃焼過程、よタービンにける過程のエンタルー

化に基いて出力とを評価する。この新しい方法を用いて、2018 年 12 月に提案したアンモニア過剰燃焼タービンによるコンバ

インドサイクルの出力とを評価した。アンモニア過剰燃焼タービンにより NO 燃焼が可

能であり、燃焼ガスのを燃焼さるコンバインドサイクルにより燃焼のシステ

ムが可能であることがされた。たし、開発した方法と比べて、年度用いた

法による出力の計値は過評価されていることがかった。アンモニアを燃料とした、

タービンの度を 2,000 K、力比のを 25 とすると、ガス 0.6、比 1.1 の

時にコンバインドサイクルの 60 を成できることがかった。比のために、の燃料過剰燃焼タービンシステムにいて検討した。の燃料

過剰燃焼により NO を実現できるが、をガスによるめて多なガス

（Exhaust gas recirculation, EGR）が必要であること、よ燃焼がなることから、アンモ

ニア専焼タービンにする性はめられなかった。

S u m m a r y The conventional method for evaluating the power and thermal efficiency of a gas turbine system often assumes that the working fluid is air. This is due to the very low fuel to air ratio of hydrocarbon fuels. However, the fuel to air ratios of H2 and NH3 are larger than those of conventional hydrocarbon fuels. Therefore, the applicability of the assumption of air as the working fluid for H2 or NH3 is questionable. We developed a new scheme based on the Gibbs free energy minimization for all the processes involved in the gas turbine system. The output power and thermal efficiency are evaluated based on the enthalpy changes of the multi-component working fluid using chemical reactions. The new scheme was applied to validate the concept proposed in our previous LCS report (LCS-FY2018-PP-03) in which we proposed the concept of a fuel-rich NH3 combined cycle turbine system. In this study, it was confirmed that a very low NO emission and highly efficient gas turbine system could be developed by the fuel-rich combustion of NH3. Moreover, it was identified that exhaust gas recirculation (EGR) was essential to reduce the turbine inlet temperature below the heat-resistant temperature of the system. Furthermore, the output power of the system was largely underestimated by the conventional method used in our previous report. With a value of 2000 K for the heat-resistant temperature of the turbine and the upper limit of the pressure ratio 25 of the compressor and turbine, the thermal efficiency of the combined cycle was identified to be 0.6 with equivalence and EGR ratios of 1.1 and 0.6, respectively. H2 combined cycle gas turbine processes that operated in fuel-rich conditions were also studied. The fuel-rich H2 combustion resulted in very low NO emission. Very high EGR ratios for H2 combustion with high equivalence ratios were required to maintain the turbine inlet temperature below 2000 K. Because of these high EGR ratios and high equivalence ratios, the conclusion was reached that the thermal efficiency of the H2 combined cycle was lower than that of the NH3 fuel-rich combined cycle.




要

1. はめに ................................................................................................................................................. 1 2. アンモニア過剰燃焼コンバインドサイクルシステムと計方法 ................................................... 2

2.1 コンバインドサイクルシステムの成 ........................................................................................ 2 2.2 化学平計 .................................................................................................................................. 5 2.3 タービン出力との計 ....................................................................................................... 7

3. 結果よ ..................................................................................................................................... 8 3.1 コンバインドサイクルの過程のと化学成の計 ................................................. 8 3.2 法によるガスタービンの出力評価法との比 .................................................................. 10 3.3 力比= 25 としたときのコンバインドサイクルの出力と ........................................... 11 3.4 出力との化とコンバインドサイクルとの比 ............................................... 15

4. 結 ...................................................................................................................................................... 17 5. 政策立案のための提案 ....................................................................................................................... 18 参 ................................................................................................................................................... 18

1国立研究開発法人科学技術振興機構（JST）低炭素社会戦略センター（LCS）




1

1 . めに

年、アンモニアはエルーリアとしてのなら、発電用大ガスタービン燃料とし

て大きなをめている[1]。アンモニアはに比してエルー密度が、た化し

すいのでエルーリアとしてれているが、方でしに、燃焼速度が遅い、な

ど燃料として用しにいがある。た、のガスタービン燃焼のよな過剰燃焼では

めて多の NO が成される。こしたアンモニア燃焼の点ができ、発電用大ガス

タービンをーンフリーアンモニア専焼でできればCO2ゼロエミッション会実現にけ

た重要なブレークスルー技術となりる。このよな点から、会ンター（LCS）ではアンモニア専焼ガスタービンの実現可能性の検討を進めてり、アンモニア燃焼の化学応

的な [2]に基いて、年度の政策提案書[3]で「アンモニア過剰燃焼によるガスタービン」

とい新しいコンプトを提案した。アンモニア過剰の（すなわ比 1）が 1 以の）燃焼にいては、成する NO は NH よ

NH2 ジルとの応により N2 にされ、燃焼ガスには NO はとどれない。

た、燃料が過剰であるために化されにったアンモニアはして N2 と H2 となる[2]。この燃焼ガスの H2 をコンバインドサイクルのスチームタービン用燃料として用する

ことにより、さらにな発電システムができる。たし、比が大きなるとタービ

ン度（燃焼器出度）がタービンブレードの度以になってし。2018 年 12月に LCS が提案したシステムでは、このをガス（Exhaust Gas Recirculation, EGR）に

よりした。すなわ、アンモニア過剰燃焼コンバインドシステムの的なガスは N2 と

H2O のとなるため、をないガス（N2）を用いた EGR により、比をえることな

燃焼度をタービンブレードの度以下とすることが可能となる[3]。化を燃料とするガスタービンは過剰でされている。化燃焼では、

燃料/ 比がさい。えば化学燃焼の、にしてタンは 0.5 で、プロパンで

は 0.2 である。過剰下ではにする燃料はさらにない。このために、ガスタービ

ンの出力の評価にいては、流体をとなす方法が的であった。しかしな

がら、H2 NH3 を燃料とするにはがなる。H2 の、化学燃焼ではにし

て 2 、NH3では 1.5 の燃料が必要で、燃料はにしてできない。このよな燃料、

あるいは比が大きい（燃比がさい）にしては、流体をとするな方法

の性は必しらかでない。さらに、化燃料では、燃料過剰のガスタービンはこれ

でに検討されていない。これは燃料過剰下ではが成するためである。方で、H2 NH3を

燃料とするには成のはないが、これで燃料過剰でのガスタービンが検討され

たはない。これは、的には燃料過剰ではが下し、燃費がなるからである。

しかしながら、燃料過剰では化がするので、の N2 化されに、Thermal NO の成がななるとされる。現検討されている H2、NH3ガスタービンは過剰

でのがされていて、多の NO 成がとなっている。H2、NH3を燃料とするガス

タービンにいては、燃料過剰燃焼にいて的な検討が必要である。

1) 比（燃焼に必要なのモル数）/（実のがのモル数）（燃焼に必要な燃料

のモル数）/（実の比が燃料のモル数）

2 国立研究開発法人科学技術振興機構（JST）低炭素社会戦略センター（LCS）



2

タービンのは、流体を（比の）とし、燃焼器にける発は発

（LHV）2)に基いて評価するのが的である[4,5]。この方法は、の過剰燃焼タービンのには大きなはないが、燃料過剰

では応が過大評価される。実の燃焼では H2O、N2、（化燃料では CO2）以のジ

ル NO などの燃焼成物が成するので、発は LHV よりさなる。特にここでの検討

のよに流体の燃料比が大きいには LHV に基き燃焼度を評価すると度が

なりする。これをけるために、年度の政策提案書では燃焼器にける発は化学平計

によりめた。これにより燃料過剰で発はよりにめられるが、流体は

であるとしていた。年度はこの方法をさらに発さて、タービンサイクル（Brayton Cycle）のての過程（コ

ンプレッサー、燃焼器、タービン）にしてブスエルーを化することにより化学

成とエンタルーなどのをめる方法を用いた。この方法では流体をとす

る必要はな、燃料との多成流体の力学がての過程で厳密な力学に基いて

評価されるため、よりなが評価できる。この方法を用いたコンバインドサイクルの新

規プロムを開発した。これを用いて年度提案したシステムの出力とを評価し、

の方法[5,6]の H2 よ NH3 過剰の用の性を検証した。さらにこれでに検討

されていないの燃料過剰でのガスタービンシステムによるコンバインンドサイクルに

いて検討し、アンモニア過剰燃焼コンバインドサイクルとの比をった。

2 . アンモニア燃焼ンンシステム

2.1 ンンシステムの検討するコンバインドサイクルの要を 1 に示す。コンバインドサイクルはガスタービンシ

ステム（Brayton Cycle）で成される U pper Cycle とタービンシステム（Rankin Cycle）で成される Bottom Cycle のにけられる。

