CN1761588A - 使用热稀释剂的热力学循环 - Google Patents

Abstract

本发明涉及产生机械能、电能和/或用于加热和冷却的流体物流的热力学系统。所述循环包含燃烧系统，其通过用氧化剂对燃料进行燃烧产生高能流体。在该循环中可使用热稀释剂来改善性能，包括但不限于功率、效率、经济性、排放、动力学和非峰值负载性能，和/或涡轮机入口温度(TIT)调节以及受热组件的冷却。所述循环优选包括热回收系统和冷凝器或其它装置，从而回收和循环来自所述高能流体的热和热稀释剂，以提高所述循环的热力学效率并降低能量转换损失。所述循环还可包括用于对整个循环的温度、压力和流量进行控制的控制装置，以及控制功率输出、效率和高能流体组成的装置。

Description

使用热稀释剂的热力学循环

                         发明背景

发明领域

本发明通常涉及进行用于产生机械能和电能、加热或冷却的热力学循环的方法。

相关领域的说明

现有技术包括使用稀释剂来冷却燃烧过程的燃烧器和燃烧系统，其对峰值温度控制较差，并且几乎不能对横向温度分布(profile)的进行空间控制。通常使用过量空气对燃烧产物进行冷却。压缩这些过量空气通常要消耗回收的涡轮机总功率的40-70％(从大型涡轮机到微型涡轮机)导致较低的净比功率。亦即，通过这个(些)压缩机或涡轮机的单位质量流量产生的压缩机和泵功率的总功率较低。

稀释剂的相关应用特别集中于控制排放、火焰稳定性和火焰猝灭，特别是当使用超贫(ultra-lean)混合物以及在接近燃烧极限处进行操作的时候(例如，参见Lefebvre，1998，5-7-3节；Bathie，1996，p 139；Boyce，2002，p 62；Lundquist，2002，p 85)。一些试图减少过量空气作为稀释剂使用的尝试采用了诸如蒸汽和水的热稀释剂形式，其可借助更少的压缩功带走更多的热量(例如Ginter的美国专利第3,651,641、5,627,719、5,743,080和6,289,666号，Guillet的美国专利第5,271,215号，Cheng的美国专利第6,370,862号)。

整个热力学循环的温度控制对有效运作有重要意义。对输送到膨胀机的高能流体的峰值温度和温度分布进行控制可以使所述循环具有更好的效率(Gravonvski，2001)。借助通常用于冷却循环组件和特定混合装置的过量空气或蒸汽难以控制所述温度分布。流体温度的空间和时间分布的不规则性需要更大的设计余量，其超过对所述温度分布的不确定性进行补偿时优选的设计余量(例如Malecki et al，“Application of and AdvancedCFD-Based Analysis System to the PW600 Combustor to Optimize ExitTemperature Distribution-Part 1”，2001)。工作负载的变化会加重温度不规则性的问题。

已经提出了各种热力学循环来增强热回收和系统效率。常规的联合循环(Combined Cycle，CC)利用热回收蒸汽发生器(HRSG)来产生蒸汽，该蒸汽通过第二(蒸汽)涡轮机发生膨胀。这导致资本成本较高。因此，联合循环通常在基础负载应用中使用。在蒸汽回注式燃气轮机(STIG)循环中，在类似的HRSG中产生蒸汽并注入膨胀机的上游。这使用了具有更高质量流的同一燃气轮机。由于所述STIG循环只能输送蒸汽，因此回收低温热能的能力有限。通常认为较高的水处理成本和水利用度是STIG进一步广泛应用的主要障碍。CHENG循环与STIG循环类似。如同STIG循环一样，其也存在类似的缺陷。

再生水注入(Recuperated Water Injection，RWI)循环利用回热装置(recuperator)来将热从膨胀流体中回收转移至输入的压缩的流体中。该循环在所述回热装置的入口采用水注入来改善热回收。这同样受限于空气的饱和限度。湿空气透平(Humidified Air Turbine，HAT)循环通过饱和器使输入的空气变潮湿。蒸发式燃气轮机(Evaporated Gas Turbine，EvGT)是类似的循环。虽然能利用更低质量的水，但由于空气饱和度限制，所述HAT和EvGT循环能输送的稀释剂的数量有限。在瑞典的LUND大学进行了EvGT循环的验证。然而，这些RWI、HAT和EvGT循环很少得到应用，其原因可能是资本成本较高。曾建议利用HAWIT循环来减少资本成本。其采用直接接触式热交换器来减少HAT循环中所采用的表面热交换器的成本。与HAT循环相比，其成本更低但效率也更低。Traverso(2000)对这些循环的相对效率和内部收益率(rate of return)进行了比较。

常规的热回收方法难以回收低于蒸汽温度的有效热能，所述蒸汽由膨胀流体产生、具有足够压力以回注到膨胀机的上游，或者位于蒸汽膨胀机中。由于膨胀后的蒸汽被排出，因此不断地损失大量热能。从膨胀流体(热的高能流体膨胀释放出机械能之后)回收热能的常规方法通常试图采用高温回热装置来加热大量的过量冷却空气。例如，到空气回热装置的空气接近700℃。这导致较高的成本和昂贵的维修费用，其中所述回热装置的单独成本就超过小型涡轮机系统成本的30％，而维修费用则超过80％。

在用于产生能量的诸如“湿”循环(如STIG和HAT)的相关循环中，使用空气以外的稀释剂引起额外的稀释剂供应和回收的费用。具有常规的热和稀释剂回收系统的相关循环通常需要加入“补偿”稀释剂来补偿所述系统的低效率以及降低操作成本。

因为污染和/或经济的原因，除含氧化剂的流体外还使用稀释剂的热力学循环通常都需要对该热稀释剂进行回收。(例如，Poggio和Agren的意大利专利TO92A000603号″Advanced Gas Turbine Cycles with Water-AirMixtures as Working Fluid″，2000)。这类过程很昂贵。由于所述回收过程的效率较低，因此通常都需要补偿稀释剂(Blanco，2002)。

除当加入热稀释剂之外，需要进行流体过滤和净化来制备即将输送到所述热力学循环系统的稀释剂(Agren，″Advanced Gas Turbine Cycleswith Water-Air Mixtures as Working Fluid″，2000；SPE″Mashproekt″，″Aquarius Cycle″，http：//www.mashproekt.nikolaev.ua)。这类常规方法增加了大量开支。

污染物正成为全世界普遍关注的问题，而对其进行控制也越来越重要。现有技术的加入水的方法通常加剧了某些污染物的形成，例如在减少其它污染物的时候。(例如，参见Lefebvre，1998，p 337关于CO vs NOx)。控制污染物达到法规的严格要求的方法通常需要额外的组件，造成大量的附加投资和维修费用。许多这些污染物控制装置的使用寿命都少于整个设备的寿命，因而需要额外的维修费用。主要的公司都致力于转换至使用干燥的过量空气来降低NOx排放，并避免使用蒸汽作为稀释剂。

Lefebvre(1998，p 337)证明常规思维不鼓励将水注入涡轮动力系统。通常认为水供应和处理的成本是主要的障碍。评论者预测随着加入循环的水或蒸汽增多效率降低(Pavri和Moore 2001，p 18)。

有时将热力学循环用于同时进行机械作功和加热。由燃烧过程产生的热可用作从产生蒸汽到区域供暖的各种应用的热能。这些“热电联产(CHP)”的应用受到CHP设备设计的限制。如果对热和动力的需求偏离了所述CHP系统的设计值，则效率大幅降低，特别是提供热水的时候。

                       发明概述

对许多能量转换系统和热力学循环，都需要降低系统的生命周期的成本和排放，以及增强性能和可靠性。类似地，还需要提高热力学效率、降低维修费用以及维持和改善由于设备、环境造成的限制，包括涡轮机叶片寿命和污染物排放。

因此，本发明的一个实施方案包括配置新的具有热量和质量传递系统的热力学动力循环，该系统可更有效地从膨胀的高能流体中回收热量。在这类实施方案中，使用者优选配置能量转换系统以运行增强的VAST循环，从而利用包括可汽化组分(如水)的稀释剂来有效地从膨胀机下游的膨胀的高能流体中回收热量。在一实施方案中，VAST-W循环通过加热液态稀释剂来从所述膨胀流体中回收热量，例如借助水。在另一实施方案中，VAST蒸汽循环(VAST-WS)通过加热、蒸发液态稀释剂，并优选通过使液态稀释剂过热来回收热量。例如借助水和蒸汽。

在其它实施方案中，将VAST回热水-蒸汽循环(VAST-WSR)配置为使用回热装置及VAST-W和VAST-WS组件一起将热量从一部分的膨胀流体中回收到输入的含氧化剂的流体中。每种循环都包括燃烧器，其优选可操作用来输送，混合和燃料含氧化物的流体、含燃料的流体，和液态稀释剂及汽化的稀释剂两者之一或两者。

在另一实施方案中，目的是从发热组件以及对热组件进行冷却来回收热量。在此实施方案中，使用者优选对稀释剂进行分布以从一个或多个热组件和发热组件中回收热量，这些组件例如一个或多个涡轮机、燃烧器、发电机、驱动器和马达。它们优选装配有控制器，该控制器可操作用来控制稀释剂分布以对多股流体和多个组件进行冷却，并将热的稀释剂输送到燃烧器。

在某些实施方案中，优选配备有VAST燃烧器，其设置为能在接近化学计量的条件下对VAST循环进行控制，同时保持降低的污染物排放，例如在Ginter的专利、Hagen等人的三流体(Trifluid)专利申请、以及Hagen等人的’191专利申请中所述。它们优选配置为容纳所需的位于膨胀机上游的所有液态稀释剂和/或稀释剂蒸汽，从而在接近化学计量的条件下运行。例如，加入足以超过以下一种或多种限制的稀释剂(例如水和蒸汽)，这些限制为空气饱和度限制、蒸汽产生限制，以及常规预混合燃烧性或火焰稳定性限制和小滴燃烧熄灭限制。优选相对涡轮机调整压缩机的大小，以适应较低的含氧化剂的流体流，节约大量成本。

在某些实施方案中，一个目的是降低供应和处理所述循环中的稀释剂的成本。在这类实施方案中，优选用冷凝器对膨胀流体进行冷却，并且对稀释剂进行冷凝和回收。优选使用采用冷稀释剂(水)的直接接触式冷凝器来提高回收效率和减少污染物排放。优选回收燃烧过程形成的水和/或空气中的湿汽以及注入的稀释剂，从而使所述循环在水方面能自给。回收过量的稀释剂帮助通过流体排放来取出流体掺杂物(contaminant)。优选使用相应的降低方法来降低输入的含氧化剂的流体流引入的掺杂物。借助清洁燃料以及输入喷雾清洁，可通过稀释剂排放来控制掺杂物水平。所述循环优选对稀释剂进行处理和重新利用，减少处理成本。

在另一实施方案中，目的是提高热量到机械能的转化。在这类实施方案中，压缩机的压力比上升，特别是采用液态稀释剂输送。使用者优选在冷凝器和膨胀机的下游配置再压缩机(recompressor)。可将所述燃烧器设置为用于降低的压降。可使用直接接触式压缩机来减少所述冷凝器中的压力损失。设置所述入口压缩机、再压缩机、所述燃烧器压力损失和直接接触压力损失来实现所需的跨过(across)所述涡轮机的净膨胀比。随着膨胀提高，将所述热回收系统设置为用于大大降低的排放温度。

在另一实施方案中，目的是提升所述热的高能(“工作”)流体的温度和系统效率。在这类实施方案中，三流体VAST燃烧器可操作地控制进入膨胀机的横向温度分布，并优选使用精确控制的流体流。这使得可在控制污染物水平的同时，以及在峰值温度相同的条件下获得更高的平均流体温度。优选使用稀释剂(例如水和/或蒸汽)来(替代空气冷却)冷却燃烧器和膨胀机的热工段(hot section)。优选将热的稀释剂从上游再循环进入所述燃烧器，从而避免所述高能(工作)流体的稀释剂冷却，并进一步降低压缩机尺寸和成本。

在另一实施方案中，另一目的是降低输入的含氧化剂的流体的处理成本和能量。在这类实施方案中，优选借助直接接触器(contactor)使用过量的稀释剂来对输入的氧化剂流体进行喷雾过滤(spray filter)。调整输入喷雾器和过滤器的尺寸用于较低的氧化剂流。可使用冷的稀释剂来提高输入流体的密度。

在另一实施方案中，目的是相对所产生的功率降低通常超贫燃烧中压缩气态含氧化剂流体所需的功率和设备，从而增加压缩机与涡轮机的净比功率(即，涡轮机总功率减去泵送功率再除以相应的质量流)，并降低系统成本。在这类实施方案中，优选至少使用一些可汽化的稀释剂来降低通常用作稀释剂的过量的气态含氧化剂流体，并用液泵抽送功来替代气泵抽送。每体积高能流体流过所述膨胀机时，汽化的稀释剂可传输更多的热量。

在另一实施方案中，优选将循环中的压缩机设置为对所述含氧化剂的流体进行冷却，同时使用稀释剂来回收压缩过程中的热量。如所述′191专利申请中所教导地，在所述循环中优选使用直接流体接触器来改善压缩机预冷器、中间冷却器和内冷却器(intra-cooler)中流体输送的空间分布。可采用使用冷稀释剂的表面热交换器，而受热后的稀释剂进入热交换系统或燃烧器中重新利用。

在本发明的另一实施方案中，目的是在接近化学剂量的条件下运作同时将主要污染物的水平控制在低于所需的界限。优选使用能控制流体输送的横向分布的VAST燃烧器来可操作地提供接近化学剂量的条件和温度的横向分布，同时实现较低的污染物排放。在这类实施方案中，通过使用能限制峰值燃烧温度的燃烧器，同时使用低过量的氧化剂，基本上是氮氧化物(NOx)的排放。通过使用能可操作地控制横向温度分布和流体组分分布的燃烧器，可实现良好的燃料氧化，同时一氧化碳排放和残留的燃料成分较少。

在另一实施方案中，一个目的是配置能根据具体应用的需要在热电联产(CHP)中可操作来提供热水、饱和蒸汽和过热蒸汽之中的一种或多种的VAST循环。在这类实施方案中，优选可在所述热量和质量传递系统的一个或多个位置获取所述热流体以及机械或电能。优选稀释剂输送、热回收和所述燃烧器是可控的，以对汽化的稀释剂(即蒸汽)、总热量Q和机械或电能的输送进行柔性控制。

应当指出，上述本发明实施方案的某些目的和优点是为了对本发明及其优于现有技术的优点进行说明的目的而提供的。显然，应当理解任何本发明的具体实施方案都没有必要实现所有的这些目的或优点。因此，例如，本领域所属技术人员可以理解，可实施或实践本发明来实现或增加本文所教导的一个或多个优点，而不必实现本文教导或提示的其它目的或优点。

                     附图的简要说明

通过对本发明的一般性质和某些特征及优点的概述，本领域所属技术人员从本文参考以下附图作出的详细描述中可很容易地得知某些优选实施方案及其修改，这些附图中每一个都具有对应于本发明一实施方案的特征和优点，其中