2) 発（LHV, Lower Heating Value）= （298 K, 1 bar）にける応の発で、成する

が体のを発とい。アンモニアのは、応 NH3+ 0.75O2= 0.5N2+ 1.5H2O の応で、382 kJ/mol である。




2

タービンのは、流体を（比の）とし、燃焼器にける発は発

（LHV）2)に基いて評価するのが的である[4,5]。この方法は、の過剰燃焼タービンのには大きなはないが、燃料過剰

では応が過大評価される。実の燃焼では H2O、N2、（化燃料では CO2）以のジ

ル NO などの燃焼成物が成するので、発は LHV よりさなる。特にここでの検討

のよに流体の燃料比が大きいには LHV に基き燃焼度を評価すると度が

なりする。これをけるために、年度の政策提案書では燃焼器にける発は化学平計

によりめた。これにより燃料過剰で発はよりにめられるが、流体は

であるとしていた。年度はこの方法をさらに発さて、タービンサイクル（Brayton Cycle）のての過程（コ

ンプレッサー、燃焼器、タービン）にしてブスエルーを化することにより化学

成とエンタルーなどのをめる方法を用いた。この方法では流体をとす

る必要はな、燃料との多成流体の力学がての過程で厳密な力学に基いて

評価されるため、よりなが評価できる。この方法を用いたコンバインドサイクルの新

規プロムを開発した。これを用いて年度提案したシステムの出力とを評価し、

の方法[5,6]の H2 よ NH3 過剰の用の性を検証した。さらにこれでに検討

されていないの燃料過剰でのガスタービンシステムによるコンバインンドサイクルに

いて検討し、アンモニア過剰燃焼コンバインドサイクルとの比をった。

2 . アンモニア燃焼ンンシステム

2.1 ンンシステムの検討するコンバインドサイクルの要を 1 に示す。コンバインドサイクルはガスタービンシ

ステム（Brayton Cycle）で成される U pper Cycle とタービンシステム（Rankin Cycle）で成される Bottom Cycle のにけられる。

2) 発（LHV, Lower Heating Value）= （298 K, 1 bar）にける応の発で、成する

が体のを発とい。アンモニアのは、応 NH3+ 0.75O2= 0.5N2+ 1.5H2O の応で、382 kJ/mol である。


3

Ex h a u s t

Air

１５　

N 2, H 2O ４’

F u e l ( N H 3 )

2s

22' 3

4s

4

EGR( N 2) Air6

789

B o t t o m C y c l e（Ra n k i n C y c l e )

U p p e r C y c l e（ B r a y t o n C y c l e )

C o m b u s t o r

Ga sTu r b i n e

S t e a mTu r b i n e

N 2, H 2, H 2O

B o i l e r

H 2O

C o m p r e s s o r

1 アンモニア燃焼ンンシステムの

（） U pper Cycle 大（P 1 = 1 bar）のと、EGR ガスを器 1 によりする。のでは、イ

ーガス（N2と H2O）のをコンンサーにして H2O をし、N2ので EGR をかけると

した。（H2O をガスにより EGR をかけること可能である。H2O をガスの方が

N2 のより比が大きいため度を下さる果は大きいが、がとなる可能性があ

る。）EGR は、 1 のガスの EGR ガスのモルでした。 1 の力は 1 bar である。このガスをコンプレッサーによりする。この過程は過程（エント

ロー）1= > 2s とコンプレッサーのなどの過程をするための力の

過程 2s= > 2 とにけてえることができる。の度、エンタルーなどのは、

の力がされればエントローS と力 P をした化学平計によりめること

ができる。たし、コンプレッサーの流体がとのであるため、コンプレッサー

のガス成はであるとした。コンプレッサーの力比を P 2 1 とすると、 𝑠𝑠𝑠𝑠 = × であり、

た P 2 = P 2 s である。 2 の度𝑇𝑇𝑇𝑇 は、コンプレッサーのを 𝑐𝑐𝑐𝑐としてからめら

れる。は的な値として 0.85 とした。

𝑐𝑐𝑐𝑐 = (1)

の 2 のエンタルー、エントローなどの力学は、度 T2 と力 P 2

をした化学平計によりめられる。コンプレッサーによりされたガスは、器で燃料（NH3）とされ、 2'になる。

される燃料はすでに度 T2 と力 P 2 のに加、されているとした。 2'の燃料は・で燃焼する。燃焼の 3 のガス成よ度、エントロー

などのは力 P よエンタルーh がされた化学平計によりめることができ




4

る。・の燃焼であるのでエンタルー燃焼となり、燃焼器と燃焼器出のエンタ

ルーはしい（ℎ = ℎ ）。を流体としたなタービン計にいては、

流体の成は化しないので、（sensible enthalpy）の化のから燃焼度とを計

するが、本方法は chemical enthalpy と sensible enthalpy の方をしてエンタルーを計

するより厳密な化となってり、の方法とはこの点でなる。 3 の燃焼ガスによりタービンをする。タービンコンプレッサーとに、エント

ロー（）と、などによるの過程にけてえる。3= > 4s の過程は

エントローであり、 4s の化学成よ、度、エンタルーなどのは力

P 4 s = 1 bar とエントローをした化学平計によりめることができる。コンプレッサーの

とはなり、タービン度（T3）が OH などのジル NO などの燃焼成物が

タービンに流するために、タービンでの化学成化する必要がある。過程

による度 T4 はタービンの ηtからめられる。

= (2)

タービンの値は 0.8 とした。た P 4 = P 4 s = 1 bar である。タービンからののガスは Bottom Cycle のタービンシステムの流体（）

とを。ガスタービンの燃料の比が 1 より大きいには、タービンガスに H2が

れている。このガスの H2 のモルが 0.01 より大きいには、このガスとと

の比が 1 になるののをする。器出 4'では体のエンタルーが

であるので（とガスは理体であるとしているので）、このエンタル

ーの値からの度をめることができる。このモル 1% 以のをガスはイーで燃焼するが、燃焼度と

ガス成、は平計により評価する。のイー出度 T5 は 400 K とする。に、力学（度 T、体 V、力 P、エルーU 、エンタルーH、エント

ローS）のののをすればの（化学成他の）はる。 1 の

U pper Cycle にいて、過程のとをめるために必要なを 1 にとめた。

1 U p p e r C y c l e ( B r a y t o n C y c l e )

1 = > 2 s c o m p r e s s o r P 1 = 1 b a r , P 2 s = r P 1 P , S 2 s = > 2 n o n - i s e n t r o p i c T 2 = T 1 + ( T 2 s - T 1 ) / C P , T 2 = > 2 ' m i x e r i d e a l m i x i n g 2 ' = > 3 c o m b u s t o r P 2 ' = P 3 P , H 3 = > 4 s g a s t u r b i n e P 4 s = 1 b a r P , S 4 s = > 4 n o n - i s e n t r o p i c T 4 = T 3 + ( T 4 s - T 3 ) t P , T 4 = > 4 ' m i x e r i d e a l m i x i n g 4 ' = > 5 b o i l e r P 4 ' = P 5 P , H

（）Bottom Cycle コンバインドサイクルのトムサイクルとして、を流体とするスチームタービン

をえる。ここでは、600 25 MPa の U SC（U ltra Supercritical）スチームタービンをした。

イーにける U pper Cycle とのにより、流体は 1 の 6 のに加される。こ

の流体をスチームタービンでエントロー（）さてをり出す。タービン出

では力は 250 bar から 0.05 bar で下した（ 7）となるが、このはコンンサー




4

る。・の燃焼であるのでエンタルー燃焼となり、燃焼器と燃焼器出のエンタ

ルーはしい（ℎ = ℎ ）。を流体としたなタービン計にいては、

流体の成は化しないので、（sensible enthalpy）の化のから燃焼度とを計

するが、本方法は chemical enthalpy と sensible enthalpy の方をしてエンタルーを計

するより厳密な化となってり、の方法とはこの点でなる。 3 の燃焼ガスによりタービンをする。タービンコンプレッサーとに、エント

ロー（）と、などによるの過程にけてえる。3= > 4s の過程は

エントローであり、 4s の化学成よ、度、エンタルーなどのは力

P 4 s = 1 bar とエントローをした化学平計によりめることができる。コンプレッサーの

とはなり、タービン度（T3）が OH などのジル NO などの燃焼成物が

タービンに流するために、タービンでの化学成化する必要がある。過程

による度 T4 はタービンの ηtからめられる。

= (2)

タービンの値は 0.8 とした。た P 4 = P 4 s = 1 bar である。タービンからののガスは Bottom Cycle のタービンシステムの流体（）

とを。ガスタービンの燃料の比が 1 より大きいには、タービンガスに H2が

れている。このガスの H2 のモルが 0.01 より大きいには、このガスとと

の比が 1 になるののをする。器出 4'では体のエンタルーが

であるので（とガスは理体であるとしているので）、このエンタル

ーの値からの度をめることができる。このモル 1% 以のをガスはイーで燃焼するが、燃焼度と

ガス成、は平計により評価する。のイー出度 T5 は 400 K とする。に、力学（度 T、体 V、力 P、エルーU 、エンタルーH、エント

ローS）のののをすればの（化学成他の）はる。 1 の

U pper Cycle にいて、過程のとをめるために必要なを 1 にとめた。

1 U p p e r C y c l e ( B r a y t o n C y c l e )

1 = > 2 s c o m p r e s s o r P 1 = 1 b a r , P 2 s = r P 1 P , S 2 s = > 2 n o n - i s e n t r o p i c T 2 = T 1 + ( T 2 s - T 1 ) / C P , T 2 = > 2 ' m i x e r i d e a l m i x i n g 2 ' = > 3 c o m b u s t o r P 2 ' = P 3 P , H 3 = > 4 s g a s t u r b i n e P 4 s = 1 b a r P , S 4 s = > 4 n o n - i s e n t r o p i c T 4 = T 3 + ( T 4 s - T 3 ) t P , T 4 = > 4 ' m i x e r i d e a l m i x i n g 4 ' = > 5 b o i l e r P 4 ' = P 5 P , H

（）Bottom Cycle コンバインドサイクルのトムサイクルとして、を流体とするスチームタービン

をえる。ここでは、600 25 MPa の U SC（U ltra Supercritical）スチームタービンをした。

イーにける U pper Cycle とのにより、流体は 1 の 6 のに加される。こ

の流体をスチームタービンでエントロー（）さてをり出す。タービン出

では力は 250 bar から 0.05 bar で下した（ 7）となるが、このはコンンサー


5

で・して化する（ 8）。ンプにより 250 bar ので（ 9)されたはイーでので 6 にる。過程のをし、P 6 = 250 bar、T6 = 600= 873.15 K、P 7 = 0.05 bar とすると、の度、力、エンタルー、エントローは NIST ス

チームテーブル[6]に基いて計できる。にけるを 2 に示す。

2 B o t t o m C y c l e ( U S C S t e a m C y c l e ) s t a t e T [ K ] P [ b a r ] h [ k J / k g ] s [ k J / k g K ]

6 8 7 3 .1 5 2 5 0 3 , 4 9 3 .5 6 .3 6 4 7 3 0 6 .0 3 0 .0 5 1 , 9 3 8 6 .3 6 4 8 3 0 6 .0 3 0 .0 5 1 3 7 .8 0 .4 7 6 9 3 0 6 .7 9 2 5 0 1 6 3 .3 0 .4 7 6

2.2 でべたよに、新規に提案する方法ではガスタービンサイクルの化学平計が必要と

なる。化学平はののをすればる。 1 に示すよにガスタービンサ

イクルでは力 P と、とのとしてエンタルーh 、エントローs 、あるいは度

T ののをした平計が必要である。平の化学成とはブスエ

ルーの値（値）をめることによってすることができる。Gordon と McBride[7]によって提案された方法にしたがって平計を実施し、 1 のコンバインドサイクルのと

タービン出力を計するプロムを成した。ここでは用いた平計の方法[7]のをべ

る。ガスタービンサイクルの流体が N の化学から成されるとし、化学の重

たりのモル数を n j 、モル数を n [kmol/kg]とする。 = ( = 1, , ) (3)

た、にれるの数を L とし、化学 j の i（i = 1,… ..,L）の数を a i j とする。に

れる i ののモル数を b i , たの値を b i0 とすると、化学応によっての数は

わらないので、ののが成り立。 = = ( = 1, , ) (4)

体のブスエルーg [kmol/kg]は化学 j の化学テンシルを j とすると = (5)

である。ここで化学テンシルはでえられる。

=𝑛𝑛𝑛𝑛 , ,𝑛𝑛𝑛𝑛

= + 𝑇𝑇𝑇𝑇ln 𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛

+ 𝑇𝑇𝑇𝑇ln (6)

(5) のブスエルーがになるを (4)のとでめるために、Lagrange の数法を用いる。すなわ数を i（i = 1,… .,L）として、Lagrange 数 G の値をめる。

, = + ( ) (7)

(7) のが値ではゼロになるから

= + + = 0 (8)

(8) より

+ ln 𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛

+ ln + = 0 ( = 1, , ) (9)

= 0 ( = 1, , ) (10)




6

を得る。(9) よ (10) は n j と数 i を数とする方程であるが、これらを

されたのとでけば平の化学の成 n j が得られる。度 T0 よ力 P 0 が

されたときのは

𝑇𝑇𝑇𝑇 = 𝑇𝑇𝑇𝑇 , = (11)

力とエンタルーがされたのは ℎ = = ℎ , = (12)

H j0 は化学のモルエンタルーである。力とエントローがされたは

= = , = (13)

= ln 𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛

ln (14)

がとなる。S j0 は化学のモルエントローである。

(11)、(12)、(13) のいれかのの下で、方程 (9)、(10)を Newton-Rapson 法により

が、性がいため、∆ ( = 1, , ),∆ ln , = 𝑇𝑇𝑇𝑇 ,∆ln𝑇𝑇𝑇𝑇をりし計の数と

して用いる。出過程はするが、以下の Newton-Rapson 法のためのが得られる[7]。

+ ∆ ln +𝑛𝑛𝑛𝑛

∆ ln𝑇𝑇𝑇𝑇 = + 𝑛𝑛𝑛𝑛

( = 1, , L) (15)


∆ ln𝑇𝑇𝑇𝑇 = + 𝑛𝑛𝑛𝑛 (16)

𝑛𝑛𝑛𝑛+

𝑛𝑛𝑛𝑛∆ ln +

𝑛𝑛𝑛𝑛 , +𝑛𝑛𝑛𝑛

∆ ln𝑇𝑇𝑇𝑇

= ℎ ℎ +𝑛𝑛𝑛𝑛

(17)

𝑛𝑛𝑛𝑛 + 𝑛𝑛𝑛𝑛 ∆ ln +𝑛𝑛𝑛𝑛


= 𝑠𝑠𝑠𝑠 𝑠𝑠𝑠𝑠 + + 𝑛𝑛𝑛𝑛 (18)

度と力がされた（ (11)）は (15)と(16)を用いて計をい、力とエン

タルーがされた ( (12)）は(15)、(16)、(17) を用い、力とエントローがえら

れたは(15)、(16)、(18) を用いてな値をえてりし計を。これらの計をに必要な、化学 j のモル比、モルエンタルー、モル

エントローは度の多としてのよにえられている（NASA の）[7,8]。

, = , + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 (19)

= , + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , (20)

= , ln𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , (21)

a 1 - a 7 の化学にいての度数の値は ANSYS Chemkin のータベースの値[8]を用いた。




6

を得る。(9) よ (10) は n j と数 i を数とする方程であるが、これらを

されたのとでけば平の化学の成 n j が得られる。度 T0 よ力 P 0 が

されたときのは

𝑇𝑇𝑇𝑇 = 𝑇𝑇𝑇𝑇 , = (11)

力とエンタルーがされたのは ℎ = = ℎ , = (12)

H j0 は化学のモルエンタルーである。力とエントローがされたは

= = , = (13)

= ln 𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛

ln (14)

がとなる。S j0 は化学のモルエントローである。

(11)、(12)、(13) のいれかのの下で、方程 (9)、(10)を Newton-Rapson 法により

が、性がいため、∆ ( = 1, , ),∆ ln , = 𝑇𝑇𝑇𝑇 ,∆ln𝑇𝑇𝑇𝑇をりし計の数と

して用いる。出過程はするが、以下の Newton-Rapson 法のためのが得られる[7]。


∆ ln𝑇𝑇𝑇𝑇 = + 𝑛𝑛𝑛𝑛

( = 1, , L) (15)


∆ ln𝑇𝑇𝑇𝑇 = + 𝑛𝑛𝑛𝑛 (16)

𝑛𝑛𝑛𝑛+

𝑛𝑛𝑛𝑛∆ ln +

𝑛𝑛𝑛𝑛 , +𝑛𝑛𝑛𝑛


= ℎ ℎ +𝑛𝑛𝑛𝑛

(17)