图1是VAST循环中采用的整体热量和质量传递配置方法及可能的配置的示意图；

图2是具有中间冷却器、表面冷凝器、再压缩机和预热器的VAST水循环(VAST-W)的示意图；

图3是具有中间冷却器、直接接触式冷凝器、再压缩机和预热器的VAST水和蒸汽循环(VAST-WS或VASTEAM)的示意图；

图4是具有增湿器和回热装置的类似图3所示的VAST回热蒸汽循环(VAST-WSR)的示意图；

图5是具有单一压缩机的简单的氧化剂输送系统的截图(break-out)；

图6是具有处理装置并任选送至膨胀机热工段的冷却流的氧化剂输送系统的截图；

图7是具有处理装置、多个压缩机组件，并可以向膨胀机热工段输送冷却流的氧化剂输送系统的截图；

图8是详细的氧化剂输送系统截图，其中压缩机队列(train)可具有预冷却、中间冷却或内冷却及后冷却装置，冷却剂流体来自压缩机冷却剂系统；

图9是表面热交换设备的示意图；

图10是具有散热的(heat rejection)流体冷却装置示意图；

图11是液-气接触器或直接接触器热交换器的简单示意图；

图12是采用具有稀释剂喷雾预处理、稀释剂注入压缩机及膨胀机冷却的压缩机队列的氧化剂输送系统；

图13进一步显示了具有稀释剂注入压缩机的压缩机队列的细节；

图14是具有简单稀释剂/冷却剂输送的稀释剂输送系统的示意图；

图15是具有带处理装置的稀释剂/冷却剂输送的稀释剂输送系统的示意图；

图16是具有简单燃料输送的燃料输送系统的示意图；

图17是具有燃料输送和处理装置的燃料输送系统的示意图；

图18是发热组件及其冷却系统的简图；

图19是冷却系统可选的隔热装置和表面热交换器的简图；

图20是具有一个或全部两个表面热交换系统的膨胀机的简图，该系统具有使用稀释剂的冷却剂流或直接接触冷却装置；

图21是具有燃料、氧化剂流体、液态稀释剂和蒸汽稀释剂输送系统及燃烧器冷却系统的燃烧系统的简图；

图22是通过回收以及使用热的稀释剂来冷却低温、中温和高温热源的示意图；

图23是具有稀释剂注入进行冷却的单膨胀机膨胀系统的示意图；

图24是具有膨胀机冷却系统的多膨胀机膨胀系统的示意图，该膨胀机冷却系统采用表面热交换和热回收装置；

图25是能膨胀至低于大气压的具有稀释剂回收和再压缩装置的膨胀系统的示意图；

图26是具有级间蒸汽注入、稀释剂回收和再压缩以及蒸汽注入的膨胀系统的示意图；

图27是将热量从膨胀流体回收至处理后的液态稀释剂中的节热器(economizer)的示意图；

图28是回收热量并能可操作地将温水、热水、蒸汽和过热蒸汽输送至使用者应用和/或燃烧器的节热器、蒸发器和过热器的示意；

图29是回收热量并能可操作地将热水和/或蒸汽输送至使用者应用和/或燃烧器的节热器、蒸发器和过热器的示意；

图30是压缩机的中间冷却系统的热量和质量传递系统的一部分的示意图；

图31是具有节热器、蒸发器和膨胀机中间冷却系统的热量和质量传递系统的一部分的示意图；

图32是使用回热装置、后冷却器、增湿器、节热器、蒸发器和过热器的热量和质量传递系统的示意图；

图33是使用回热装置、后冷却器、增湿器、两个节热器、蒸发器和过热器的热量和质量传递系统的示意图；

图34是热量和质量传递系统的示意图，其中通过具有冷却剂系统的表面冷凝装置来回收稀释剂；

图35是热量和质量传递系统的示意图，其中通过直接接触式冷凝器和冷却剂系统来回收稀释剂；

图36是热量和质量传递系统的示意图，其中通过冷却剂系统中的带有区域供暖的表面冷凝装置来回收稀释剂；

图37是已安装的VAST-W、VAST-WS和现有技术的“湿”循环的资本成本的比较图；

图38所示为VAST-W、VAST-WS和现有技术的循环系统的内部收益率(Rate of Return)对LHV循环效率作图的结果；

图39所示为50MW、1300℃时，VAST-W、VAST-WS、VAST-WSR和现有技术循环的LHV循环效率对净功率与压缩机空气流量(flow rate)的比值作图的结果；

图40所示为在50MW且TIT＝1300℃时VAST和现有技术的循环的LHV循环效率对净功率与涡轮机流量比值作图的结果；

图41所示为在50MW且TIT＝1300℃时VAST和现有技术循环的单位净功率水流量对水/入口空气比作图的结果；

图42所示为50MW的VAST-W、VAST-WS和现有技术的循环的净功率与涡轮机流速的比值对空气/燃料相对比例λ作图的结果；

图43所示为在50MW且TIT＝1300℃时VAST和现有技术的循环的内部收益率对空气/燃料相对比例λ作图的结果；

图44所示为在50MW、TIT＝1300℃且1.05λ时VAST和现有技术的循环的压缩机补充水与燃料的比值对压力比β作图的结果；

图45所示为在5MW且TIT＝1000℃时VAST和STIG循环的蒸汽需求“Q”与净功率的比值对总热量需求“Q”对净功率的比值作图的结果；

图46所示为在5MW且TIT＝1000℃时VAST-W、VAST-WS和STIG现有技术循环的LHV联产效率对总热量需求“Q”与净功率的比值作图的结果；

图47所示为VAST蒸汽循环(VAST-WS)的膨胀机压力比和各压缩机压力比对空气压缩机压力比作图的结果；

图48所示为净功率与涡轮机流速比值对水/空气比作图的结果；

图49所示为不同配置的VAST循环的内部收益率％对LHV循环效率作图的结果；

图50所示为膨胀比对再压缩机压力比/压缩机压力比作图的结果；

图51是VAST-水热力学循环结构的配置方法的流程图；

图52是VAST-水热力学循环结构的配置方法的流程图；

图53是蒸汽回注式燃气轮机(STIG)循环现有技术的示意图；

图54是中间冷却的再生水注入(RWI)循环现有技术的示意图；

图55是中间冷却的湿空气透平(HAT)循环现有技术的示意图；

图56是中间冷却的湿空气水回注式透平(Humid Air Water InjectedTurbine，HAWIT)循环现有技术的示意图。

                     优选实施方案的详细说明

概述

Ginter的美国专利3,651,641、5,617,719、5,743,080和6,289,666号教导了主要通过将液态热稀释剂(如水)泵送进入热力学循环来冷却燃烧过程，降低过量稀释剂空气的使用的VAST热力学动力循环。这种VAST(″增值蒸汽技术(Value Added Steam Technology)″)循环是Brayton与Rankine循环的混合，并优选使用流体水作为稀释剂。该循环使用在同时含有燃烧过程的热产物和过热蒸汽的VAST直接接触式流体燃烧器中形成的高能流体。该热的高能流体优选通过膨胀机膨胀产生轴功率和/或电功率。例如，通过涡轮机或往复机械设备。该循环也可提供热电联产(CHP)。

参照图1，VAST热力学循环利用燃烧系统(Combustion System)4000来形成高能流体并将其输送到膨胀系统(Expansion System)5000，形成膨胀流体并输出功输出(Work Output)。例如通过涡轮机使工作流体膨胀。所述膨胀系统可膨胀至低于大气压的压力，并且再压缩冷却的膨胀流体并排放回外界环境。

利用热量和质量传递系统(Heat and Mass Transfer System)6000来围绕所述系统分布稀释剂。该传递系统从例如膨胀流体回收热，冷却诸如燃烧系统和膨胀系统的组件，以及冷却诸如马达、泵、轴承及电磁转换器和控制器的受热组件(heated component)。其接收功输入，例如对马达、泵和轴承。为上述目的，其可向系统或组件，例如所述燃烧系统、膨胀系统和氧化剂输送系统，输送冷却稀释剂并接受加热的稀释剂。该热量和质量传递系统可使用含稀释剂的流体、含氧化剂的流体、含燃料的流体或冷却剂流体来回收热量。其可排出膨胀后的冷却的流体。其可提供用于加热或冷却的热或冷流体。其也可释放稀释剂、水和热量中的一种或多种。

配置燃料输送系统(Fuel Delivery System)3000来接收燃料并将处理后的燃料经所述热量和质量传递系统6000输送至燃烧系统4000。这需要功输入来进行泵输送和流体处理。氧化剂输送系统(Oxidant DeliverySystem)1000将含氧化剂流体(称为“氧化剂”)输送至燃烧系统4000、热量和质量传递系统6000及膨胀系统5000其中的一个或多个。其需要功输入来进行流体压缩和/或泵输送以及流体处理。稀释剂输送系统(DiluentDelivery System)接收外部和回收的稀释剂，并将处理后的稀释剂输送至热量和质量传递系统6000。其需要功输入来进行泵输送和流体处理。

VAST循环优选泵送入液态水，通过直接接触输送至膨胀机5100上游的水，特别是与所述压缩机和膨胀机之间的所示燃烧器中的燃烧流体或高能流体接触来产生蒸汽。这样形成可在带有冷叶片的涡轮机5100中使用的具有最高可能温度的蒸汽。所述VAST系统优选使用保持在相对低温的低等(insulted)压力容器，使得可使用廉价的压力容器材料和结构。该方法避免了常规的冶金学的限制，即燃烧热必须通过表面热交换器传递。因此，其避免了常规蒸汽动力系统主要的温度限制，以及对应的工作流体温度及系统效率的限制。

根据卡诺定理(Canot’s law)，随着所述膨胀机入口的高能(工作流体)的高温与在所述膨胀机出口的低温之间的差值除以较高的绝对温度的数值升高热力学效率升高。相比1373K(1100℃)的高压冶金学限制，应用VAST循环的气体涡轮机可在约1773K(1500℃)的温度下工作。VAST循环优选使用相关三流体专利申请中教导的实施方案的三流体燃烧器。该三流体燃烧器使得操作者能十分恰当和精确地控制或限制流出燃烧器的高能流体F405的峰值温度，使其达到理想设定的或允许的峰值操作温度，该理想或允许温度是在提供的相关叶片冷却条件下由涡轮机叶片材料耐受温度和应力确定的。其还使得能控制流出所述燃烧器进入所述膨胀机的高能流体F405的空间温度分布。

借助这种精确的峰值温度控制，在给定现有叶片冷却条件下，使用者通过调节空间温度控制来符合所述涡轮机叶片所需的温度分布，以此来增加高能流体F405的平均温度。使用热稀释剂来冷却燃烧器衬管(liner)，减少或替代常规用于冷却所述衬管的气态热稀释剂。然后将加热后的稀释剂从上游输送入所述燃烧器中。这样从所述衬管中将热量损失循环回燃烧室4100，避免了现有技术中高能流体F405的大部分相关的平均温度降低。

优选使用这些方法中的一种或多种的实施方案，相对于常规技术增加高能流体F405的可用平均(最高)温度并相应地增加卡诺热效率，同时保持膨胀机5100下游的峰值温度不变。例如相同的峰值涡轮机入口温度(Turbine Inlet Temperatures，TIT)。

通过优选降低或替代通过所述衬管的常用过量氧化剂冷却流，使用者提高经过燃烧器出口的高能流体F405的静压分布和速度分布的空间一致性。提高高能流体F405的这些参数分布大体上提高了在涡轮机5100中的流动方式，并提高了该涡轮机效率。

VAST循环优选使用直接接触式热交换器7500来冷却膨胀机下游的膨胀流体并冷凝所述稀释剂。与常规技术的表面热交换器相比，通过使用分布式直接接触流体冷凝器7500，使用者改善了热传递导致的更接近的温度。其提高了通过冷凝器7500时的有效流动面积并降低了有效压降以及能量损失。使用这些方法中的一种或两种同时使用的实施方案降低了卡诺效率中的有效低温，从而提高卡诺效率。

通过输送液态热稀释剂(如水)替代大部分的过量含氧化剂流体(如空气)，某些实施方案明显降低了氧化剂流体压缩机1300和热稀释剂泵中的寄生(parasitic)泵送损失。使用喷射直接接触式过滤器(spray direct contactfilter)降低所述寄生输入流体的压力损失。这类过滤器降低了灰尘在压缩机1300内堆积造成的效率降低。这些直接接触式过滤清洁装置降低了携带入涡轮机后的冷凝的流体中的物质量。这降低了再循环该冷凝流体所需的过滤、pH平衡和对应的寄生泵送。通过降低一种或多种这些寄生泵送损失，本文所描述的各种实施方案明显提高了系统净效率。

通过使用本文所述的及’191专利申请和三流体专利申请中所述的三流体燃烧器、直接接触式冷凝器7500和直接接触式过滤器的一种或多种，可大体提高VAST热力学循环的净比功率和效率。

热量和质量交换系统

节热器(economizer)

参照图2，在某些配置中，使用者优选提供热交换器节热器(ECO)6500来加热来自稀释剂回收系统6010(例如通过冷凝器或预热器7100)的热稀释剂F249，并在从膨胀机(EXP)5100释放的膨胀流体F420到达所述冷凝器或预热器之前从其中回收热量(参见，例如图02、图03、图04和图27)。在VAST循环中，离开膨胀机5100的膨胀流体F420通常是不饱和的。因此可对节热器6500使用表面换热器。

在某些配置中，使用者优选仅让部分的回收热稀释剂通过所述节热器6500。例如，进一步参照图2，其提供分流器6320来将物流F220分流为流向节热器6500的物流F248部分和流向氧化剂输送系统1000的稀释剂流F250部分。该分流器6320使得可主动控制物流F248与物流F250之间的流体比例。其优选将某些或所有的平衡的稀释剂输送至需要低温流体的系统部分，来冷却诸如膨胀流体或含氧化剂流体的液流和/或发热设备，从而控制设备温度和/或提高效率。例如，如’191专利申请所教导的使用者优选将部分冷流引导至直接接触式混合器来将稀释剂喷射入第一压缩机1310。

类似地，如’191专利申请所教导的，使用者可提供一个或多个直接接触器作为一个或多个低压压缩机1310和高压压缩机1350或压缩机各级之间的喷射中间冷却器。如三流体专利申请所教导的，他们可类似地提供稀释剂来冷却围绕燃烧器4000中的燃烧室4100的压力容器。在图37和表1中所示的VAST-WS循环配置结果中，使稀释剂部分流经节热器6500和部分直接进入燃烧器4000与将所有热稀释剂通过所述节热器进行加热相比，具有更好的热经济学效益。

表1使用流体水的动力循环的相对循环资本成本$/kW@50MW，TIT＝1300EC，Beta＝30
								循环	联合	STIG	RWI	HAWIT	HAT	VAST-W	VAST-WS
压缩机	138.7	107.9	112.0	100.8	100.1	89.3	79.2
								燃烧器	1.6	1.5	1.4	1.1	1.1	0.8	0.9
气体膨胀机	50.3	51.4	47.7	45.1	43.9	45.8	42.1
								回热装置			4.3	4.2	4.4
饱和器				4.3	4.5
								过热器	10.3	6.0					3.1
蒸发器	32.2	9.5					6.3
								节热器	11.4	8.3	3.8	12.3	26.7	14.9	9.8
蒸汽膨胀机*	75.8			5.5		4.6	11.0
								发电机	37.8	36.5	36.5	36.6	36.6	36.7	36.6
泵&辅助设备	1.9	0.7	1.1	2.0	1.9	3.3	1.8
								安装等等	327.6	201.8	188.2	192.9	199.6	177.8	173.5
总$/kW	687.6	423.6	395.1	404.9	418.9	373.2	364.1
								*&冷凝器，或冷凝器&再压缩机；费用方程根据Traverso 2003

在修改的配置中，使用者优选在稀释剂回收系统6010(例如表面冷凝器7400)之后提供可变的分流器6320，来将部分或全部的热稀释剂输送到下游预热器7100，以从排放至扩散器(Diffuser)5900(或排气装置或烟囱)的膨胀流体F421中回收热量，该扩散器5900用于将膨胀流体F475排放至外界环境。该分流器6320允许调节通过预热器7100的热稀释剂流的量，因而直接影响流出所述预热器的热稀释剂流F270的温度。这也影响流经所述节热器的稀释剂流F249的量，因而影响流出节热器6500的热稀释剂流F275的温度。