𝑛𝑛𝑛𝑛 + 𝑛𝑛𝑛𝑛 ∆ ln +𝑛𝑛𝑛𝑛


= 𝑠𝑠𝑠𝑠 𝑠𝑠𝑠𝑠 + + 𝑛𝑛𝑛𝑛 (18)

度と力がされた（ (11)）は (15)と(16)を用いて計をい、力とエン

タルーがされた ( (12)）は(15)、(16)、(17) を用い、力とエントローがえら

れたは(15)、(16)、(18) を用いてな値をえてりし計を。これらの計をに必要な、化学 j のモル比、モルエンタルー、モル

エントローは度の多としてのよにえられている（NASA の）[7,8]。

, = , + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 (19)

= , + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , (20)

= , ln𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , (21)

a 1 - a 7 の化学にいての度数の値は ANSYS Chemkin のータベースの値[8]を用いた。


7

2.3 タービンの（）ガスタービン（Brayton Cycle）の出力と [9]

1 の k にける流体の重たりのエンタルーh k [kJ/kg]は（sensible enthalpy）と化学エンタルー（chemical enthalpy）のとして以下のでされる。

ℎ = ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, + ℎ𝑐𝑐𝑐𝑐ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑒𝑒𝑒𝑒, = ,, 𝐶𝐶𝐶𝐶𝑝𝑝𝑝𝑝, (𝑇𝑇𝑇𝑇) 𝑇𝑇𝑇𝑇 + , ∆ , (22)

x k , j は k にける化学のモル、WM k は平（WM k [kmol/kg]= 1/n）である。

た、化学の成エンタルー∆ , は、NASA の（ (20)）では度𝑇𝑇𝑇𝑇 =273.15 にけるエンタルーとしい。したがって ∆ , = (293.15 ) (23)

である。燃焼器の燃焼によってガスタービンサイクルに力される q i n [kJ/kg] は 3 と 2'ののであるから 𝑛𝑛𝑛𝑛 = ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, (24)

コンプレッサーにしてなされたは（めて） 𝑐𝑐𝑐𝑐 = (1 𝑠𝑠𝑠𝑠 ) × (ℎ ℎ ) (25)

である。Y f u e l は 2'にける燃料の（= Y N H 3）である。タービンがなしたは

= ℎ ℎ (26)

であるから、のガスタービンのは = 𝑐𝑐𝑐𝑐 (27)

である。ガスタービンのはしたがって

= (28)

となる。（）スチームタービン（Rankin Cycle）の出力とスチームタービンののエンタルーは 2 にとめられている。このから

スチームタービンがなしたは

𝑠𝑠𝑠𝑠 = ℎ ℎ = 1555.5 [kJ/kg-water] (29)

ンプでのは

𝑝𝑝𝑝𝑝 = ℎ ℎ = 25.52 [kJ/kg-water] (30)

イーでのによってこのサイクルに力されたは

𝑛𝑛𝑛𝑛,𝑠𝑠𝑠𝑠 = ℎ ℎ = 3330.2 [kJ/kg-water] (31)

したがって、は

𝑠𝑠𝑠𝑠 =,

= 0.459 (32)

である。（）コンバインドサイクル体の出力とガスタービン流を m gt、スチームタービンの流を m s t [kg/s]とする。たイーで

ののを ηh とする。ここでは ηh の的な値として 0.75 を用いた。イーでのバ




8

ンスから ℎ (ℎ ℎ ) = 𝑠𝑠𝑠𝑠 (ℎ ℎ ) (33)

ガスタービンシステムとスチームタービンシステムでは流体がなるため、コンバインドサ

イクル体のはたりの出力ではでき、時間たりの出力をえなければ

ならない。ガスタービンシステムの時間たりの出力は

𝑠𝑠𝑠𝑠 = [kJ/s] (34)

スチームタービンの時間たりの出力は

𝑠𝑠𝑠𝑠 = 𝑠𝑠𝑠𝑠 𝑠𝑠𝑠𝑠 [kJ/s] (35)

である。コンバインドシステムにする時間の力は、燃焼器にける力とイー

での力のになる。燃焼器にける時間たりの力は

𝑛𝑛𝑛𝑛,𝑐𝑐𝑐𝑐 𝑒𝑒𝑒𝑒 = 𝑛𝑛𝑛𝑛 = (ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, ) [kJ/s] (36)

イーでのシステムにする力は

𝑛𝑛𝑛𝑛, 𝑠𝑠𝑠𝑠 = (ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, ) [kJ/s] (37)

である。ここで m 4 'は 4'にける流で、m gt とガスの H2 を比で燃焼さ

るために加えたの流のである。h s e n s , 4 " はイーで H2 をなしに燃焼さたと

きのである。（ガスの H2 が 1% 以下であるときはイーでの燃焼はないのでℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠. =ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, である。）コンバインドサイクル体のは

=, ,

(38)

でえられる。以下の計ではて = 300 [kg/s]とした。

3 . 考

3 .1 ンンのののにべた方法により、 1 のコンバインドサイクルの出力とを計するプロム

を成した。このプロムにより計した、ガスタービンサイクル（U pper Cycle）の（

1 の 1 から 5）ののを 3 に示す。 3 は力比 25 で、EGR を 0.4、比 1.2 としたの計である。力以の

数（ 2 参）をで示してある。1 のからはめて、1= > 2s はコンプレッサーでの

エントロー（）過程である。 2 は (1)のコンプレッサーの比によ

りる度よ力をした平計によりエンタルーとエントローがる。

2’ では燃料（NH3）とコンプレッサーからのされた体のによりエンタルー、エントロ

ーが化する。2’ = > 3 は力、エンタルー（）燃焼過程である。エンタルーは

であるが、sensible enthalpy h s は大きなっている。この h s の化は、燃焼による chemical enthalpy 化とりっている。燃焼平度（タービン度）はこの、2,052 K であ

る。3= > 4s はタービンにけるエントロー（）過程で、力は 1 bar で下する。




9

3 の（ = 2 5 = 1 .2 E G R = 0 .4 ）

s t a t e T ( K ) P ( b a r ) h ( k J / k g ) hs ( k J / k g ) s ( k J / k g - K )

1 I n l e t 2 9 8 .1 5 1 0 .0 4 0 6 .8 9

2 s I s e n t r o p i c C o m p r e s s i o n 7 3 0 .6 2 5 4 5 3 .6 4 5 3 .6 6 .8 9

2 N o n - i s e n t r o p i c 8 0 6 .9 2 5 5 3 7 .7 5 3 7 .6 7

2 ' F u e l M i x i n g 8 0 6 .9 2 5 2 9 6 .4 6 3 3 .5 7 .8

3 A d i a b a t i c C o m b u s t i o n 2 , 0 5 2 .3 2 5 2 9 6 .4 2 , 5 1 4 .2 4 9 .4 4

4 s I s e n t r o p i c E x p a n s i o n 9 9 8 .2 1 - 1 , 3 0 8 .7 9 1 0 .7 9 .4 4

4 N o n - i s e n t r o p i c 1 , 2 0 9 .4 1 - 1 , 0 0 6 .3 1 , 2 1 3 .2 9 .7 2

4 ' A i r M i x i n g 1 , 1 1 9 .8 1 - 9 0 8 .7 1 , 0 6 2 .4 9 .4 8

4 " A d i a b a t i c C o m b u s t i o n 1 , 4 0 2 .1 1 - 9 0 8 .7 1 , 4 5 6 .2 9 .6 4

5 B o i l e r o u t l e t 4 0 0 1 - 2 , 2 4 3 .9 7 1 2 1 .2 6 8 .0 1

4s= > 4 は (2)のタービンのによる度化の過程で、度と力をした平計

により数が計される。 4’ は、燃のを燃焼さるための加のの過

程である。タービンからのガスのが 1% 以下の時にはイーで燃焼はしで、

とトムサイクルのスチームとののがわれる。4’ = > 4”は加のとガスの

（度が 1% 以の）とのエンタルー（）燃焼である。 4”の計は Bottom cycle とのを評価するために必要である。、 5 の度（400 K）、力（1 bar)のガスが出される。燃焼器での燃焼平成（タービンのガス成）を比にしてプロットした結果を

2 に示す。この時の燃焼器度（タービン度）は出の 3 に示されている。

2 燃焼にけガスの（ 2 5 E G R 0 .0 P 3= 2 5 b a r ）

1 .0E- 06

1 .0E- 05

1 .0E- 04

1 .0E- 03

1 .0E- 02

1 .0E- 01

1 .0E+ 00

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 .0 1 .1 1 .2 1 .3 1 .4 1 .5

Mol

e fr

actio

ns

Eq u i v a l e n c e r a t i o

H 2O 2N 2HOO HH O 2H 2OH 2O 2N H 3N ON O 2


8

ンスから ℎ (ℎ ℎ ) = 𝑠𝑠𝑠𝑠 (ℎ ℎ ) (33)

ガスタービンシステムとスチームタービンシステムでは流体がなるため、コンバインドサ

イクル体のはたりの出力ではでき、時間たりの出力をえなければ

ならない。ガスタービンシステムの時間たりの出力は

𝑠𝑠𝑠𝑠 = [kJ/s] (34)

スチームタービンの時間たりの出力は

𝑠𝑠𝑠𝑠 = 𝑠𝑠𝑠𝑠 𝑠𝑠𝑠𝑠 [kJ/s] (35)

である。コンバインドシステムにする時間の力は、燃焼器にける力とイー

での力のになる。燃焼器にける時間たりの力は

𝑛𝑛𝑛𝑛,𝑐𝑐𝑐𝑐 𝑒𝑒𝑒𝑒 = 𝑛𝑛𝑛𝑛 = (ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, ) [kJ/s] (36)

イーでのシステムにする力は

𝑛𝑛𝑛𝑛, 𝑠𝑠𝑠𝑠 = (ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, ) [kJ/s] (37)

である。ここで m 4 'は 4'にける流で、m gt とガスの H2 を比で燃焼さ

るために加えたの流のである。h s e n s , 4 " はイーで H2 をなしに燃焼さたと

きのである。（ガスの H2 が 1% 以下であるときはイーでの燃焼はないのでℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠. =ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠, である。）コンバインドサイクル体のは

=, ,

(38)

でえられる。以下の計ではて = 300 [kg/s]とした。

3 . 考

3 .1 ンンのののにべた方法により、 1 のコンバインドサイクルの出力とを計するプロム

を成した。このプロムにより計した、ガスタービンサイクル（U pper Cycle）の（

1 の 1 から 5）ののを 3 に示す。 3 は力比 25 で、EGR を 0.4、比 1.2 としたの計である。力以の

数（ 2 参）をで示してある。1 のからはめて、1= > 2s はコンプレッサーでの

エントロー（）過程である。 2 は (1)のコンプレッサーの比によ

りる度よ力をした平計によりエンタルーとエントローがる。

2’ では燃料（NH3）とコンプレッサーからのされた体のによりエンタルー、エントロ

ーが化する。2’ = > 3 は力、エンタルー（）燃焼過程である。エンタルーは

であるが、sensible enthalpy h s は大きなっている。この h s の化は、燃焼による chemical enthalpy 化とりっている。燃焼平度（タービン度）はこの、2,052 K であ

る。3= > 4s はタービンにけるエントロー（）過程で、力は 1 bar で下する。




10

比 1 をに平化学成は大きなる。比 1 以下（過剰）では、燃の O2と

とに NO の成が多い（1,000 ppm 以）が、比 1 以では NO の成は大にす

る。た、燃焼度がいことから OH ジル H 原度い。比 1 以（燃料過剰）

になると、H2の成が多なる。比 1.1 1.5 のでは 3 10% 程度の燃の H2が成す

る。燃の NH3 比 1 以では加するが、のは平値としては多はな 10 ppm 以

下程度である。たし、平計ではな、応速度的な検討によると、流燃焼では

比 1 以では燃の NH3のは平値に比べてはるかに多い[2]。 3 .2 にガスタービンのの

なガスタービンサイクル（Brayton Cycle）の出力評価法[4,5]では、流体を比の

とし、燃料の燃焼によって流体が過されてタービン度がする、として

タービン出力よが評価される。年度の LCS の提案書[3]にいて、燃焼による度

は化学平計に基いて評価したのの、コンプレッサーよタービンの（エンタ

ルー化）は比の流体（）に基いて評価した。この方法では、流体の

成はであり、エンタルー化はて sensible enthalpy の化となる。すなわ ∆ℎ𝑐𝑐𝑐𝑐ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑒𝑒𝑒𝑒 = 0, ∆ℎ = ∆ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠 = 𝐶𝐶𝐶𝐶𝑝𝑝𝑝𝑝∆𝑇𝑇𝑇𝑇 (38)

である。したがって、ある過程（えばコンプレッサータービンにけるエントロー・

過程）のは比と度化のでえられる。この法とここで提案するての過程

にいて平計を方法では、タービン出力の値が大になるがある。このいに

いてする。 4 に Brayton Cycle のにける度とエンタルーよガスタービン出力を法

と本提案の方法とで計したを示す。




11

4 の（ = 2 5 = 1 E G R = 0 の）

の提案書の

s t a t e T Cp h T Cp h hsens

K k J / k g - K k J / k g K k J / k g - K k J / k g k J / k g

1 3 0 0 1 .0 0 4 8 3 0 1 .4 2 9 8 .1 5 1 .0 1 0 .0 3 0

2 8 6 5 .7 1 .0 0 4 8 8 6 9 .8 8 0 4 .9 7 1 .0 9 5 3 2 .7 7 5 3 2 .7 4

2 "

8 0 4 .9 7 1 .3 8 2 5 8 .8 9 6 4 1 .3 6

3 2 , 4 7 2 .8 1 .0 0 4 8 2 , 4 8 4 .6 2 , 4 3 6 .0 3 1 .6 8 2 5 8 .8 9 3 , 1 8 9 .1 7

4 1 , 2 0 8 .8 1 .0 0 4 8 1 , 2 1 4 .6 1 , 5 0 8 .8 1 1 .5 5 - 1 , 3 4 2 .9 2 1 , 6 7 8 .0 1

Wc ( k J / k g ) Cp( T2-T1) = 5 6 8 .5 4 5 7 .1 5 ( e q .2 5 )

Wt ( k J / k g ) Cp( T3-T4) = 1 , 2 7 0 1 , 6 0 1 .8 1 ( e q .2 6 )

Wgt ( k J / k g ) Wc+Wt = 7 0 1 .6 1 , 1 4 4 .6 6 ( e q .2 7 )

4 の Wc、Wt、よ Wgt は流体 1 kg たりのコンプレッサー、タービン、よ Brayton

Cycle 体のである。法のエンタルーは、比と度のでされるエンタルー

であるが、本方法では NASA のータベース[7,8]にった（理化学での的な）のエ

ンタルーであり、での N2、O2 のエンタルーは成エンタルーにし（

(23)）したがってからゼロとなる。法の比のでの、過程の度と、本

方法の平計の結果（エルーの度）とがなる原因としては、本方法で比

の度性をしていることの果が大きい。本方法では化学応による流体の成

化をしてり、化学エンタルーと（sensible enthalpy）はなる。エンタルーの

値法の値とは大きなっている。の結果として、法で得られるは大に過

評価となっている。化の燃料過での燃焼では法と本方法のいはさいが、

アンモニアのよな化学の燃料が（）にして的に多い燃料のには、

法で評価したはここで示したよに大な過評価となることがあるのでが必要で

ある。

3 .3 = 25 たのンンの 3 に力比が 25 で EGR をえたときのタービン度 T3 を比の数としてプロ

ットしたを示す。タービン度はタービンブレードの度以下である必要がある。タービンのは

度がいどなるが、現 1,700 ガスタービンの開発が進められていて、タービンの

度をさるが続いている。ここではタービン度のを2,000 Kとした。

ガスをわ（EGR= 0）コンプレッサーの力比を 25 としたは比 0.6 以の

てので燃焼度は 2,000 K 以になる（ 3）。したがって、タービン度をタービンブ

レードの度以下とするためには、力比を下るか、は EGR により燃焼度をする

必要がある。ここでは力比を 25 として、EGR により度下をる方法を検討する。比

が 1 以下（過剰）では 2 に示されるよに燃焼ガスに燃の O2が多にれる。

比をえに EGR をかけるためには燃焼ガスのをしなければならないので現実

的ではない。方で比が 1 より大きい（燃料過剰）は燃焼ガスの燃のは

1% 以下であり、特に比 1.1 以では 0.01% 以下となる。したがって比 1 以のには

コンンサーによりガスの H2O をすることによって N2 ので EGR をかけることがで


10

比 1 をに平化学成は大きなる。比 1 以下（過剰）では、燃の O2と

とに NO の成が多い（1,000 ppm 以）が、比 1 以では NO の成は大にす

る。た、燃焼度がいことから OH ジル H 原度い。比 1 以（燃料過剰）

になると、H2の成が多なる。比 1.1 1.5 のでは 3 10% 程度の燃の H2が成す

る。燃の NH3 比 1 以では加するが、のは平値としては多はな 10 ppm 以

下程度である。たし、平計ではな、応速度的な検討によると、流燃焼では

比 1 以では燃の NH3のは平値に比べてはるかに多い[2]。 3 .2 にガスタービンのの

なガスタービンサイクル（Brayton Cycle）の出力評価法[4,5]では、流体を比の

とし、燃料の燃焼によって流体が過されてタービン度がする、として

タービン出力よが評価される。年度の LCS の提案書[3]にいて、燃焼による度

は化学平計に基いて評価したのの、コンプレッサーよタービンの（エンタ

ルー化）は比の流体（）に基いて評価した。この方法では、流体の

成はであり、エンタルー化はて sensible enthalpy の化となる。すなわ ∆ℎ𝑐𝑐𝑐𝑐ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑒𝑒𝑒𝑒 = 0, ∆ℎ = ∆ℎ𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑛𝑛𝑛𝑛𝑠𝑠𝑠𝑠 = 𝐶𝐶𝐶𝐶𝑝𝑝𝑝𝑝∆𝑇𝑇𝑇𝑇 (38)