在某些配置中，使用者优选在“VAST水节热器循环”(VAST-W)上带有节热器的条件下运行所述能量转化系统。他们优选将热稀释剂(如水)加压到足够压力，来将节热器6500下游的加热后的稀释剂F275输送到燃烧系统4000而不蒸发。例如他们可使用泵7800来对水稀释剂流F248加压并将加压后的水流F249输送到节热器6500，进而形成和输送加压的热水流F275至燃烧系统4000，而在输送至所述燃烧器之前水不会蒸发成蒸汽。与常规循环相比，对膨胀机5100使用高膨胀比并冷却膨胀流体F420，每单位质量流所述膨胀机(涡轮机)可产生更大的动力。与相关技术相比，离开所述膨胀机进入节热器6500的膨胀流体F420具有更低的涡轮机出口温度(Turbine Exit Temperature)。

利用VAST节热器循环，通过使用适当的燃烧器以及配置与所述膨胀机相关的氧化剂输送系统，以容纳输送至燃烧器的热稀释剂而不引起湍振(surge)等，优选接近化学计量条件操作。如图37和表1所示，与相关技术的配置相比，借助这种VAST-W配置使用者可使用大体上更小的更廉价的压缩机。类似地，与表1中所示的联合循环(Combined Cycle)、STIG、HAWIT和HAT循环比较，VAST-W循环中单独使用的节热器的面积更小成本更低。

如图37和表1所示的相对安装基本投资数据证明，与联合循环(CC)、蒸汽回注式燃气轮机(STIG或相当的CHENG循环-图53)、再生水注入(RWI-图54)、湿空气透平(Humidified Air Turbine^，HAT^或相当的蒸汽燃气轮机(EvGT)循环-图55)，以及湿空气水注入透平(HAWIT-图56)“湿”循环的现有技术的“湿”循环相比，VAST-W系统具有经济上的优势。图37和表1假定为50MW的电力系统，其具有常见的1300℃涡轮机入口温度，工作时的压缩机压力比为30(即约30巴的燃烧器入口压力)。同时假设年工时为4000或8000小时，热量用于诸如区域供暖或蒸汽，没有从额外的回收中获益。在这些循环比较中，根据Traverso & Massardo(2003)并类似于Traverso & Massardo(2002)，对每一循环使用相同的组件成本方程和比例安装假设(proportional installation assumption)。同时还假设美国2000年的平均工业天然气和用电价格(参见表2)。

表2热经济学场景假设
		通货膨胀	2.5％
购买的设备成本的名义增长率(Nominal Escalation Rate)	2.5％
		燃料成本的名义增长率	3.0％
建设开始年份(1月)	2001
		建设时间	2年
工厂的经济寿命(预计寿命)	20年
		计税目的(tax purpose)工厂寿命	10年
债务-融资部分	50％
		优先股-融资部分	15％
普通股本-融资部分	35％
		债务-需要年返还	5.5％
优先股-需要年返还	6％
		普通股本-需要年返还	6.5％
平均所得税税率	30％
		燃料价格(天然气)	4.0E-6$/kJ
去矿物质水的价格	0.5$/m3
		电售价	1.32E-5$/kJ
相当于年工时数	8000h
		操作和维护成本	FCI的4％

参照图38，与常规湿循环相比，使用者借助具有有竞争力的效率的VAST-W循环可以获得更高的热经济学效益。图38中，图右侧的刻度指8000小时/年的基本负载操作。左侧指预计4000小时/年的部分负载操作，即50％负载。借助这些配置，使用者可竞争性地采用高于15，优选高于30，更优选高于40的压力比β来运行VAST-W循环。在所评价的VAST-W循环配置中，在所示压力比β范围内，优选20-30的压力比β范围内，内部收益率％(Internal Rate of Return)大体上高于相关的“湿”循环。显示的VAST-W循环的低热值(LHV)循环效率对显示出最接近的经济效益的STIG和HAWIT循环具有竞争力。

进一步参考图38，对所假定的美国2000年的平均工业燃料和用电价格，在所有高于约15的压力比下，VAST-W循环的内部收益率高于STIG循环。预计，进一步改进及降低VAST-W配置中假定的165巴的水输送压力可进一步提高这些效益。需要注意的是，与这种功率特别是部分负载操作下的双压力水平联合循环配置相比，VAST-W配置具有更好的收益。对效率较高的联合循环配置进行调整以获取最高的效率，而对效率较低IRR较高的联合循环配置进行调整以获取最高的寿命周期经济收益。对所示VAST-W和其它循环进行调整，以在给定压力比下获取最高的效率。改进的配置可进一步提高这些循环的收益。

蒸发器(锅炉)

VAST蒸汽循环(VAST-WS)

参照图3(与图2相关)，在某些实施方案中，使用者优选采用热交换器在从膨胀流体回收热量的同时将稀释剂煮沸形成蒸汽稀释剂。某些可用于煮沸稀释剂的热交换器可特别配置为独立的蒸发器(EVA)6600来蒸发热稀释剂F251，同时从流出膨胀机5100的膨胀流体F420回收废热。蒸发器6600位于节热器6500的上游，涉及流出膨胀机的膨胀的高能流体(或位于下游，涉及离开所述节热器的稀释剂流体F250)。

进一步参照图3，使用者可配置热交换器来提供独立的过热器(SH)6700，以使蒸发器6600中形成的稀释剂蒸汽F252过热并形成过热蒸汽F275。该过热器6700优选位于蒸发器6600的上游，与离开膨胀机5100的膨胀的高能流体流F420有关。在该配置中，在从膨胀流体F420回收热量的过程中产生过热的蒸汽稀释剂F275、饱和的蒸汽稀释剂F252和热的液态稀释剂F251。这些稀释剂流优选输送至燃烧器和/或用于其它热应用。例如，参照图3，使用者优选通过从涡轮机5100下游的膨胀流体F420回收热量的同时煮沸稀释剂(如水)来配置VAST蒸汽循环(VAST-S)，从而形成热水F251、饱和蒸汽F252和任意过热的蒸汽F275中的两种或多种。参照图44，在某些配置中，使用者可调整压缩机的压力比β，以此调整液态稀释剂对形成的汽化稀释剂的比例。

在有些配置中，使用者优选仅将部分节热器6500加热的热稀释剂输送通过蒸发器6600。进一步参照图3，使用者优选用液态稀释剂作为部分热稀释剂提供给所述燃烧器。他们优选向所述燃烧器提供一部分的汽化热稀释剂。这样提高了热回收的热经济学和系统的效率。

参照图29，在改进的配置中，使用者在节热器(ECO)6500和蒸发器(EVA)6600之间优选配置可变的分流器6350来控制稀释剂流，以控制输送至蒸发器的稀释剂与至其它位置的稀释剂的比例。例如，使用者优选使用分流器6350来控制从节热器6500到燃烧系统4000的稀释剂与到蒸发器6600的稀释剂的比例。这样，可以调节流经该蒸发器的热稀释剂的量，从而调节形成的蒸汽量以及流出该节热器的热的稀释剂的温度。使用者优选控制该比例以控制离开该节热器的流体的温度比沸点略低几度。例如，假定离开节热器的热的流体温度与沸点之间的温差为3℃。这间接影响了离开节热器的膨胀流体F420的温度。

过热器(气-气热交换器)

在改进的实施方案中，使用者优选配置能在从离开膨胀机5100的膨胀流体回收热量的同时形成过热的稀释剂的热交换器。例如，参照图3，使用者可在节热器6600(和蒸发器6500)的上游添加过热器(SH)6700来加热汽化的热稀释剂蒸汽F252，同时从离开膨胀机5100的高能流体F420回收更高温度的热量。VAST蒸汽循环(VAST-WS)优选包括蒸发器(EV)6600和过热器(SH)6500。

到使用者应用的热的稀释剂

参照图29，在某些配置中，优选对图3所示的VAST-WS中采用的热回收系统进行改进，以在蒸发器6600和过热器6700之间包括可变的分流器6360。这样可以分配部分或全部的稀释剂蒸汽流F252(例如饱和蒸汽)进行热应用(例如加热或冷却)，并使剩余的汽化稀释剂流流至过热器6700。分流器6360可调节经过热器6700的蒸汽流量。使用者可利用该分流器控制从该过热器流出的过热的热稀释剂的温度。

参照图28，为其它内部或外部热应用，可通过添加一个或多个分流阀来改进图3所示的VAST-S循环，以任意或选择性地向热量和质量传递系统6000供应温稀释剂、温热稀释剂、饱和蒸汽和/或过热蒸汽中的一种或多种。例如可在稀释剂处理系统(DTS)2010与节热器(ECO)6500之间配置分流阀6310，以向温水应用输送温水；可在节热器(ECO)6500与蒸发器(EVA)6600之间配置分流阀6340，以向热水应用输送部分的热稀释剂流体流；可在蒸发器(EVA)6600和过热器(SH)6700之间配置分流阀6360，以向蒸汽应用输送汽化的稀释剂；可在过热器(SH)6700和燃烧系统4000之间配置分流阀6370，以向过热蒸汽应用输送过热的稀释剂。

参照图1，优选在能量转换系统中使用一种或多种这些稀释剂流来根据所需冷却受热的组件或发热组件。例如，冷却所述燃烧器和所述膨胀机其中之一或两者同时。参照图28，类似地，可在所述能量转换系统外将一种或多种这些流体用于其它的温水、热水、饱和蒸汽或过饱和蒸汽的应用。

进一步参照图28，为了在控制所述燃烧过程的同时控制向使用者应用提供的热的稀释剂流，使用者优选在需要热的流体的热交换器之前配置分流阀6320，以使温度更低的稀释剂流向所述的燃烧器来控制燃烧过程，同时仍回收足够的热以提供使用者所需的热流。当也需要热水时，可将该分流阀6320或类似的分流阀放置于再下游(相对所述膨胀流体)更接近稀释剂回收系统(DRS)6010的冷却部分的位置。如图28中所示，可用混合器6190来合并不同温度的液态稀释剂流，并一起送入所述燃烧器。也可根据所需的热梯度的控制，也可将这些稀释剂流以多股物流的形式送入所述燃烧器。

这类控制措施使得使用者能利用可从所述膨胀流体中回收的热量的部分或全部。根据稀释剂的温差来调节进入燃烧器的稀释剂流。根据使用者的供热，使用者优选将其与可操作来调和很热到冷的稀释剂温度的VAST燃烧器结合使用。

当下游使用者(例如区域供暖)需要或要求更低的压力或温度或两者同时要求，可使用一个或多个含或不含保温装置的减温器来降低压力或温度中至少一个参数。循环内和外部来源的热稀释剂(例如从区域供暖返回的流体)可用作保温水的来源。

回热装置(气-气热交换器)

参照图4，使用者可通过加入回热装置(REC)6800来改进VAST-WS循环(例如图3所示)，以将热从膨胀流体中回收到提供给燃烧器4000的含氧流体。这种改进进一步如图32所示。例如，可提供分流器6410来将热的膨胀流体分为两股。一股热的膨胀流体F422流经一个或多个热交换器，使热回收到稀释剂以蒸发和过热含稀释剂的流体(例如图4所示的一个或多个过热器和蒸发器)。另一股热的膨胀流体流经回热装置(REC)6800，以加热来自氧化剂输送系统(如压缩机1350)的输入的含氧化剂流体F160，之后将加热后的含氧化剂流体F435输送至燃烧器4000。

进一步参照图4，可在混合器6180中将来自回热装置6800和蒸发器6600的两股冷却的膨胀流体合并，并流经节热器6500，以进一步从所述合并的部分冷却的流体中回收热，并加热含稀释剂的流体(例如热水)。节热器6500从重新合并的膨胀流体中回收热来加热含稀释剂的流体。优选使离开节热器的加热后的稀释剂流经过分流器6350，以在蒸发器6600和其它应用之间分配稀释剂流。

由分流器6350转向的稀释剂流优选经过另一分流器6351，以使部分稀释剂流与回热装置6800上游的含氧化剂流体混合。如本实施方案所示，经过分流器6351后的另一部分稀释剂流被输送至燃烧器4000。

进一步参照图4和图33，该液态含稀释剂流体也可与其它用于对离开最终压缩段的含氧化剂流体进行后置冷却(after-cool)的含稀释剂流体混合，并且使该合并的含稀释剂流体进入增湿器或“饱和器”。该增湿器或饱和器可以是填充层接触器。使用者优选配置直接接触器来将可汽化的稀释剂分布入压缩的含氧化剂流体。例如将水喷射通过流线型的直接接触器。这样可降低所需体积及经过所述增湿器的压降。

参照图33，在上述回热式VAST循环的实施方案的改进方案中，可使用第二节热器6510来从回热装置6800下游的第二膨胀流体回收热量，并加热输送至增湿器或饱和器的液态稀释剂。

在某些实施方案中，使用者配置直接接触器来将热稀释剂输送入输入回热装置的压缩的含氧化剂流体中，以帮助从所述涡轮膨胀机下游的膨胀流体中回收热量。使用者优选将液态稀释剂输送入压缩的流体中，以增加所述压缩流体的比热，从而提高表面热传递，并降低所述回热装置的尺寸和成本。

预热器

在某些实施方案中，使用者可利用预热器7100来将热稀释剂(例如水)从低温预热至适当的温度，并在将由再压缩机5300加热的冷却的膨胀流体(或“烟道气”)排放到环境条件之前，从其中回收热量。(参见，例如图02、图03和图04)。在某些配置中，预热器的作用可能相对较小，且使用者可构建不含预热器的VAST-W、VAST-WS和VAST-WSR循环。

在改进的配置中，使用者优选使回收的稀释剂中的一部分通过预热器7100。他们优选将某些或所有平衡的回收热稀释剂输送至要求或需要低温流体的系统部分，来冷却流体或设备并提高效率。(参见，例如图02、图03和图04，其中使所述流体的F270部分流至氧化剂输送系统以冷却所述压缩的氧化剂流)。

例如，使用者优选使部分冷却流体流至喷雾加料装置(spray entrainer)进入所述压缩机，或低压和高压压缩机之间的喷雾中间冷却器和/或冷却压力容器。在某些配置中，与使全部的热稀释剂经过预热器来加热，使部分流体经过预热器产生更高的热经济学效益。因此，使用者优选向节热器6500提供低温热稀释剂F248，而不用F270对所述压缩机进行中间冷却，从而提高循环效率。

在其它配置中，使用者优选在某些配置中用节热器替代加热或动力系统中的所述回热装置。这些配置中优选包括再压缩机。这些措施之一或两者可大幅降低离开所述膨胀机的膨胀流体的温度。这些措施非常明显地降低了所述热回收设备的操作温度和相关成本。在某些配置中，使用者优选包括蒸发器和过热器。

一种或多种这些措施明显提高了供热和发电系统的热力学效率。例如，在常规小型涡轮机中，经常配备回热装置来将约80kW-约100kW功率下的系统效率由简单循环的约23％提升至回热式小型涡轮机的约30-31％。假设发电机、动力转化装置和轴承的联合效率为80％，则VAST循环可将效率提高至约3％或约10％到约33％。

类似地，借助改进的功率电子学，所述VAST-W节热器和VAST-WS蒸汽循环使系统的效率提高约3-4％，或使效率提高约10％。其假设发电机的效率为约98％，变频功率转换电子学效率为约95％，且轴承和其它组件的效率为约93％-95％。例如，这些情况下，对约100kW的VAST节热器和VAST蒸汽循环可得到约32.5％-35.7％的效率(LHV)。