である。したがって、ある過程（えばコンプレッサータービンにけるエントロー・

過程）のは比と度化のでえられる。この法とここで提案するての過程

にいて平計を方法では、タービン出力の値が大になるがある。このいに

いてする。 4 に Brayton Cycle のにける度とエンタルーよガスタービン出力を法

と本提案の方法とで計したを示す。




12

き、比をえることな燃焼度を下さることができる。た EGR= 0.6 のには

比 1.1 以でタービン度を 2,000 K 以下とすることができる。EGR= 0.4 では比 1.3 以

である。

3 燃焼（タービン ) （ 2 5 ガス 3 0 0 k g / s ）

1 の 2'（燃焼器）にける流体の流を 300 kg/s としたときのガスタービン出

力を 4 示す。比 1 では EGR なしで大の出力となる（343 MW）が燃焼度はタービンの

度をはるかにえている。比が 1 より大きなでは出力の比性はさい。

タービン度が 2,000 K以下といの下では、EGR= 0.2、比 1.53で 280 MW、EGR= 0.4、比 1.31 で 248 MW、EGR= 0.6、比 1.08 で 222 MW である。

EGR をかけることにより、燃焼度が下がるのでガスタービン出力は下する。 4 にはター

ビン度が 2,000 K となる点示してある。（EGR= 0 のは 2,000 K となる比は 1.6 以

となり 4 には示してない。）タービン度がで、EGR が多いどガスタービン

出力が下しているのがかる。 5 にコンバインドサイクルの出力（ガスタービンとスチームタービンの出力の）を示す。比 1 以で比ととにガスタービン出力は下する（ 4）のにし、出力が加し

ている（ 5）のはガスタービンガスの燃のをイーで燃焼することによりスチー

ムタービン出力が加するためである。（燃のは比の加ととに加する。） 5でタービン度が 2,000 K となる点の出力値をプロットしてある。燃焼度（タービン

度）が 2,000 K であって、EGR の加にい出力は大に下している（ガスタ

ービン出力の下( 4）より大きい）。これは EGR の加にスチームタービン出力の

下が大きいからである。

1 , 400

1 , 600

1 , 8 00

2, 000

2, 200

2, 400

2, 600

0.5 0.7 0.9 1 .1 1 .3 1 .5

T3(K

)


EGR=0EGR=0.2EGR=0.4EGR=0.6



低炭素社会実現に向けた政策立案のための提案書

アンモニア直接燃焼ガスタービンシステム（Vol.2）令和 2 年 1 月

13

4 ガスタービン（ 2 5 ガス 3 0 0 k g / s ）

5 ンンの（ 2 5 ガス 3 0 0 k g / s ）

0

5 0

1 00

1 5 0

200

25 0

3 00

3 5 0

400

0.5 0.7 0.9 1 .1 1 .3 1 .5

Wgt

(MW

)

Eq u i v a l e n c e Ra t i o

T3 =2,000EGR=0EGR=0.2EGR=0.4EGR=0.6

0

1 00

200

3 00

400

5 00

600

7 00

0.5 0.7 0.9 1 .1 1 .3 1 .5

Wto

tal

(MW

)


T3 =2,000 KEGR=0EGR=0.2EGR=0.4EGR=0.6


12

き、比をえることな燃焼度を下さることができる。た EGR= 0.6 のには

比 1.1 以でタービン度を 2,000 K 以下とすることができる。EGR= 0.4 では比 1.3 以

である。

3 燃焼（タービン ) （ 2 5 ガス 3 0 0 k g / s ）

1 の 2'（燃焼器）にける流体の流を 300 kg/s としたときのガスタービン出

力を 4 示す。比 1 では EGR なしで大の出力となる（343 MW）が燃焼度はタービンの

度をはるかにえている。比が 1 より大きなでは出力の比性はさい。

タービン度が 2,000 K以下といの下では、EGR= 0.2、比 1.53で 280 MW、EGR= 0.4、比 1.31 で 248 MW、EGR= 0.6、比 1.08 で 222 MW である。

EGR をかけることにより、燃焼度が下がるのでガスタービン出力は下する。 4 にはター

ビン度が 2,000 K となる点示してある。（EGR= 0 のは 2,000 K となる比は 1.6 以

となり 4 には示してない。）タービン度がで、EGR が多いどガスタービン

出力が下しているのがかる。 5 にコンバインドサイクルの出力（ガスタービンとスチームタービンの出力の）を示す。比 1 以で比ととにガスタービン出力は下する（ 4）のにし、出力が加し

ている（ 5）のはガスタービンガスの燃のをイーで燃焼することによりスチー

ムタービン出力が加するためである。（燃のは比の加ととに加する。） 5でタービン度が 2,000 K となる点の出力値をプロットしてある。燃焼度（タービン

度）が 2,000 K であって、EGR の加にい出力は大に下している（ガスタ

ービン出力の下( 4）より大きい）。これは EGR の加にスチームタービン出力の

下が大きいからである。

1 , 400

1 , 600

1 , 8 00

2, 000

2, 200

2, 400

2, 600

0.5 0.7 0.9 1 .1 1 .3 1 .5

T3(K

)


EGR=0EGR=0.2EGR=0.4EGR=0.6





14

6 ンンの（ 2 5 ガス 3 0 0 k g / s ）

6 に (37)により出したコンバインドサイクル体のを示す。出力は EGR の加

ととにするが、の EGR にする性はさい。タービン度が 2,000 K と

なる点にけるを比すると、EGR の加にい出力は下する（ 5）のの、

は加する。これは EGR の加ととに燃料が下するためで、燃料たりの出

力は EGR がい方がなるためである。たし、EGR を 0.6 以にすると 2,000 K となる

比が 1 以下となり、燃の H2を用できななる。 7 に NO 度の平値を比の数としてプロットしたを示す。NO は燃焼器にいて

成するが、いった成した度がで下しての度の平値でする

でにはににい時間を必要とする。さらに、比 1.1 以で EGR をかけたには

1 のイーでのの比燃焼によって NOが成する。これらの成した NO は、

5 の（T= 400 K)で平値ではしないとえられる。したがって、ガスの NO度はここでは燃焼器出にける NO 平度、しはイーにける NO 平度の大き

い方（すなわコンバインドサイクルでの NO の平度の大値）を燃焼ガスの NO度とした。では比 1 以下で（的に）ガスのをして N2 ので EGRをかけたとしたときの NO 度参のために示してある（）。に示されるよに過剰