这些效率下涡轮机入口温度显著升高。例如，对仅具有节热器的100kW的VAST小型涡轮机系统，预计在950℃的效率为约32.5％，而效率随着涡轮机入口温度升高而升高，在1000℃为约33.8％，在1200℃为约36.1％，在1200℃为约36.9％。

类似地，这些热回收方法的配置降低了热力学系统的成本。例如，在小型涡轮机系统中，例如在约200kW或更小的时候，所述单独的回热装置的成本通常约等于或高于压缩机和涡轮机组合。此外，高温回热装置占用了大部分的修理和维护费用(据报道，在某些系统中为约80％)。通过用蒸发器替代所述回热装置，采用更高的压力和膨胀，使用者使小型涡轮机动力系统的成本降低了约20-25％。

这种提高效率和降低成本的组合明显改善了每提供一个和多个以下的冷凝器并实现相应的参数和效益的资本成本。

膨胀的冷却的流体F460优选与冷的热稀释剂反向流过冷凝器。可以回收冷凝的含稀释剂流体和用于冷却的液态含稀释剂流体，以及来自冷却的膨胀流体的冷凝的含稀释剂流体。

参照图34，优选选择逆流配置的表面热交换器7400。这样获得了冷凝流体温度和压力较低的有点，同时获得较高的回收冷却剂和稀释剂温度。除对所述稀释剂进行冷凝外，优选将该表面热交换器设置为从所述输入的膨胀流体回收一些热量。因此，部分热量被回收到冷却剂流中。优选使用稀释剂作为所述冷却剂流。例如，高纯水。在改进的实施方案中，使用者可提供错流或并流配置。

将冷凝的稀释剂从冷凝器中的膨胀的冷却流体的低压用泵加压到所需的返回压力。可添加气压计腿，并将泵放置在所述腿的底部以减少或避免气穴现象。

来自所述冷凝器的冷凝物的最热部分优选再循环至热量和质量传递系统，其流量约等于膨胀机出口上游的输送的含稀释剂流体的量，并从热交换器送往各种使用者热应用。这些温热的稀释剂经处理后被送回至压缩机1300、燃烧器4000和膨胀机5100，根据所需再次通过一个或多个热交换器回收热量。从表面热交换器7400的最冷的部分收集足够的温稀释剂或冷却剂流体，并围绕所述冷却循环进行循环。

在某些实施方案中，用氧气或富氧空气进行燃烧消除了部分或几乎全部氮气和其它不可压缩的气态热稀释剂。类似地，在某些实施方案中减少或除去空气中的氮气或其它稀释剂减少了从冷却的膨胀流体中分离出燃烧形成的二氧化碳的能量、设备和成本。

参照图35，在某些实施方案中使用者优选使用分布式直接接触冷凝器7500。这样降低了接近时膨胀流体与冷却剂之间的温差，并将所述膨胀流体冷却至更低的温度。与使用常规的热交换器相比，这两种措施均能提高所述动力循环的热效率。预计，使用直接接触式冷凝器能降低稀释剂回收的成本，因而提高所述动力循环的热经济学。

特别参照图83，如所述’191专利申请中所教导的，使用者更优选使用直接接触器来形成所述直接接触式冷凝器。这降低了通过所述冷凝器的膨胀流体的压降。图83所示的’191专利申请的垂直逆流配置还能回收热的稀释剂，该稀释剂的温度最高可达输入的膨胀流体流的饱和温度。

这些冷却方法冷凝了所述膨胀的和冷却的高能流体中的大部分蒸汽和水蒸汽。这使所述冷凝的膨胀流体中残留了氮气和二氧化碳以及少部分的氧气和水蒸汽。对，通过基本去除燃烧中的几乎所有过量空气，随后冷凝和去除形成的和注入的水，这些实施方案能使冷却排放气中的二氧化碳浓度为所有不使用富氧空气或氧气来进行燃烧的常规技术中最高(参见，例如表3)。

表3残余的氧气和二氧化碳vs入口空气
					入口空气	排放的不可压缩的残余气体的浓度-干燥
％化学计量	O2	CO2	O2	CO2
					mol％(vol％)	mol％	mol％	mol％
	334％	15.00％	4.26％	16.39％					6.40％
300％					14.31％	4.74％	15.61％	7.11％
	250％	12.94％	5.70％	14.07％					8.52％
200％					10.87％	7.15％	11.75％	10.64％
	150％	7.34％	9.63％	7.87％					14.20％
110％					2.04％	13.34％	2.16％	19.42％
	105％	1.07％	14.02％	1.13％					20.36％
100％					0％	14.77％	0％	21.40％

例如，用氧化剂为110％化学计量的含氧化剂流体(例如压缩空气中的氧气)使柴油机燃料燃烧，在所述冷凝的膨胀流体中所得二氧化碳(CO2)占不可压缩气体的约13.34％体积比(或19.42％质量比，排除水蒸汽的干基，假设Diesel#2可由C12H26-表示)。与之相对的是，用334％化学剂量的输入空气进行贫燃烧，二氧化碳的含量为4.26％体积比(6.40％质量比)，其中以干基计算氧气占残余不可压缩气体的15％体积比(约16.39％质量比)。

在某些实施方案中，使用者随后压缩和分离残余的二氧化碳。与常规方法相比，所述冷却的膨胀流体中的二氧化碳浓度较高，明显降低了分离出所述二氧化碳的能量消耗和成本。例如，在约110％化学计量的空气中燃烧Diesel#2，使用者得到的一氧化碳的质量百分比浓度为通过常规贫燃烧系统使用334％化学计量的空气燃烧所得浓度的303％。因而，在回收这一高浓度的二氧化碳时，使用者所用的泵送功率约降低67％。

优选使用过滤和吸附方法来除去冷却的膨胀流体中的掺杂物。某些实施方案采用压缩和冷凝来分离和回收二氧化碳。其它实施方案采用变压吸附或真空变压吸附，这些吸附使用对二氧化碳优选配置的吸附材料和方法。某些应用采用使用胺或其它吸附材料的化学吸附方法。其它实施方案使用物理、电化学或传导性膜分离方法来回收二氧化碳。

热水—区域供暖

除轴功率和/或电力之外，在某些实施方案中，使用者优选配置设备来提供热的热稀释剂、热稀释剂蒸汽和/或过热的热稀释剂蒸汽。参照图28，可在节热器中和/或通过蒸汽发生系统产生例如热水和/或低或高压蒸汽。类似地参照图34，在表面冷凝器中，在冷凝来自膨胀流体的液态含稀释剂流体的过程中可产生热水。其可输送热水或“区域供暖”应用。例如，计划在80℃提供而在40℃返回。类似地，如图35和图36中所示，可通过直接接触式冷凝器来回收温或热水。在将所述物流送往一个或多个节热器、氧化剂输送系统和区域供暖或其它热应用之前，使用者可根据所需的从高能流体回收热量的程度选择表面或直接接触式冷凝器。

参照图28，使用者优选配置和/或控制流向表面冷凝器、预热器、节热器、蒸发器和/或过热器中的一个或多个或从其旁路通过的热稀释剂的比例，以根据需要或热应用或冷却流的特定要求来调节所述流动和温度。参照图45(也参见图46)，通过这类措施，使用者可在大范围内调整低温热量“Q”对净功率的比值及蒸汽对净功率的比值。

进一步参照图45，对相同的蒸汽热流Q蒸汽，与现有技术的STIG循环相比VAST蒸汽循环提供大体更高的总热Q对净功率的比值。例如，对于蒸汽/功率比值为约0-1.0时，与STIG循环为约0.6-0.4比较，VAST的热/功率比值为约1.1-1.3。在约工作在1000℃的5MW的工业蒸汽涡轮机上对这些结果进行模拟。此时，模拟STIG循环来产生最大可能的蒸汽，相应地调整压缩机的最大流量。假定VAST蒸汽循环在相对空气/燃料比例λ为1.05的条件下运行。这些较高的热/功率比值明显更接近大部分商业和轻工业应用的需求。

当需要或要求区域供暖时，使用者根据同时需要的蒸汽量可选择VAST水或VAST蒸汽循环两者之一。在某些配置中，使用者优选配置预热器和节热器中的一个或多个，并/或使相关流通过这些组件以调节输送至区域供暖的热水的温度和量(参见，例如图28、图36和/或图45)。

在使用热水的区域供暖应用中，所述热水冷却后优选返回所述能量转换系统。通常，在区域供暖系统中回损失部分的水。在某些实施方案中，使用者从膨胀流体中回收过量的水并用其作为区域供暖的补充水。这避免了提供补充水的成本。在某些改进的实施方案中，可使用再生热交换器来从返回的流体中回收残余的热量，从而回收热量并向所述VAST循环例如稀释剂的加热提供热量。

用于其它应用的蒸汽

当需要或要求低压蒸汽时，使用者优选使用VAST蒸汽循环。借助VAST蒸汽循环，在某些实施方案中，使用者优选配置预热器、节热器和蒸发器中的一个或多个，和/或这些组件中相关的流以调节受热生产的低压蒸汽的数量和温度和/或输送至区域供暖的热水的数量。(参见，例如图28和图45)。

制冷设备

当需要或要求高压蒸汽时，使用者优选使用VAST蒸汽循环。借助VAST蒸汽循环，使用者优选配置预热器7100、节热器6500和蒸发器6600和过热器6700中的一个或多个，和/或通过这些组件的相关物流，以根据需要或配置来调节输送的高压蒸汽的量和温度。在某些配置中，他们也对系统进行配置以根据需要或要求提供热水和/或低压蒸汽。(参见，例如图28和图45)。

在某些配置中，使用者配置了冷藏系统。例如冷水罐，储冰装置和/或冷石储藏装置。使用者优选在非峰值期间运行所述冷冻设备来冷却冷却剂流体，并用其冷却所述冷藏系统。例如，冷水、冷空气或制冷剂。

当对制冷服务和/或机械能及电能的需求波动很大时，使用者改造VAST循环配置来优选配有根据需要从冷藏系统中提取并输送制冷服务的装置。在某些配置中，使用者优选使用所述冷藏系统冷却输入的含氧化剂流体。这帮助提高输入空气的密度和压缩机的容量，尤其是在炎热的日子。

功率提高

使用者优选提供稀释剂在膨胀机之前冷却燃烧过程和/或所述燃烧机中的高能流体。通过这种方式，他们提高了可燃烧的燃料和氧化剂的量，以及系统的功率容量。如此操作过程中，优选保持所述高能气体的温度。

与常规的现有技术的使用过量空气作为热稀释剂的贫燃烧系统比较，VAST循环在保持温度的同时改变或提高功率的能力具有特别的优点。在那些系统中，燃烧额外的燃料提高了高能气体离开燃烧器时的温度，因而增加了对涡轮机叶片和其它热工段组件的破坏速度。借助VAST循环，使用者优选独立于燃料流量和功率水平来控制所述温度。

在某些条件下，使用者优选提高燃烧器出口的高能流体的温度，以增加涡轮机的发电能力和/或涡轮机效率。例如，在紧急用电的条件下。通过`191专利申请和所述三流体专利申请中所述的改进的温度控制方法，使用者优选精确控制所述出口温度和这类温度上升的时间长度。相对涡轮机叶片的老化速度仔细监测这些参数。

在某些配置中，在给定VAST循环的柔性的条件下，使用者优选调节输送至涡轮机叶片的冷却物流和冷却剂、蒸汽温度和/或水冷却剂物流，以在所述高能流体的温度上升时改善叶片的冷却。与常规相关技术相比，这对涡轮机叶片的冷却更好，降低了高温操作的破坏速度。因而，减少了叶片更换的频率，并改善了系统寿命循环成本。

流动控制

在某些配置中，使用者优选提供驱动器和控制器来调节预热器、节热器、蒸发器、分流阀的流量，从而根据需要或要求调节这些物流。使用者优选配置动态驱动器、控制器和传感器，来根据时间应用的需要或过程变化等等动态地控制热水、低压蒸汽、高压蒸汽和功率的相关部分，例如这些可使用电、水力、风力或机械驱动器。

在某些实施方案中，使用者通过从膨胀流体回收热量配置多股循环的热稀释剂流并将其加热至多种温度。例如，使用者优选提供冷水来冷却液态燃料输送系统以阻止结焦。作为补充，使用者向燃烧器提供热水和/或蒸汽以控制燃烧过程的温度分布，从而在氧化大部分一氧化碳和其它可燃组分的同时抑制NOx排放，并达到所需的涡轮机入口温度。使用者优选输送细小的热水滴和/或蒸汽，以帮助扩展燃烧稳定性的限制。使用者优选输送液态稀释剂，从而大部分在燃烧开始后汽化。

对需要空调或制冷的应用，在某些配置中，使用者优选配置吸收冷却设备，并设置VAST循环设备和/或相关的流速，以向该吸收冷却设备提供所需的温度和物流。例如用于空调和制冷。可选择地，使用者提供机械压缩/扩张空调来替代或辅助吸收式空调。

在其它应用中，使用者通过适当配置VAST循环同时提供了电能或机械能、热能以及空调装置。

这类联合的动力和冷却配置在热经济学和环境方面大大优于常规的相关技术。

在某些实施方案中，使用者借助VAST蒸汽循环(VAST-WS)和/或VAST节热器循环(VAST-W)产生过量的水(或实现净正水平衡)。(参见，例如图44)。即，燃料中的氢在燃烧过程中形成水。优选冷凝和回收一部分这些额外的水，以实现净正水平衡(net positive water balance)。

例如，对50MW的工业空气衍生(aeroderivative)例子，通过VAST蒸汽循环，在约105％化学计量的空气流的条件下，对于计算得到的所有从约10到约50的空气压缩机压力比β，使用者能获得净正的水平衡。在没有空气冷却的条件下，对VAST蒸汽循环也可获得类似的净正的水平衡。根据燃料的类型、空气压缩机比例β，以及相对湿度的环境参数和外界冷却流体的温度(例如从约7℃的深海海水到约45℃或更高温度的热的沙漠空气)，这些物流的量为燃料流量的约0.5到约1.5倍。

配置所述VAST蒸汽循环来提高内部收益率，同时将所述过量的水作为蒸汽来源，使得配置中冷凝和回收的可售水量为某些没有水出售的配置中的水量的约两倍。

类似地，在该例子中，使用约105％化学计量的空气流，在空气压缩机压力比为约28或更高的条件下，使用者可对VAST节热器循环获得净水平衡。

相对而言，所有的现有技术的湿循环模式的均需要大量的补充水。这些补充水的流速约为燃料流速的约4到9倍。与现有循环技术CC2L、STIG、RWI、HAT和HAWIT所需的补充水(负的水平衡)相比，VAST循环产生的过量水(净正的水平衡)具有更大的环境和热经济学优点。

这类VAST循环动力系统可配置空气冷却系统。因此，其可放置在任何地方，且除最初需要足够的水来启动系统直到获得正的水平衡外，不需要任何的外界水供应。

在VAST循环获得净正的水平衡(过量水)的同时，输入的含氧化剂、燃料和热稀释剂中的大部分微粒和掺杂物在所述冷凝器中与所述热稀释剂一起冷凝。这些组分在所述过量的冷凝热稀释剂中的浓度类似或低于这些掺杂物在输入燃料中的浓度。这些从燃烧器流入膨胀机的掺杂物量约相当于所述燃料和氧化剂流中输入的量，加上与所述热稀释剂(如水)一同再循环的掺杂物的量。

当这些混合流体中的掺杂物低于所述膨胀机在指定温度下的要求时，使用者优选通过将这些掺杂物从所形成的过量的热稀释剂系统中排出来控制这些掺杂物的累积。例如，通过排出过量的水。在这类配置中，通过替换几乎所有的常规现有技术所需的水处理设备使系统成本大幅降低。

配置有储水装置，其用于储存过量的回收水或来自外界的补充水，以用于VAST循环来帮助在开始或获得回收水或其它供应水之前用水来启动。在改进的实施方案中，使用气泡系统(bladder system)来提供比其它系统更高的压力容积。

使用一个或多个送料泵来在预定条件下供应水来填充所述VAST循环组件或提升总管(header)压力。

优选通过加入热稀释剂来控制燃烧流体和/或离开燃烧器的高能气体的温度分布。优选将其泵送入热系统中作为液态稀释剂。优选将液态和/或汽化的或过热的热稀释剂输送通过一个或多个本文所述的分布式接触器。优选采用本实施方案来形成水/燃料和空气/燃料的空间分布，该分布远比常规技术均匀。这导致空间温度差异明显降低。

在某些配置中，在火焰下游，在燃烧器4000周围、内部和沿着该燃烧器配置额外的喷嘴，以提高水或蒸汽的输送。

使用者优选控制输送至燃料的热稀释剂的比例，以控制所得反应混合物或高能流体的温度。优选估计任何过量的氧化剂和/或气态热稀释剂或其它反应物，以及每一能改变反应温度或高能流体温度的流体的温度、压力和热容。

例如，表4显示了各种水/燃料比例下使用水作为热稀释剂所得的典型温度，运行条件为燃烧以约350K(约77℃或171°F)提供的#2Diesel燃料，压缩空气的量为110％化学剂量，其压力比为约10(例如10巴)，温度约为788K(约515℃或约959°F)，输入空气的相对湿度为约60％。在约300K的外界条件(约27℃或81°F)下提供输入水。

表4通过水/燃料比控制反应混合物的温度
					350K的Diesel燃料(C12H26)、10巴的110％化学剂量的空气、788K的环境ISO条件、300K的水
水/燃料(质量/质量)	水/燃料(mol/mol)	温度K	温度℃	温度°F
					0	0.176	2,230	1,957	3,555
1	1.658	2,102	1,829	3,323
					1.5	2.588	1,993	1,719	3,127
2	3.168	1,884	1,611	2,931
					2.67	4.428	1,752	1,479	2,695
3	4.975	1,692	1,419	2,586
					4	6.633	1,524	1,251	2,284
5	8.292	1,367	1,094	2,001
					6	9.95	1,236	963	1,765
7	11.61	1,119	846	1,555

例如，在约110％过量空气时，优选提供质量比约7∶1的水/Diesel#2燃料，以将温度控制在约846℃。类似地，优选提供质量比约2∶1的水/燃料来将出口温度控制在约1,611℃。该7∶1到2∶1的范围覆盖了多数商业燃气轮机的涡轮机入口温度范围(即，叶片无冷却的燃气轮机的约900℃到计划的H类技术(projected H class technology)的1,525℃)

在另一实施例中，优选在约110％过量空气的条件下提供约1.5∶1的水/Diesel#2燃料比，以使高能流体的温度为约1720℃。这类似于高温实验型陶瓷涡轮机采用的涡轮机入口温度。约1∶1的水/Diesel#2燃料比例获得约1829℃的高能流体温度。

使用通常可知的热化学反应或计算流体力学程序，可很容易地计算出其它温度、其它过量氧化剂或过量气态稀释剂的比例、不同入口条件或热回收条件、或天然气或其它燃料条件下的类似的水/燃料比例。

借助本发明的实施方案或在前述应用中，输送热稀释剂来将离开燃烧器的高能流体的温度控制在低于约2,073K(约1,800℃或约3,272°F)。将所述温度控制在高于冷却的流体稀释剂的温度(例如对水为约1℃或约34°F)。

在许多配置中，优选热稀释剂的质量流量高于燃料的质量流量。例如提供水/Diesel#2为约2∶1到约7∶1的水/燃料比例来将高能流体的温度控制在约1,611℃到约846℃范围。这覆盖了多数商业燃气轮机优选设计的涡轮机入口温度范围。

在不引起火焰熄灭或导致高CO排放或燃烧器中的压力摆动过大的前提下，常规技术所能输送的水量是有限的。例如，通过水/燃料的质量比小于约1.1∶1。在优选实施方案中，优选使用至少约1.5∶1的水/燃料质量比。

通过将热稀释剂注入燃烧系统4000并减少过量空气，VAST循环的热力学模型显示当高能流体膨胀和冷却时，甚至当膨胀至低于大气压时，蒸汽的浓度不能满足热稀释剂(蒸汽)在燃气轮机中冷凝。这使膨胀流体中的冷凝物造成的涡轮机叶片的腐蚀极小。相对而言，使用热回收蒸汽发生器使蒸汽通过冷凝涡轮机正常膨胀来回收热量，会在涡轮机中产生使叶片严重腐蚀的冷凝的稀释剂或水，特别是在较高膨胀率和较低压力的条件下。

在某些实施方案中，优选使用接近室温的冷却剂流体来冷却膨胀的涡轮机排放气。通过所提供的外界冷水或空气热交换器对所述冷却剂流体进行冷却。

冷却热的组件

能量转换系统通常具有需要冷却的组件，其通常采用空冷因而导致热量损失。在某些配置中，优选使用稀释剂冷却流来冷却这类组件并回收这些低级到中级热量。优选根据对损伤的热灵敏度和冷却需求对组件进行排序。优选根据生命周期效益和/或损伤的冷却流进行排序。在某些配置中，优选根据热灵敏度和经济效益的顺序对组件进行冷却。

参照图22，一种VAST循环如图3所示的VAST-WS循环可配置为对发热组件进行冷却。类似地，可对被诸如高能流体或压缩的含氧化剂流体加热的组件进行冷却。根据这些冷却需求的需要，优选提供一个或多个分流阀或选择性地向热量和质量传递系统6000供应冷稀释剂、温稀释剂、温热稀释剂、稀释剂蒸汽或过热的稀释剂蒸汽中的一种或多种。例如，这些物流可以是能获得的冷、温或热水，饱和蒸汽和/或过热蒸汽。优选将热的稀释剂用于内部的或外部的热应用。

例如，可将分流阀6450置于稀释剂处理系统(DTS)2010与低温热源之间。这通常是发热的热敏电子组件和某些电组件，如电磁转换器、变压器、变频器、电子驱动器、电子控制器。

例如功率转换电子组件对冷却温度非常敏感，这使得所述电子连接器件的温度升至高于所需或要求的值。通过冷却流和散热器将所述温度控制在低于100℃或类似给定的温度。高温使可靠性迅速降低、导致失灵、降低有效性并增加更换成本。然而，使用比所需的冷却更冷的水对电子器件的进一步效果并不如减少对其它组件应用冷水的效果显著。

优选在节热器的最冷部分、预热器、输入空气的直接接触式喷雾过滤/冷却装置、压缩机喷雾装置中的直接接触式夹带冷却、直接接触式喷雾中间冷却、和/或压缩机之间的表面冷却之中的一个或多个中使用最冷的热稀释剂(例如水或致冷剂)。

优选评估相对效益，并根据效益的顺序和比例在这些应用之间分配所述更冷的热稀释剂。

可将温的热稀释剂(如水)输送至需要或受益于冷却，但温度要求并不严格的中温热源。例如，通过冷却热转换电子组件而被加热至接近90℃到95℃的水随后优选用于冷却发电机和压力容器。

类似地，可在低温热源和中温热源之间配置分流阀6460来根据所需将热水送往诸如局部供暖的热水应用。类似地，另一分流器6470可配置来根据所需将这类热水送往燃烧器4000。这些中温热源通常是发热电子组件，例如发电机、马达、轴承、泵和机械驱动器。

这些中温热源可划分为较低温的组件，如使用润滑剂的轴承、齿轮系和变速驱动器(注意，现有的润滑剂可在500°F下工作)。压力容器是受热的组件，其优选控制在500°F以下。类似地，马达和发电机受到绝缘涂层的温度和焊接材料的溶解温度的限制。

随后可将热的稀释剂送往高温热源以冷却相关的组件。例如，所述燃烧系统和膨胀系统中的热通路。这些可包括燃烧室衬管、平衡或转换区、涡轮机翼片(vane)、涡轮机叶片、涡轮机连接器和一级或多级的涡轮机轮盖中的一个或多个。分流阀6480可配置在中温热源和高温热源之间，用于向对应的高温用途(或蒸汽用途)输送热的或汽化的稀释剂(例如蒸汽)。

类似地，分流阀6490可配置在高温热源与燃烧器之间，用于向过热稀释剂应用或蒸汽应用输送过热的稀释剂。优选将剩余的高温或过热稀释剂送往所述燃烧器。此时，优选将其与燃烧区上游的氧化剂、稀释剂和/或燃料流体混合。在某些环境中，优选提供更高流量的稀释剂或更冷的稀释剂使得能够避免所述稀释剂的汽化或过热。例如使用加压的水。

这些方法有效地回收了较低级的热量并将其再循环至所述高能流体。这种热循环的方法减少了现有技术中使用过量氧化剂流体冷却热工段组件，以及通过这样来冷却高能流体和放宽循环效率的问题。

燃烧器配置

根据一种或多种所需措施，在所选能量转换系统中提供和设置燃烧器，以控制燃烧和稀释剂输送过程。在某些实施方案中，可使用能操作用来输送稀释剂并将稀释剂与含氧化剂流体混合的燃烧器，其优选包括至少部分液态稀释剂。例如，可使用Ginter的美国专利3651641、5617719、5743080和6289666中教导的燃烧器。

输送至这些燃烧器的流体优选为可控制的，以在开始燃烧和稳定燃烧运行之前保持易燃混合物。

使用者优选配置能在开始燃烧后可操作地输送更多的稀释剂的燃烧器。具有这种能力的燃烧器能输送超过多数相关技术中常见的稀释剂饱和限制的稀释剂，因此替代大部分的含氧化剂流体。例如，循环中可使用诸如Ginter教导的燃烧器，其克服了诸如STIG、HAT(或“EvGT”)、HAWIT、RWI和联合循环中采用的汽化水循环中常见的空气饱和限制。

更优选选择可操作来控制稀释剂在所述燃烧器中的空间输送的燃烧器，从而控制燃烧开始前汽化的稀释剂量，以维持易燃混合物和燃烧器中的稳定燃烧。相应地，所述稀释剂输送优选可控制来在燃烧开始后汽化更多的稀释剂。例如，优选使用三流体专利申请中教导的VAST燃烧器。在某些配置中，这些VAST燃烧器使得可比常规燃烧稳定性限度输送更多的液态稀释剂到燃烧段的上游。这些燃烧器优选配置有流体输送和混合的横向空间控制。这使得对流体组分和燃烧过程的控制更强，从而能在更接近化学计量运行的条件下实现稳定运行。

优选所述燃烧器也能可操作地输送汽化的或气态的稀释剂。例如，优选使用三流体专利申请中教导的具有这种能力的燃烧器。这些燃烧器优选能够输送汽化的稀释剂和液态稀释剂。例如蒸汽和热的(或冷的)水。这使得比现有技术的循环中的稀释剂汽化容量能输送更多的稀释剂，并赋予从膨胀流体中回收和再循环更多热量的能力。例如，三流体专利申请中教导的VAST燃烧器可配置为输送的总稀释剂量为汽化稀释剂量的2-4倍。例如，如蒸汽和常规或加热的水。这超过了STIG循环中能输送到燃烧器的蒸汽量。

优选将最大量的能从热回收系统6000回收的、且没有用于其它应用的汽化稀释剂输送至燃烧器4000。更优选使用能够维持易燃混合物的、更少的氧化剂和更多的稀释剂来运行燃烧器，所述易燃混合物是在流体输送条件下预先混合的含燃料流体、含氧化剂流体和含稀释剂流体，即其替代更多的气态不可压缩稀释剂，例如含氧化剂流体或用作稀释剂的空气。

应当说明，本发明给出的图中，所述燃烧器以热力学“黑箱”的形式显示，其可操作地输送混合的和易燃的含燃料流体、含氧流体和含稀释剂流体。这些示意图不意于显示稀释剂和燃料输送的顺序或位置。更具体的试剂流体空间输送可参见三流体专利申请、’191专利申请和Ginter的一个或多个专利。

更优选使用可操作地控制流体的横向空间分布的VAST三流体燃烧器，例如补充的三流体专利申请中所教导的。优选将这种燃烧配置为在至少一个方向控制温度的横向分布。例如，在环状燃烧器的半径方向控制通过从连接器到涡轮机叶片和翼片尖端进行所述涡轮机的高能流体的温度分布或剖面。

优选使用如三流体专利申请中教导的可操作用来高精确地控制流体和流体比例的燃烧系统。这使得能够运行该燃烧器来可靠地输送峰值温度接近膨胀机的设计峰值温度的高能流体。

优选控制流体输送的横向分布，并将横向温度分布控制在接近设计的温度分布。这使得能在较高的平均温度下运行同时维持在空间温度设计的不确定度范围内。

如补充的三流体专利申请中所教导的，优选配置和控制所述燃烧器，使得在通过所述燃烧器出口的众多区域中的横向流体组分接近化学剂量燃烧。优选控制这种组分以替代含氧化剂的流体稀释剂，并将至少一种掺杂物控制在低于所需限度。例如，一氧化碳、残余的或部分反应的燃料组分，以及氮的氧化物。这使得能在满足污染排放限度的同时在接近化学计量的条件下运行。

具体循环

VAST水循环：VAST-W

所述热力学循环的实施方案可如图02所示进行配置(VAST-W)。

在该配置中，将部分可包括H2O的液态稀释剂F275直接注入燃烧器4000中。如图所示，可使用带有节热器6500的稀释剂热交换子系统6020(也参见图27)，用稀释剂流F429从来自膨胀机5100的膨胀流体F420中回收热量。在某些实施方案中，所述稀释剂可直接经分流阀6310和6320以及泵2200和7800来自稀释剂处理器2300。

可根据需要或要求添加或去除泵、分流阀和混合阀以得到所需结果。虽然显示为通过可变比例或分流阀来控制流量，但应当理解其它组件或组件的组合也可得到类似的结果。例如，通过使用一个或多个可控阀、泵和流量限制装置。

随着液态稀释剂被加入燃烧室4100中，生成了稀释剂蒸汽，且其与燃烧产物混合形成高能流体F405。在某些实施方案中，可使用膨胀机5100之后或下游的稀释剂热交换子系统6020中的节热器6500来回收这一过程中的热。

通过将直接来自膨胀机5300的膨胀流体F420的至少一部分送往稀释剂回收系统6010来回收所述膨胀流体F420中的稀释剂。其它实施方案可在将冷却的稀释剂F460输送至稀释剂回收系统6010之前，使该膨胀流体通过节热器6500。

在稀释剂回收系统6010中，对膨胀流体进行处理以回收所述稀释剂，且在某些实施方案中，将该稀释剂再循环回所述热力学循环。在某些实施方案中，所述稀释剂回收系统配置有表面冷凝器7400(如图34所示)。可应用冷却装置7600从用于在表面冷凝器7400中冷却膨胀流体的冷却流体中散出热量。可从表面冷凝器7400去除回收的稀释剂，并且如果需要将其再循环回系统F295。在某些实施方案中，这可以通过稀释剂处理系统2010。

另一实施方案中，图35的稀释剂回收系统6010可使用直接接触式冷凝器7500来从所述膨胀流体中分离所述稀释剂。在该配置中，所述冷却流体与所述膨胀流体直接接触，并且在去除所述稀释剂的过程中。随后将所述稀释剂和冷却流体回收入F240，并且在某些实施方案中，在重新用于直接接触式冷凝器7400之前用冷却装置7600冷却。