では NO 度は 1,000 ppm 以であるが、比が 1 以では比の加ととに大に

する。比 1.2 以で NO が加しているのはイーにける燃焼により Thermal NOが加するためであるが、イー度は燃焼器度に比するとれどないのでの加

はかである。

0.5 00.5 20.5 40.5 60.5 80.600.620.640.660.68

Ther

mal

Eff

icie

ncy


T3 =2,000 KEGR=0EGR=0.2EGR=0.4EGR=0.6





15

7 ンンにけ N O の（ 2 5 ）

3 .4 の素ンンの 7 かららかなよに、アンモニア専焼タービンで NO 出を実現するためには比 1

以の燃焼が必要である。比 1 以では発する H2 のイーでの燃焼により

的なコンバインドサイクルを実現でき、た N2のによる EGR を用して燃焼度が可能

となるなどの点がある。よコンバインドサイクル出力は、比、EGR 、力比

の数となるので、これらのパータを化さたとき、出力とがどのよにわるの

かをべる必要がある。

5 にガスタービン度を 2,000 K としたときの出力とを EGR と力比を数と

して計したを示す。比は EGR 、力比をすると燃焼度をしているので

的にる。力比を 25 とした、 5 と 6 からかるよに、比 1 以で出力は

比がい方が大きなるのにしては比では下する。タービンの度

（T3< 2,000 K）をたすためには EGR が必要であるが、EGR をると T3= 2,000 K となる

比は大きなる。EGR= 0.2 では比は 1.52 と大き燃料のが多いので 504MW の出力が得

られるが、は 0.53 である。EGR= 0.6 では比 1.08 で出力は（燃料がないので下

し）340MW になるが、は 0.6 である。すなわ、あるいは燃費は EGR が多

い方がである。

T=2000K

EGR=0

EGR=0.2L

EGR=0.4L

EGR=0.6L

EGR=0.2

EGR=0.4

EGR=0.6

EGR=0.2

EGR=0.4L

EGR=0.4

EGR=0.6L

EGR=0.2

EGR=0

T=2000K

EGR=0.4

EGR=0.6



14

6 ンンの（ 2 5 ガス 3 0 0 k g / s ）

6 に (37)により出したコンバインドサイクル体のを示す。出力は EGR の加

ととにするが、の EGR にする性はさい。タービン度が 2,000 K と

なる点にけるを比すると、EGR の加にい出力は下する（ 5）のの、

は加する。これは EGR の加ととに燃料が下するためで、燃料たりの出

力は EGR がい方がなるためである。たし、EGR を 0.6 以にすると 2,000 K となる

比が 1 以下となり、燃の H2を用できななる。

7 に NO 度の平値を比の数としてプロットしたを示す。NO は燃焼器にいて

成するが、いった成した度がで下しての度の平値でする

でにはににい時間を必要とする。さらに、比 1.1 以で EGR をかけたには

1 のイーでのの比燃焼によって NOが成する。これらの成した NO は、

5 の（T= 400 K)で平値ではしないとえられる。したがって、ガスの NO度はここでは燃焼器出にける NO 平度、しはイーにける NO 平度の大き

い方（すなわコンバインドサイクルでの NO の平度の大値）を燃焼ガスの NO度とした。では比 1 以下で（的に）ガスのをして N2 ので EGRをかけたとしたときの NO 度参のために示してある（）。に示されるよに過剰

では NO 度は 1,000 ppm 以であるが、比が 1 以では比の加ととに大に

する。比 1.2 以で NO が加しているのはイーにける燃焼により Thermal NOが加するためであるが、イー度は燃焼器度に比するとれどないのでの加

はかである。

0.5 00.5 20.5 40.5 60.5 80.600.620.640.660.68

Ther

mal

Eff

icie

ncy


T3 =2,000 KEGR=0EGR=0.2EGR=0.4EGR=0.6





16

5 タービン 2 , 0 0 0 K たの

燃 E G R b )

（M W ) N O

( p p m ) N H 3 2 5 0 .6 1 0 3 1 8 0 .6 3 4 , 3 2 4 N H 3 2 5 1 .5 2 0 .2 5 0 4 0 .5 3 4 1 N H 3 2 5 1 .3 1 0 .4 4 1 7 0 .5 6 9 .6 N H 3 2 5 1 .0 8 0 .6 3 4 0 0 .6 0 1 3 N H 3 2 0 0 .6 4 1 0 3 2 4 0 .6 1 4 , 1 3 5 N H 3 2 0 1 .6 7 0 5 8 1 0 .5 0 1 0 9 N H 3 2 0 1 .4 5 0 .2 4 8 2 0 .5 3 3 8 N H 3 2 0 1 .2 2 0 .4 3 9 5 0 .5 6 7 .6 H 2 2 5 0 .4 7 0 2 9 6 0 .6 1 5 , 3 1 4 H 2 2 5 1 .7 4 0 .8 a ) 5 0 6 0 .5 0 4 8 .8 H 2 2 5 1 .4 6 0 .9 a ) 4 3 4 0 .5 3 5 2 .4 H 2 2 0 0 .4 9 0 3 0 3 0 .6 0 5 , 1 8 9 H 2 2 0 1 .7 9 0 .7 a ) 5 3 0 0 .4 9 8 0 H 2 2 0 1 .5 1 0 .8 a ) 4 5 7 0 .5 1 2 9 .1

a ) E G R ガス : N 2 / H 2 = 0 .7 5 / 0 .2 5 b ) U p p e r C y c l e の 3 0 0 k g / s

力比をえたにいてべるために、 5 には力比を 20 としたの結果示して

ある。力比 20 のには EGR をかけなて比を 1.67 でるとタービン出度を

2,000 K とすることができて、このは 580 MW と大きな出力が得られるが、は 0.5 と

なる（燃料が多なり燃費がなる）。燃焼度で比すると EGR を大きした方

が出力はさなるがはがる（ 5）結果となっていて、これは力比 25 のと

である。

参のために、過剰下での出力と 5 に示した。過剰では EGR に

よる度はできないが、比 0.61 でタービン度を 2,000 K とすることができる。し

かしこのには NO 平値は 4,324 ppm とめてなる。ガスタービンサイクルの力比のを 25、タービン度を 2,000 K とすると、この

の下でアンモニア過剰燃焼タービンのは EGR 0.6 の時なる。この時の

NO 出（平値）は 13 ppm 程度とい。計方法により燃料をH2としたときの計 5に示した。EGRをかけない、

燃焼度を 2,000 K とするためには比をする必要がある。力比 25 ではこの比は

0.47 でこの時の出力は 296 MW であるが、NO 出は 5,341 ppm である。 H2を燃料としたで、比であれば燃焼度を 2,000 K 程度でて出 NO を

さることが可能である。えば力比 25 の、N2ので EGR 0.9 でできれば

比 1.7 程度で出 NO を 50 ppm（バーーでの剰 H2燃焼により成）程度にすることが可能

である。しかし比 1.7 としてバーーで比燃焼すると、出ガス成の H2O の比が

なり（えば N2/H2O= 0.7/0.3 程度）、EGR を 0.9 とすることはできない。こで、ガス

の H2O をの EGR ガスとして用することをえる。比の燃焼での

的なガス成として N2/H2O= 0.75/0.25 をし、このガスを用いて EGR を実施した

として計をった結果を 5 に示した。を燃料として出 NO をえるために比で

ガスタービンをするためには、力比 25 のは EGR を 0.8 以、力比 20 ので

0.7 以とする必要がある。えば力比 20 の、EGR 0.7 で比を 1.79 とすれば、コン





17

バインドサイクル出力として 530 MW が得られるが、は 0.49 と燃費がなる。な

、 5 の比 1 以の燃焼の NO 出は、てバーーでの剰燃焼により成

される NO である。

.

LCS では年度に燃料過剰燃焼 NH3専焼タービンの提案をったが、こで用いられた出力と

評価法は流体をとするからの法であった。本年度は、この過程を用

いに物理化学的により厳密な方法を開発した。すなわ、年度提案したコンバインドサイク

ルをよりに検討し、コンプレッサー、燃焼器、タービンての過程にいて多成化学の

化学平計を新規のガスタービン法を提案した。この方法を用いたコンバインドサイ

クルのプロムを開発し、年度提案したシステムの出力とを評価した。た、

を燃料としたコンバインドサイクルにいて、めて燃料過剰でのガスタービンサイク

ルを検討し、アンモニアとの比をった。の結果、以下の結が得られた。

(1) 年度提案した燃料過剰アンモニア専焼コンバインドサイクルのは、新規の方法を用い

て成立することがかめられた。たし、年度のな方法は、タービン出力を大に（30%程度）過評価してり、提案したより厳密な方法の方が大きな出力をえる。

(2) ガスタービンの度を 2,000 K、力比のを 25 とした、過剰アンモニアタ

ービンコンバインドサイクルでは 0.63 であるが NO の平度は 4,300 ppm 程度である。

方、EGR による燃料過剰アンモニアタービンコンバインドサイクルでは比 1.1 程度で

0.60が得られ、の時の NO 出は 13 ppm と過剰に比べて 2 程度ない。

(3) 比のためにった専焼タービンコンバインドサイクルでは、の過剰タービン

のは比 0.47 で 0.61 が得られたが、NO 平度は 5,300 ppm とにい。

(4) タービンので、アンモニアに燃料過剰専焼タービンコンバインドサイクルが

可能であることをめて示した。ので、燃料過剰にすれば Thermal NO の成は数

ppm 程度にえることができる。このは、燃焼度をタービン度以下とするために

とからなる燃焼ガスの EGR が必要である。えば、力比 25 の、比 1.74、EGR0.8 で 0.5 が得られ、この時の NO 出は 49 ppm 程度である。