在稀释剂回收系统的实施方案中，所述加热后的冷却流体和回收的稀释剂可用于需要或要求热量的应用。可将该冷却和稀释剂流体分配给这些应用，并且如果需要，在某些实施方案中可返回以循环回所述系统中。如图36所示，在一实施方案中，将冷却和稀释剂流体用于区域供暖。

在某些实施方案中，可将从所述直接接触式冷凝器回收的所述稀释剂和冷却流体循环回系统F295。在某些实施方案中，这需经过稀释剂处理系统2010。

在该热力学循环的某些实施方案中，可应用图02中的再压缩机5300。借助该再压缩机，所述膨胀系统可具有更高的膨胀比，并且可从高能流体F405回收更多的功W580。然后可将膨胀流体与至少部分去除的稀释剂(膨胀流体)F460从稀释剂回收系统输送至再压缩机5300。随后，再压缩机5300使该流体的压力接近环境压力，从而使得可将其从系统排出。

VAST水和蒸汽循环：VAST-WS

如图03(VAST-WS)所示，VAST动力学循环的实施方案可配置为使用一个或多个热交换器从膨胀的高能流体中将热量回收至加热的液态稀释剂和稀释剂蒸汽。

在该配置中，优选将部分液态稀释剂和部分蒸汽稀释剂输送至燃烧器4000。(其可包括热水和蒸汽态的流体水)。如图29所示，可使用稀释剂热交换子系统6020，用来自膨胀机5100的膨胀流体F420对稀释剂进行加热，其中所述热交换器显示为节热器6500、蒸发器6600、过热器6700。所述稀释剂显示为由稀释剂处理系统2300提供，而来自膨胀机的膨胀流体显示为在热回收后输送至稀释剂回收系统6010。

随着稀释剂被加入燃烧室4100中，生成了稀释剂蒸汽，且其与燃烧产物混合形成高能流体F405。一旦该高能流体在膨胀机5100中膨胀，可将所产生的热膨胀流体F420输送至热交换器阵列或稀释剂热交换子系统6020，以加热进入燃烧系统4000的稀释剂。

图29中，优选使最热的膨胀流体通过热交换器6700，其接收接近沸点的热的稀释剂蒸汽F251，并在其输送至燃烧系统4100之前使其过热。在某些实施方案中，热交换器6600可接收热的液态稀释剂，并用热的膨胀流体使其沸腾，由来自过热器热交换器6700之前的上游的膨胀流体，或在某些实施方案中来自膨胀机5100的膨胀流体产生蒸汽。

可在沸腾热交换器6600将液态稀释剂加热至更高的温度之前应用节热器。

如图28和图29所示，VAST循环可配置为在热交换器阵列之前和之后可操作地提取热稀释剂以用于其它热或冷却应用。在某些实施方案中，可如所示在热交换器之间提取热的稀释剂。

在某些实施方案中可使用这种热的稀释剂，当至少部分所述稀释剂被引入燃烧系统4000或所述热力学循环的其它区域。

可将来自节热器6500的膨胀流体输送至稀释剂回收系统(DRS)6010。在稀释剂回收系统6010中，对该膨胀流体进行处理回收所述稀释剂，且在某些实施方案中，将该稀释剂循环回所述热力学循环。在某些实施方案中，如图34所述稀释剂回收系统可配置有表面冷凝器7400。可应用冷却装置7600从用于在表面冷凝器7400中冷却所述膨胀流体的冷却流体中散出热量。可从表面冷凝器7400去除回收的稀释剂，并且如果需要将其再循环回系统F295。在某些实施方案中，这可以通过稀释剂处理系统2010。

另一实施方案中，图35的稀释剂回收系统6010可使用直接接触式冷凝器7500来从所述膨胀流体中分离所述稀释剂。在该配置中，所述冷却流体与所述膨胀流体直接接触，并且在去除所述稀释剂的过程中。随后将所述稀释剂和冷却流体回收入F240，并且在某些实施方案中，在重新用于直接接触式冷凝器7400之前用冷却装置7600冷却。

在所述稀释剂回收系统的实施方案中，所述加热后的冷却流体和回收的稀释剂可用于需要或要求热量的应用。可将该冷却和稀释剂流体分配给这些应用，并且如果需要，在某些实施方案中可返回以再循环回系统中。如图36所示，在一实施方案中，将冷却和稀释剂流体用于区域供暖。

在某些实施方案中，可将从所述直接接触式冷凝器回收的所述稀释剂和冷却流体再循环回系统F295。在某些实施方案中，这需经过稀释剂处理系统2010。

在该热力学循环的某些实施方案中，可应用图02中的再压缩机5300。借助该再压缩机，膨胀系统可具有更高的膨胀比，并且可从高能流体F405回收更多的功W580。然后可将膨胀流体与至少部分去除的稀释剂(膨胀的流通)F460从所述稀释剂回收系统输送至再压缩机5300。随后，再压缩机5300将该流体的压力提升至接近环境压力，从而使得可将其排出系统。

该VAST蒸汽循环(VAST-WS)的某些优点显示在例如图38中，工作在1300℃的50MW的空气衍生的工业涡轮机。假设燃料和用电价格为美国能源部(US Department of Energy)在2000年公布的美国平均工业用气和用电价格。对所有循环应用相同的设备组件成本方程，其为Traverso和Massardo在2003开发出来的(提交出版在International Gas TurbineInstitute Turbo 2004)。(这些类似于Traverso，2002的比较分析，有某些调整。)

需要注意的是，与常规现有技术的循环相比，所述VAST蒸汽循环具有相当的效率，但基本资本成本大幅降低。在该例子中，在这些条件和约20-30的压力比下，在基础负载及8,000工时/年时所述VAST蒸汽循环的内部收益率(IRR)约为24％，而在部分负载(-50％)及4,000工时/年时IRR约为12％(在低压和高压压缩机之间有一个喷雾中间冷却器)。

在这些条件下，对基础负载和50％负载，相比现有技术的STIG循环，该VAST蒸汽循环例子的内部收益率(IRR％)提高了2-4个百分(即IRR％约高20％-40％)。类似地，相比之下，在类似年工时4000-8000小时的50MW涡轮机上进行现有技术的双压力水平联合循环(CC2L)只能获得2％-4％的内部收益率，而VAST蒸汽循环为12％-24％。

所述VAST蒸汽循环相比RWI、HAWIT和HAT循环具有类似的优点。(参见，例如图38)。

具有蒸汽叶片冷却的VAST蒸汽循环(无空气冷却)

使用所述VAST蒸汽循环，优选设置热稀释剂蒸汽或过热的热稀释剂蒸汽的流量和/或温度。优选将这些物流中的一股用作膨胀机热工段的冷却剂。例如，一个或多个涡轮机翼片、叶片和护罩。与使用压缩空气作为膨胀机热工段冷却剂相比，这大幅提高了系统的效率。这也降低了系统成本，并改善了系统的热经济学(参见，例如图49)。

例如，运行VAST蒸汽循环的50MW工业空气-衍生的燃气轮机，蒸汽冷却替代空气冷却，能够使热效率由约51.3％提高到约53.3％。这假设在冷却膨胀机的热工段后(例如涡轮机叶片和翼片)，将该受热的蒸汽返回所述膨胀机上游的燃烧器。

在改进的配置中，用蒸汽来冷却热工段组件(例如叶片)，并随后将其输送至涡轮机内的高能流体流中。在这些相关计算中，这种组合会将效率提高到51.3％-53.3％。

在VAST循环中，假定用于涡轮机叶片冷却的过量空气用量约为在110％化学计量条件下用于燃烧的空气流量的18％。因此，消除所述过量的压缩空气可将VAST循环中的压缩机尺寸降低约15％。

在这些相关计算中，在空气压缩压力比约20-30的条件下，在该VAST循环中用蒸汽冷却替代空气冷却，降低了设备成本，并使内部收益率提高约2％，从约12％IRR提高至约14％IRR。

带有回热循环的VAST水和蒸汽循环：VAST-WSR

可如图4所示(VAST-WSR)配置热力学循环的实施方案。这是采用VAST-WS循环来用含氧化剂流体回收热的实施方案。

如图32所示，在该配置中稀释剂热交换子系统6020包括气-气热交换器或回热装置6800和填充层增湿器7300。进一步的实施方案可包括第二节热器6510和后冷却器6900。

图37-46显示了这些循环实施方案的优点和结果。

氧化剂供应系统

氧化剂源

在许多实施方案中，使用含氧化剂流体，通常是含氧流体或氧气，作为补充的共-反应物(co-reactant)流体。某些含氧化剂流体包括一种或多种热稀释剂，如氮气、水、二氧化碳和如氩的惰性气体等等。

许多实施方案采用空气作为所述含氧化剂流体来向燃烧系统4000或燃烧器提供氧气。在某些实施方案中，优选对空气湿度、温度和压力的变化进行补偿。

在实施方案中，使用液态氧、通过蒸发液态氧制备的氧、电解形成的氧、固体电解质分离的氧或通过其它方法制备的氧。

常规氧燃料燃烧产生很热的高能流体F405。这种高温使得难以保持经久耐用的燃烧器衬管。在某些实施方案中，热稀释剂分布管阵列分布燃料和热稀释剂时靠得很近。这大大限制了高能流体F405的温度。在某些配置中使用液态氧，优选通过直接接触管输送该液态氧，以提高燃料、氧化剂和稀释剂混合的均匀程度。

这类实施方案获得了较低的峰值流体温度，使得更容易制造可稳定耐受燃烧过程的燃烧系统4000。类似地，所述热稀释剂分布管和辐射屏蔽散热片(fin)大大降低了所述燃料分布管承受的热通量。

在某些实施方案中，优选通过热交换器使用VAST循环内部产生的或来自外界的或两种来源的膨胀的燃烧流体、热的稀释剂、区域供暖流体中的至少一种的热量或电能来使液态氧蒸发。

某些实施方案使用“富”氧空气，其氧浓度通过一种或多种富集方法提高到高于标准空气的水平。这些方法包括变压沸石浓缩系统和真空变压浓缩系统。也可使用膜氧富集方法。由于使用氧燃烧，多孔的(perforated)燃料和含氧化剂流体分布管阵列大大限制了燃烧温度并简化了燃烧设计。

过滤器

参照图12，优选在氧化剂流体处理器(TRE)1200中使用喷雾式直接流通接触器过滤器对液态热稀释剂进行喷射，以除去输入的含氧化剂流体中的微粒和纤维，例如输入的空气。这种直接接触式过滤器优选采用’191专利申请中教导的多孔直接接触器。这些优选配置为’191专利申请图82所示的多通道喷雾系统。使用的稀释剂不需要具有与进入燃烧器的稀释剂相同的高质量。其可来自通过过滤除去小于分布孔尺寸的微粒而直接回收的稀释剂。如果喷雾夹带大幅提高了进入燃烧器的掺杂物负载，则所述稀释剂需进行部分处理。收集的液态稀释剂(如冷水)可返回稀释剂处理系统2010，以用于能量转换系统或可通过稀释剂排放装置(DWD)8500抽出用于其它应用或排放。优选使用这种喷雾过滤替代或辅助气体/空气过滤器。

在某些配置中，优选提供压力落差传感器来监测通过所述输入气体/空气过滤器的压降，以确定何时清洁或替换该空气过滤器。在某些实施方案中，使用多个具有流量控制装置(阀、节气阀等)的过滤器，例如当一个过滤器等待维修时能够在线开关输入源，该待维修过滤器由于微粒和其它材料累积使得压力落差增大，提高了流动阻力因而降低了总的循环效率。

优选使用冷的液态稀释剂来冷却并过滤空气。这种过滤降低了在压缩机1300(例如在压缩机翼片和压片上)和膨胀机5100(例如在膨胀机翼片和叶片上)中的纤维堆积速率。对空气进行冷却赋予压缩机更高的容量，特别是在炎热的日子。过滤降低了压缩机和膨胀机结垢的速率，因而减少了检修停工期，清洁成本，并且平衡了压缩机和效率。其降低了通过流体(气体/空气)过滤器的压降，降低了压缩机的泵功率。

当使用带有直接接触式过滤器的水喷雾装置来过滤空气时，优选控制燃烧之前的稀释剂输送，来补偿潮湿组合物的变化，该变化来自湿度变化以及来自通过喷雾式直接接触式过滤器使用稀释剂。

压缩机

在中型到大型燃气轮机动力系统中，压缩机是高压缩比系统中单项投资最大的设备，成本超过膨胀机。在较低压缩比系统中，压缩机仍然是很大的投资。参照图5，使用者可配置具有一系列的多个压缩段的压缩机(CP)1300来从氧化剂源1100接收含氧化剂流体，从而在将该流体输送至燃烧系统4000时实现其所需的总压缩比。参照图7，使用者优选提供含稀释剂流体并通过一种或多种本发明、三流体反应器专利申请、’191专利申请和前述Ginter的专利中所述的手段降低所用的过量含氧化剂流体的量。例如，使用能在接近化学计量条件下工作的燃烧器，如GinterVAST燃烧器或VAST三流体燃烧器。辅助这些措施，使用者优选改变压缩机尺寸，相对于涡轮机降低所述压缩机的流体容量。这样大幅降低了压缩机和能量转换系统的成本。

例如，通过优选将压缩空气流从超贫燃烧的334％化学计量流量(约1300℃)降低至约110％化学计量，可将通过所述压缩机的流量部分降低约67％。类似地，优选通过提供诸如蒸汽和水的稀释剂来替代通常用于冷却膨胀机热工段(如涡轮机叶片、翼片和护罩(shroud))的压缩空气。通过这些措施，替代了约10％-18％的通常用于冷却膨胀机的含氧化剂流体(例如压缩空气)。这些措施可使所述压缩机的尺寸降低约67％到约72％。压缩机尺寸的降低使转换至VAST循环时的基本投资大幅降低。

在某些实施方案中，使用者优选在常用压力下应用压缩机尺寸减小节约成本的方法，以提高总的有效压缩比β，进而改善涡轮机膨胀比，从而提高系统效率。在改进的实施方案中，相比常用配置，使用相同的多个压缩机来供应多台膨胀机。

使用者优选提供基础低压压缩机(base low pressure compressor)(LPC)1310来对含氧化剂流体进行加压。

在某些配置中，使用者优选添加一个或多个高压压缩机(HPC)1350来提高到燃烧器4000和膨胀机5100的压缩的含氧化剂流体的压力。这使低压压缩机的压力比β乘以每一高压压缩机的压力比得到的总压力比β提高。

在某些实施方案中，使用者优选调节一个或多个压缩机的压力比(例如包括低压压缩机1310和高压压缩机1350和再压缩机5300)，来控制高能流体的总膨胀比。通过对其进行控制来调整净比功率、系统功率效率、系统总热效率和/或降低生命周期的热经济学成本中的一个或多个。

例如，考虑配置用于VAST-WS(VAST蒸汽循环)的50MW的燃气轮机，在低压和高压压缩机之间使用水喷雾式中间冷却器，在1300℃的涡轮机入口温度工作，使用USA 2000的平均工业用天然气成本和用电价格。涡轮机效率取GE和Rolls Royce的1990类技术的空气衍生涡轮机的效率的平均值。

这种配置的某些典型的低压压缩机、高压压缩机和再压缩机的压力比分布如图47和图50所示，对空气压缩机压力比为10-44。

以类似方式，在常规喷雾中间冷却的工业50MW空气衍生的涡轮机配置中，对约30的含氧化剂流体压力比β，配置的低压压缩机比例为约3.16。

类似地，对约为10的空气压缩机压力比β，优选将低压压缩机的比例设为约2.53。对约44的空气压缩机压力比β，优选将该比例提高至约3.64。

类似地，在常规的工业50MW空气衍生的涡轮机配置中，对含氧化剂流体的压力比β约为30时，在某些实施方案中，使用者优选将高压压缩机的比例设置为约9.47(参见，例如图47)。

类似地，对约为10的空气压缩机压力比β，优选将再压缩机的比例设为约3.94。(参见膨胀系统中对再压缩机的论述)。对约44的空气压缩机压力比β，优选将压力比β降低至约2.2。

应当注意，借助这些喷雾式中间冷却器的优选结果，所述两种压缩机的压力比分别为3.16和9.47，其明显不同于对表面中间冷却器的最优压力比即总压力比的平方根或约5.47。

使用者优选调节再压缩机5300的比例以提高或优化系统的经济学(例如更高的内部收益率％)，其接近最优的热效率。(参见膨胀系统中对再压缩机的论述)。内部收益率对热效率的曲线(图38)显示为倾斜的倒转的抛物线，当再压缩比高于或低于接近借助所用假设确定的高内部收益率(IRR％)的配置时，经济效益和热效率同时降低。

例如，在常规的工业50MW空气衍生的涡轮机配置中，对含氧化剂流体的压力比β约为30时，在某些实施方案中，使用者优选将再压缩机的比例设置为约2.6。即，再压缩机入口的冷却的(冷凝的)膨胀流体的压力约为外界压力的38％(参见，例如图47)。

类似地，对约为10的空气压缩机压力比β，优选将再压缩机的比例设为约3.9。对约44的空气压缩机压力比β，优选将该压力比降低至约2.3。即，再压缩机入口的冷凝的膨胀流体的压力约为外界压力的25.6％(1/3.9)至约44％(1/2.3)。(例如一个大气压的％，或约26-44kPa)。

在某些实施方案中，通过优选用液体压缩替代气体压缩，使将高能流体输送至所述入口至膨胀机入口所需的总泵送功大幅降低(参见，例如图42和图48)。这样大幅提高了可从系统获得的净功率(IRR如图43所示)。即，总涡轮机功率减去所有的泵送功和效率损失。对应地，降低了通过气体压缩机的流量。

通过提高系统净功率同时降低含氧化剂流量的措施，提高了系统净功率对通过压缩机出口的质量流量的比值，或压缩机出口的净比功率(总涡轮机功率减去压缩机和泵的泵送功率再除以通过压缩机出口的流体的质量流量，其包括来自相对湿度、雾、夹带水、内压缩机水喷雾器或中间压缩机水喷雾器的水)。这降低了输送的每单位净功率对应的压缩机基本投资。参照图39，通过系统热力学效率(％LHV基础)对压缩机出口净比功率作图可直观地显示这些压缩机出口净比功率提升的效益。图39显示了LHV循环热力学效率％对压缩机出口净比功率(kW/(kg/s)或kJ/kg)的曲线(即以kW或kJ/s表示的净功率除以kg/s表示的质量流量等价于压缩单位质量含氧化剂流体或空气的比功kJ/kg)。这对比具有表面冷凝器的VAST-W和VAST-WS循环，以及具有直接接触式冷凝器的VAST-WS循环。这些VAST循环在10-40的多个压力比β下进一步与主要的现有技术的“湿”循环进行比较，例如在50MW，且TIT＝1300℃。应当说明，将每一所述现有技术的循环扩展至使用相应的尺寸调整的压缩机的空气饱和极限，以进行比较保守的比较，而并非只是对常规的压缩机喘振极限。

应当说明，在使用超贫燃烧的现有技术中，通过压缩机的流量通常类似于通过涡轮机的质量流量。然而在现有技术的“湿”循环中和所述VAST循环中，离开压缩机的压缩空气和水蒸汽的流量明显小于通过膨胀机或涡轮机的质量流量。在“湿”循环中，涡轮机净比功率明显高于常规贫燃烧系统。在图39和图40中分别显示了这种压缩机出口净比功率和涡轮机入口净比功率，从而清楚地将这些参数赋予VAST循环的优点与现有技术进行了比较。

VAST-W(VAST水循环)将热水输送至所述燃烧器。当压力比β由约10上升至约50，VAST循环2的压缩机出口净比功率从约1020kg/kg(kW/kg/s)明显上升至约1200kJ/kg(kW/kg/s)。这相应将LHV循环效率从约43.7％提升至约51.3％。

类似地，VAST-WS(VAST蒸汽循环)同时将蒸汽和水输送入所述燃烧器。其类似地将压缩机出口净比功率从压力比β为10时的约1120kg/kg(kW/kg/s)提升至压力比β为40时的约1200kJ/kg(kW/kg/s)。

进一步参照图39，通过比较，所有评价的现有技术的“湿”循环(STIG、HAT、HAWIT、RWI和CC2LP)显示出低于约840kJ/kg(kW/kg/s)的压缩机出口净比功率值。在压力比β约30-40及类似LHV循环效率时，相比HAWIT和HAT循环，VAST-W和VAST-WS这两种VAST循环使压缩机出口净比功率提升约50％。这证明了VAST循环的优点，能够超过稀释剂添加的空气饱和度的极限，并相应地将压缩的含氧化剂流体(即空气)量从超过化学计量空气流量的约150％降低至约110％或更低。

在只带有节热器的VAST循环的初始计算中，假设将水加压至165巴。在VAST蒸汽发生循环中降低了这种水注入压力。通过降低过量的水输送压力，可改善系统效率、IRR％和电成本。

VAST蒸汽循环(VAST-WS)的一个实施方案可配置为不使用压缩空气冷却涡轮机叶片，并相应改变压缩机尺寸。当在接近化学计量条件下工作时，这提高了压缩机出口净比功率。例如在压力比β约为10，相对空气比例λ为1.05时，压缩机出口净比功率提升至约1380kJ/kg(kW/kg/s)。当压力比β升高至约50时，该压缩机出口净比功率提高到约1480kJ/kg(kW/kg/s)。在假定使用1990的技术的压缩机和涡轮机的VAST-WS循环中，这些措施将系统效率从约压力比β为10时的约49.6％提高到压力比β约为50时的约53％。

更低的入口和出口损失

将含氧化剂流体吸入热力学循环中时的湍动造成了压降并降低了系统效率。在出口有类似的湍动混合和压力损失。例如，现有技术通常假设在空气入口有约1％的压降，在排放或烟囱(stack)另有1％的压降(参见，例如The Gas Turbine Handbook，2003，LeFebvre 1998，or Dixon 1998 etc)。由于压缩机构成约65％的净功率，因此在超贫燃烧系统中，这种入口和排放扩散器损失占总功率的约1.3％或净功率的3.7％。

在某些实施方案中，优选使用所述优选的稀释剂替代大部分用作燃烧系统中的热稀释剂的过量的气态含氧化剂流体。例如，使用者将空气流量降低了约67％，使λ从化学计量比例的约334％降低至化学计量比例的约110％或更低。

因此，在优选实施方案中，使用者将总入口和出口压力-体积寄生扩散器(parasitic diffuser)损失降低了约67-72％或更多。例如，从总功率的2％降低至约0.67％，或降低至约净功率的1.9％，假定较小的压缩机需要约35％的总功率。因而，优选的VAST实施方案使入口和排放扩散器的成本降低了约67-72％，并使扩散器功率损失从净功率的约3.7％降低至约1.9-1.6％。即，单此一项可节省约1.8-2.1％的净功率。

借助更低的入口和出口流量，使用者可降低入口的管道尺寸和扩散器尺寸以适应较小的进入VAST循环的含氧化剂流体流量。这降低了基本投资和空间及占地面积需求。

在改进的实施方案中，使用者优选增加入口和出口扩散器的长度和形状，以相对现有技术的设计提高扩散器效率。相对常规的贫燃烧系统，这降低了压力-体积寄生泵送损失。

在改进的实施方案中，使用者可添加并控制至少一个节气阀或阀来控制进入所述压缩机的入口流量。这使得能降低输送的空气流量和压缩功率，例如减少膨胀机运转功率。

参照图6，在改进的实施方案中，使用者可添加管路来旁通压缩机1300中的某些含氧化剂流体，围绕燃烧系统4000到膨胀机冷却系统5020，以冷却一个或多个膨胀机。类似地，参照图7，使用者可类似地抽取压缩机队列的输出，并将部分输送至膨胀机冷却系统(ECS)5020。在评价的50MW实施方案中，流至膨胀机用于冷却的流量假定为通过膨胀机的质量流量的10.7％。所述旁通管，可包括节气阀/阀来控制用作冷却剂的过量的氧化剂流体流量。

压缩机/燃烧系统旁通流可用作使用膨胀的燃烧流体的备用或辅助，例如用于节热器。

由于存在入口和出口损失，在改进的配置中，通过优选降低入口的含氧化剂流体流量，使用者类似地降低了通过入口气体过滤器的寄生泵送损失。例如使常规空气入口过滤器损失降低约67-72％或更多。

借助大大降低的入口流量，使用者优选根据入口流量调整入口过滤器面积的大小。由于过滤器基本投资更低，尺寸和占地成本更低，以及寄生泵送成本、过滤器替换和劳动力成本降低使得生命周期操作费用显著降低，因此大大节约了净现值。

在明显节约的同时，在改进的配置中，优选地提高了单位气体流量的过滤器横截面积，并使寄生入口过滤压力损失和寄生压力-体积降低至接近VAST循环生命周期的最优值。

过滤

通过相对于常规系统优选地降低了入口的含氧化剂流体，在某些实施方案中，使用者大幅降低了夹带入能量转换系统中的微粒(纤维、灰尘等)的量。例如相对于常规超贫燃烧(在排放器中为O2的15％)，降低了约67-72％或更多。

在某些配置中，使用者优选使入口的空气低于现有技术的系统中通常采用的150％或更多化学计量的空气流量，这些现有技术采用水来润湿所述压缩的空气，例如STIG、HAT、HAWIT、RWI、EvGT和其它湿循环，其中输送的稀释剂的量受到含氧化剂流体的饱和度的限制。例如，在某些配置中，从约150％的λ降低至约110％的λ或更低，其中输送的水量受到空气饱和度限制。与那些现有技术的湿循环相比，这使入口的空气和相关的可过滤微粒负载量降低了约27％。

参照图12，使用者优选提供用于入口的含氧化剂流体(入口的空气)的过滤设备。通过优选以接近化学计量的空气流量进行操作，并优选减少或消除压缩空气冷却，与常规系统相比，使用者可使空气过滤设备的成本降低约65％到72％。使用者优选利用这些节约的一部分，并通过增加一定的资本成本来改善入口空气的过滤，以降低生命周期的消耗，用于降低压降、减少压缩机污垢、提高效率，并相应降低操作和维护费用。

在某些实施方案中，如’191专利申请中所教导的，使用者优选提供直接接触式输送系统来将稀释剂喷入入口的含氧化剂流体中。例如，用于冷却和/或过滤入口的空气。与现有技术相比，这些措施优选地降低了过滤器压降和泵送功。他们还提供直接接触式冷却空气流(Cooling Airflow)。优选配置这类改进的过滤装置的尺寸，并运行来减少压缩机结垢、减少压缩机清洁维护、提高压缩机效率并降低生命循环费用。

涡轮机结垢减少

通过使氧化剂入口流量降低约67-72％或更多，相对超贫燃烧，使用者降低了由输入的氧化剂流体中夹带的微粒造成的涡轮机结垢的程度。这减少了涡轮机叶片的清洁维护。

压缩机和压缩过程的冷却

参照图8，使用者优选应用应用一种或多种措施来冷却正被压缩的含稀释剂流体。在’191专利申请的图84中教导了在压缩机队列之前和/或之中的多个位置进行类似的冷却措施。这种冷却提供了“类似等温”的压缩过程，并降低了压缩功。所述冷却优选在压缩段之前、内部或之间进行。在某些配置中可使用后冷却器。

如图8和图9所示，使用者优选在含氧化剂流体和含更冷的稀释剂流体或其它稀释剂的流体之间提供表面热交换。在某些配置中，如图8的下面部分所示，使用者优选使用一个或多个表面中间冷却器。这些帮助提高系统效率并增加物流密度。基于更小的氧化剂流量，这些表面热交换器系统的尺寸预计可为贫燃烧系统的中间冷却器尺寸的1/3。在较低压和较高压压缩机之间采用单个表面加热器，预计可使循环效率提高约1-2个百分点。这类似与HAWIT与HAT循环之间的效率差别(参见Traverso，2001；和Traverso & Massardo 2002)。通过提供这类表面中间冷却器配置，预计中间冷却的VAST蒸汽循环配置能够具有接近HAT循环和联合循环的效率(参见表5)。

表5热交换器表面积(1300℃)
									STIG	HAT	HAWIT	RWI	VAST-W	VAST-W	VAST-WS
β	30	30	30	30	60	30	25
									HX M2	HX M2	HX M2	HX M2	HX M2	HX M2	HX M2
REC		3092.11	3163.41	3,081.31
								SH	444.13
EVA	1527.13
								ECO	1192.27	10299.00	5482.71	672.24	5469	5827.45	3882.26
				301.88
								FGC-Maffo			2840.28
FGC-其它					3400	2115.87	3687.10
								总面积	3164	13391	11486	4055	8869	7943	7569
净输出(50MWe)	50	50	50	50	50	50	50
								面积/输出(M2/MWe)	63	268	230	81	177	159	151

参照图13，在某些配置中，使用者优选将液态含稀释剂流体直接注入压缩机队列的一个或多个位置。这种注入通过蒸发和吸收的潜热来冷却。所述汽化的稀释剂增加了所述物流的体积。与表面热交换器相比，这种方法只需要更廉价的系统，但对效率的提高效果没有那么高。

在图2、图3和图4中，显示了单个喷雾式中间冷却器，示意性地代表实施例的稀释剂冷却装置。表4中显示了调节第一和第二压缩机之间的压力比λ来改善效率或系统成本的效果。这表明根据用于配置VAST循环的特定实施方案的压力和冷却剂稀释方法，所需低压压缩机的尺寸可从β为60的VAST-W的压缩机的组合成本的1％变化到β为25的VAST-WS循环的38％。当仅提供一种稀释剂注入冷却流时，在高压系统中优选将其配置入第一压缩机段(或位于第一与第二之间)，以使所有后续工段受益于冷却的流体。使用低压配置，可将其配置为沿所述系统路径的约1/3。类似地，优选用如’191专利申请的图16所示的直接接触器将稀释剂夹带入压缩机入口。

更优选地，如图8中所示，使用者为每一压缩段C1、C2...CN配备喷雾中间冷却器。使用者优选控制所述流体的注入参数，以向每一段输送可汽化的稀释剂，其输入量约等于可在下一段蒸发的量。优选调整直接接触器中的孔直径和通过所述孔的流体压力落差，以产生迅速蒸发的小液滴。优选将蒸发距离选为约等于段与段之间的距离。优选液滴尺寸为使其能与围绕所述翼片和叶片的物流一起运动。类似地，将其配置为足够小的尺寸，以当液滴确实与压缩机组件碰撞时没有显著的碰撞侵蚀。

这些评价优选采用三流体专利申请和’191专利申请中教导的配置方法，以适应所述压缩机内氧化剂流体速度的横向分布的差异。可使用热的稀释剂来提高汽化速率，同时仍提供冷却。在最后的工段，输送的流体量可超过能被压缩机出口蒸发的量。残余的液滴会小于通常在喷雾器中形成的液滴。在配置和控制燃烧器时，这些是优选的。

优选注意观察注入的液体是否在含氧化剂流体流中完全蒸发。当关闭系统时，优选使压缩机在没有喷雾加料的情况下运行一段时间，以使其干燥并降低腐蚀的可能性。如图13所示，当过量的液态稀释剂沉降并在压缩机中积累时，可在压缩机队列中配置“溢流(overflow)”排放装置。