(5) 燃料過剰の NO コンバインドサイクルは、NH3 よ H2の方のに可能である。

(6) H2のには、H2O をガスの多の EGR（EGR 0.7 0.9 程度）が必要となるこ

と、よ NO 燃焼を可能としたのが 50% 程度といことから、NH3にして

性はめられない。

開発した方法とプロムにより、よアンモニアの燃料過剰ガスタービンシステ

ムを用いたコンバインドサイクルのと燃料重たりの出力（MJ/kg）は評価可能と

なった。、これを用いてアンモニア過剰燃焼コンバインドサイクルのコスト評価を実施する

である。



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5 タービン 2 , 0 0 0 K たの

燃 E G Rb )

（M W )N O

( p p m )N H 3 2 5 0 .6 1 0 3 1 8 0 .6 3 4 , 3 2 4N H 3 2 5 1 .5 2 0 .2 5 0 4 0 .5 3 4 1N H 3 2 5 1 .3 1 0 .4 4 1 7 0 .5 6 9 .6N H 3 2 5 1 .0 8 0 .6 3 4 0 0 .6 0 1 3N H 3 2 0 0 .6 4 1 0 3 2 4 0 .6 1 4 , 1 3 5N H 3 2 0 1 .6 7 0 5 8 1 0 .5 0 1 0 9N H 3 2 0 1 .4 5 0 .2 4 8 2 0 .5 3 3 8N H 3 2 0 1 .2 2 0 .4 3 9 5 0 .5 6 7 .6H 2 2 5 0 .4 7 0 2 9 6 0 .6 1 5 , 3 1 4H 2 2 5 1 .7 4 0 .8 a ) 5 0 6 0 .5 0 4 8 .8H 2 2 5 1 .4 6 0 .9 a ) 4 3 4 0 .5 3 5 2 .4H 2 2 0 0 .4 9 0 3 0 3 0 .6 0 5 , 1 8 9H 2 2 0 1 .7 9 0 .7 a ) 5 3 0 0 .4 9 8 0H 2 2 0 1 .5 1 0 .8 a ) 4 5 7 0 .5 1 2 9 .1

a ) E G R ガス : N 2 / H 2 = 0 .7 5 / 0 .2 5 b ) U p p e r C y c l e の 3 0 0 k g / s

力比をえたにいてべるために、 5 には力比を 20 としたの結果示して

ある。力比 20 のには EGR をかけなて比を 1.67 でるとタービン出度を

2,000 K とすることができて、このは 580 MW と大きな出力が得られるが、は 0.5 と

なる（燃料が多なり燃費がなる）。燃焼度で比すると EGR を大きした方

が出力はさなるがはがる（ 5）結果となっていて、これは力比 25 のと

である。

参のために、過剰下での出力と 5 に示した。過剰では EGR に

よる度はできないが、比 0.61 でタービン度を 2,000 K とすることができる。し

かしこのには NO 平値は 4,324 ppm とめてなる。

ガスタービンサイクルの力比のを 25、タービン度を 2,000 K とすると、この

の下でアンモニア過剰燃焼タービンのは EGR 0.6 の時なる。この時の

NO 出（平値）は 13 ppm 程度とい。

計方法により燃料をH2としたときの計 5に示した。EGRをかけない、

燃焼度を 2,000 K とするためには比をする必要がある。力比 25 ではこの比は

0.47 でこの時の出力は 296 MW であるが、NO 出は 5,341 ppm である。

H2を燃料としたで、比であれば燃焼度を 2,000 K 程度でて出 NO を

さることが可能である。えば力比 25 の、N2ので EGR 0.9 でできれば

比 1.7 程度で出 NO を 50 ppm（バーーでの剰 H2燃焼により成）程度にすることが可能

である。しかし比 1.7 としてバーーで比燃焼すると、出ガス成の H2O の比が

なり（えば N2/H2O= 0.7/0.3 程度）、EGR を 0.9 とすることはできない。こで、ガス

の H2O をの EGR ガスとして用することをえる。比の燃焼での

的なガス成として N2/H2O= 0.75/0.25 をし、このガスを用いて EGR を実施した

として計をった結果を 5 に示した。を燃料として出 NO をえるために比で

ガスタービンをするためには、力比 25 のは EGR を 0.8 以、力比 20 ので

0.7 以とする必要がある。えば力比 20 の、EGR 0.7 で比を 1.79 とすれば、コン





18

５. 政策立案のための提案

燃料過剰アンモニア専焼タービンによるコンバインドサイクルはCO2フリーな大出力発電シス

テムとして重要であり、実現できればCO2ゼロエミッション技術の大きなブレークスルーになる。

本提案では、物理化学的により厳密な評価方法によって、さらに大きな出力が得られる可能性が

示された。アンモニアの燃焼速度が他の燃料に比して遅いことに起因する新規燃焼器の設計が必

要であることなど、開発には多大な費用と時間がかかる。したがって、国家プロジェクトとして

開発を進める必要があり、引き続いて以下の 2 点を提案する。

＜政策提案 1＞　燃焼工学、数値流体力学、タービン工学、化学工学の専門家からなるチームによりアンモニア

過剰燃焼コンパインドサイクルの実現可能性検証を 1 年程度の時間をかけて実施すべきである。

特にタービン用燃焼器のシミュレーションによる設計・検証が必要である。

＜政策提案 2＞政策提案 1 の結果を受けて、実現可能性検討に加わった専門家に加え、タービン発電システム

開発に実績のある複数の企業の参画を得て、国家プロジェクトとしてアンモニア専焼発電システ

ムの開発を実施すべきである。

参考文献

[1] A. Valera-Medina, H. Xiao, M. Owen-Jones, W.I.F. David and P.J. Bowen, “Ammonia for power”,Progress in Energy and Combustion Science, 69, p. 63-102, 2018.

[2] J. Otomo, M. Koshi, T. Mitsumori, H. Iwasaki and K. Yamada, "Chemical kinetic modeling of ammoniaoxidation with improved reaction mechanism for ammonia/air and ammonia/hydrogen/air combustion",Int. J. Hydrogen Energy, 43, p. 3004-3014, 2018.

[3] イノベーション政策立案のための提案書（技術開発編）“アンモニア直接燃焼によるガスター

ビンシステムの提言”, 平成 30 年 12 月, LCS-FY2018-PP-03.[4] H. Cogen and P.V.Straznicky, 藤原仁志訳「ガスタービンの基礎と応用」, 東海大学出版，2017.[5] 日本ガスタービン学会編, 「ガスタービン工学」，2017.[6] National Institute of Standards and Technology. NIST Chemistry WebBook, SRD 69 - Thermophysical

Properties of Fluid Systems 2018. https://webbook.nist.gov/chemistry/fluid/.[7] S. Gordpn and B.J. McBride “Computer Program for Calculation of Complex Chemical Equilibrium

Compositions and Applications.” NASA Reference Publication 1311, 1994.[8] Ansys Inc. ANSYS CHEMKIN PRO version 18.1 2019.[9] M. Keller, M. Koshi, J. Otomo, T. Mitsumori, H. Iwasaki, and K. Yamada. “Thermodynamic evaluation

of open cycle gas turbines with carbon-free fuels H2 and NH3 at high temperatures.”, J. Therm. Sci.Technol., 14(2), Paper No.19-00167, 2019. DOI:10.1299/jtst.2019jtst0015.

低炭素社会の実現に向けた技術および経済・社会の定量的シナリオに基づく

イノベーション政策立案のための提案書

本提案書に関するお問い合わせ先●提案内容について・・・低炭素社会戦略センター副センター長　越　光男（KOSHI Mitsuo)

●低炭素社会戦略センターの取り組みについて・・・低炭素社会戦略センター　企画運営室　

〒102-8666　東京都千代田区四番町5-3　サイエンスプラザ4 階

TEL ：03-6272-9270 FAX ：03-6272-9273 E-mail ：

https://www.jst.go.jp/lcs/

© 2020　JST/LCS

許可無く複写・複製することを禁じます。

引用を行う際は、必ず出典を記述願います。

アンモニア直接燃焼によるガスタービンシステムの提言（Vol.2）

令和 2年 1月

Turbine System driven by Direct Combustion of Rich Ammonia (Vol.2):

Proposal Paper for Policy Making and Governmental Actiontoward Low Carbon Societies,

Center for Low Carbon Society Strategy,Japan Science and Technology Agency,

2020.1

国立研究開発法人科学技術振興機構　低炭素社会戦略センター

アンモニア直接燃焼によるガスタービン システムの提 …2 combined cycle gas...

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