如图10所示，使用者优选使用表面热交换器1900，并且通过诸如水或空气冷却的方式向环境F670散热。更优选地，如图8所示，将来自冷却过程的热量回收入冷却剂流中并再循环。参照图11，使用者可使用直接接触式换热器1700通过直接将可汽化的含稀释剂流体F270注入压缩的含氧化剂流体F102中进行冷却，以形成湿润的压缩含氧化剂流体F103。这种直接接触式热交换器优选使用’191专利申请中教导的直接接触器。例如图30所示，某些使用者使用一种或多种上述冷却装置的组合。

带有膨胀机蒸汽冷却的VAST蒸汽循环(VAST-WS)

在某些配置中，使用者优选使用蒸汽冷却膨胀机的热组件并替代至少部分优选全部的通常用于冷却叶片的过量空气。常用于冷却如涡轮机叶片和翼片的膨胀机热工段组件的过量空气通常占通过所述涡轮机的物流的10-18％。因此，在VAST循环中，配置叶片的蒸汽冷却使得相对空冷系统，可将压缩机的尺寸降低9-15％。

带有膨胀机表面蒸汽冷却表面中间冷却器的VAST蒸汽循环

在改进的配置中，使用者优选联合一个或多个表面中间冷却器来替代蒸汽混合中间冷却器，并用蒸汽冷却替代空气冷却。优选从膨胀机的热工段回收热的蒸汽，并返回上游进入所述燃烧器。这降低了常规蒸汽冷却的高能流体(工作流体)的冷却。使用这类VAST蒸汽循环配置，预计相对具有喷雾中间冷却器并使用压缩空气来冷却涡轮机叶片的VAST蒸汽循环，其效率可提高约3-4％。例如，使用Traverso假设的组件效率和参数，相对于不采用这些措施的循环的51％的效率，在50MW和1300℃时，预计使用这类VAST蒸汽循环配置的系统效率高于54％。即，对这些配置，循环效率约提高6％。

稀释剂供应系统

稀释剂源

热稀释剂/发热器

许多实施方案优选将流体水通过直接接触式分布器输送，作为所述热稀释剂来冷却反应流体并限制所述高能流体的温度。例如电子组件的较冷的组件可使用液态水来使其保持低温。其它例如蒸发器使水沸腾形成蒸汽。所述过热器加热所用的蒸汽，该蒸汽用于从膨胀的高能流体回收热量。

某些实施方案将燃烧形成的二氧化碳部分再循环作为热稀释剂或所述稀释剂组分来限制燃烧温度。

常规贫燃烧动力系统使用过量空气作为热稀释剂。本实施方案优选替代大部分用作热稀释剂的过量空气以提高热效率。在某些配置中，使用者可将某些燃烧气体或离开所述稀释剂回收系统的废气再循环作为稀释剂，所述废气包含氮气、二氧化碳、水蒸汽和部分过量的氧气。

某些实施方案在一个或多个分布式直接接触器中使用低蒸发压的天然或合成油作为热稀释剂。在某些配置中，根据各种应用对稀释剂特性的需求或要求，可使用诸如碳氟化合物的合成热流体。

在某些实施方案中，分布式接触器可向反应组件提供至少一种冷的(或热的)反应物和/或产物，并将其混合以限制(或升高)所述温度。特别是，某些措施将部分废气或排放气循环，这些气体包括至少部分的二氧化碳、水蒸汽、氮气和/或相关的惰性气体。这类措施大大简化了产物分离和纯化系统以及反应物再循环系统。

储存系绕

在某些配置中，使用者优选提供储存系统对燃料流(例如Diesel#2)、热稀释剂(例如供应水、处理水)或含氧化剂流体(例如压缩空气、富氧空气和/或氧气)中的一种或多种物流进行缓冲。所述储存系统可包括储罐、管路、蓄池和其它相关容器。优选为已处理或未处理的流体配置储罐。

在提供非销售水的净正水平衡配置中，使用者优选相对常规系统配置减小水供应储罐的尺寸。例如，他们提供足量的水来启动直到实现正的水平衡，并且/或在不再提供正水平衡后关闭系统。这些措施显著降低了水供应系统的成本和印迹。

在具有正的净水平衡且有水出售的配置中，使用者配置处理水供应储罐的尺寸，以在需求高峰期和低谷期或水运送间隔进行缓冲。例如对日间需求或周期性的油轮装货。

泵

在提供稀释剂流体来替代常规气态热稀释剂时，使用者优选将液态热稀释剂泵送入能量转换系统中的热量和质量传递系统6000。参见，例如图14。例如，泵入液态水作为热稀释剂和/或冷却剂来替代过量的压缩空气。使用者优选使用高效液泵来对所述液态稀释剂加压，并将其大部分或全部输送入所述涡轮机上游的含氧化剂流体。

使用者优选将所述液态稀释剂中的至少一部分泵送入一个或多个热回收组件中。例如，节热器、蒸发器、过热器和回热装置中的一个或多个。然后，使用者将加热后的稀释剂用管路送入所述含氧化剂流体流或高能流体流中，其通常位于涡轮机的上游。在某些配置中，使用者向所述涡轮机叶片、翼片和机壁提供热稀释剂。

使用者优选配置液态稀释剂泵的尺寸，以提供所需的最高压力来将稀释剂以最大体积泵送入最高压力的位置。例如，所述燃烧器中的高能流体的最高压力比加上将稀释剂输送通过直接流体接触器的超压和压力落差，再加上足以克服所述泵与所述燃烧器之间的压力损失的压力。

稀释剂处理系统

热稀释剂过滤

参照图2和图15，使用者优选提供流体处理系统(TRE)2300来在热稀释剂应用于能量转换系统之前对其进行处理。例如，使用者优选提供过滤器来从根据需要泵送入系统中的热稀释剂内去除微粒。

当该VAST循环配置有三流体燃烧器、将稀释剂喷射入含氧化剂流体或直接接触器的其它应用时，如’191专利申请和三流体反应器专利申请中所教导地，需特别注意要从将注射通过分布式直接流体接触器管路的流体中过滤掉微粒。

使用者优选在流体处理工段提供孔尽可能大的过滤器，以尽可能从稀释剂(如水)中去除大于所需尺寸的颗粒，该尺寸能阻塞分布式接触器的孔。这种微粒去除措施通过从热稀释剂中除去可能污染涡轮机的组分(例如水中悬浮的微粒)而使系统受益。这提高了涡轮机的平均效率和利用度，并降低了维护和修理费用。

热稀释剂处理

为了保持热气体通路部件的服务寿命，燃气轮机制造商通常规定了热气体通路中的掺杂物限度，以保持他们的质量保证期。也推荐了类似值来限制热通路的腐蚀。

最关注的是痕量金属掺杂物，特别是钒、钠、钾、铅和钙。这些掺杂物可产生腐蚀性的燃烧产物。例如，硫酸钠、钒酸钠和五氧化二钒。通常对每种潜在的掺杂物源—空气、水和燃料都规定了这些金属的限度(通常在0.5-2ppm范围)。

使用常规空气过滤和适当的操作以使入口空气或可蒸发的冷却剂具有最小的带出粉尘(carryover)，空气源较小并且除了在严苛的环境中外均在所规定的浓度限制内。常规市场上的天然气源未发现含有需注意的量的这些痕量元素。因此，使用过滤的空气和天然气，对VAST循环通常不需要考虑这类掺杂物。

大多数来源的液态燃料的确含有足够高水平的所关注的掺杂物，特别是钒。因此，通常包括用于将痕量元素降低至预定水平的液态燃料处理过程，以帮助满足这些掺杂物水平，无论是否有稀释剂的回收和再利用。对稀释剂用量多于回收量的诸如STIG和HAT循环的循环，需要连续处理补充水和回收的稀释剂。

VAST循环中的稀释剂处理

在大部分VAST循环中，所述系统用选配置和操作来回收稀释剂，其量多于输送入膨胀机5100出口上游的所述氧化剂和高能流体中的稀释剂量。在多数条件下，这消除了对补充水的需求。VAST循环可回收多余再循环所需的水，产生补充水来补充其它的水损失。(当在有泄漏的热应用中的水损失超过VAST循环的水回收能力时，可能需要一定量的补充水)。

使用诸如天然气的清洁燃料和过滤良好的输入空气，在常规VAST循环中不需要对回收和再利用的稀释剂进行进一步处理(参见表6)。这一结论是在应用一燃气轮机制造商公布的掺杂物限度，并假设所有来源的气体通路掺杂物最后累积到回收的稀释剂中的基础上作出的(非常保守的假设)。用于估算所述流量的通式为：

             (A/F)X_a+(W/F)X_w+X_f＜表1的限度

其中X_a、X_w、X_f是分别是对空气、水和燃料的掺杂物限制，且W是注入的水流而A、F是空气和燃料流。

结果表明使用天然气，通过燃烧可产生足量的过量稀释剂并将其回收，从而使输入的掺杂物浓度得到足够的稀释，因而不超过推荐的气体通路污染物限度。因此，在某些实施方案中，除通过过量水排放或“放空”来控制浓度外，不需要其它的稀释剂处理过程来降低掺杂物。

表6使用表面冷凝器的VAST-W循环水处理
							空气流(A)	41.6	kg/s
燃料(F)	2.199	kg/s
							注入的水(W)	15.33	kg/s
循环水	17.88	kg/s
							空气浓度限制Xa	5	ppb	假定根据GEK 101944，GEI-41047
VAST A/F比例	18.92		低于GE假定@50
							＝(A/F+1)/51＝	0.391		对GEK101944表2.A/F不等于50的校正因子
痕量金属Xf＝	0	假定空气中没有；痕量金属限制应用于液体燃料
							Ca Xf＝	0	假定空气中没有；痕量金属限制应用于液体燃料
							成分	限制*ppb	Xw限制ppb	Xappb	总量ppb	回收的水ppb	备注
Na+K	1000	42.5	5.0	859	48.0
							Pb	1000	42.5	5.0	859	48.0
V	500	14.4	5.0	429	24.0	V不存在于空气
							Ca	2000	98.5	5.0	1718	96.1
*GEK 101944表2
＝(A/F+1)/51＝	1.00	设为1；没有对GEK101944表2，A/F不等于50的校正因子
							痕量金属Xf＝	0	假定空气中没有；痕量金属限制应用于液体燃料
Ca Xf＝	0	假定空气中没有；痕量金属限制应用于液体燃料
成分	限制*ppb	Xw限制ppb	Xappb	总量ppb	冷凝物ppb	备注
							Na+K	1000	130	5.0	2199.0	123.0
Pb	1000	130	5.0	2199.0	123.0
							V	500	58	5.0	1099.5	61.5	V不存在于空气
Ca	2000	273	5.0	4398.0	246.0
							*GEK 101944    表2

当使用带有足量掺杂物(参见表7)的液态燃料(或气态燃料)，或当存在高掺杂的输入空气条件时，需要对回收的稀释剂进行处理来将物流降低至所需水平。混合床脱矿质器可用作去除掺杂物的可选处理装置。由于掺杂物水平较低，相应地再生速率也较低。

表7使用表面冷凝器-液态燃料的VAST-W循环水处理
									转化为低HV液态燃料
空气流(A)	41.6	kg/s	F气体	LHV气体kJ/kg		HV液体kJ/kg
									液态燃料(F)	2.29	kg/s	2.20	44，237.44		42，498.05
注入的水(W)	15.33	kg/s				1kcal＝4.187kJ
									回收的水	17.88	kg/s
空气浓度限制Xa	5	ppb	假定根据GEK 101944
VAST A/F	18.9		远低于GE假设
									＝(A/F+1)/51	0.39		对GEK 101944表2，A/F不等于50的校正因子
总Xw	500	ppb	根据图22，GER3428
									痕量金属Xf	1000	ppb	根据图22，GEK3428
Ca Xf	10000	ppb	根据图22，GER3429
成分	限制ppb	Xf限制ppb	Xagpb		Xwppb	冷凝物ppb
									Na+K	1000	299	5.0		0.05	50.0
Pb	1000	299	5.0		0.05	50.0
									V	500	104	5.0		0.05	025.0
Ca	10000	3814	5.0		0.05	500.0
									*GEK 101944，表2；GER 3428  表22
									(A/F+1)/51＝	1.00	设为1，无对GEK 101944表2，A/F不等于50的校正因子
成分	限制*ppb	Xf限制ppb	Xappb		Xwppb	冷凝物ppb
									Na+K	1000	909	5.0		0.05	128.0
Pb	1000	909	5.0		0.05	128.0
									V	0500	409	5.0		0.05	64.0
Ca	10000	9909	5.0		0.05	1280.2
									*GEK 101944，表2；GER 3428  表22

在某些实施方案中，使用者更优选提供“侧流(side-stream)”处理，以仅处理部分稀释剂但足以控制掺杂物水平。这具有降低泵送功的优点，这将不另外需要将所有的稀释剂推送过处理系统。过量稀释剂排放加上侧流处理可优选地降低稀释剂处理费用。

在某些配置中，当通过再循环的热稀释剂送入膨胀机的污染物流量(或浓度)较大，并且通过降低该浓度可减少生命周期的费用时，或当需要降低掺杂物流量(浓度)时，优选在处理系统2300中对稀释剂进行进一步处理，以降低那些掺杂物。

类似地，当需要或要求处理过的水时，优选处理形成的过量稀释剂流，以将这些浓度降低至所需或要求的水平。在某些条件下，可将所得的过量水纯化并销售，使水处理过程由消耗过程变为收入来源。

可使用诸如混合床脱矿质器的水处理方式。当化学条件适合时，也可采用诸如反渗透和其它类型的脱矿质剂的其它处理方法。这些处理方法去除了与其即将注入的组件不相容的化学物质，所述组件例如涡轮机热通路组件，可包括涡轮机叶片、涡轮机翼片和护罩中的一个或多个。

使用者优选通过一个或多个过滤器来过滤冷凝的稀释剂，以减少所述微粒负载量。优选使用具有均一孔径的过滤器，该孔径小于分布式接触器中的孔，从而防止稀释剂微粒沾染这些孔。

可使用双联型的粗孔过滤器，因而可以在所述双联装置中的其它过滤器仍然工作的时候，在线清洗或替换过滤器介质。在实施方案中，可使用小至100微米的自动反冲洗过滤介质过滤器。

在某些实施方案中可使用精细过滤器来过滤大于约10微米的微粒。这些过滤器可包括诸如沙粒和无烟煤的介质过滤器。

在某些配置中，使用者优选在进行后续的pH处理之前，降低稀释剂冷凝物中的CO2浓度。使用者优选提供再压缩机，并根据需要或要求使冷凝器后的压力降至低于外界压力，以降低稀释剂中的二氧化碳并/或提高系统的热经济学。在某些配置中，对VAST循环提供的再压缩机在其本身内部脱除了足够的二氧化碳。

利用冷凝的热稀释剂溶解和回收某些形成的酸性气体。例如，部分的二氧化氮、二氧化硫和二氧化碳等等。与常规的现有技术相比，VAST循环燃烧器中对温度控制的加强可显著降低燃烧过程中形成的氮氧化物和一氧化碳(NOx和CO)，并类似于催化燃烧的水平。

在VAST循环配置中提供了净的正水平衡，这些酸性组分掺杂物的浓度会达到与生成量除以排放的水量成比例的平衡。优选配置系统，使组件在这些酸性组分浓度下操作时具有足够的耐酸性。

在需要酸性处理的系统中，使用者优选提供所需尺寸的离子交换膜或类似的酸处理系统来处理所述酸性物流。由于形成的掺杂物量较低，且部分与形成的过量水一起排放，因此预计所述再循环稀释剂处理系统的尺寸明显小于常规系统并且更为廉价。

对应于更小的处理需求和更小的处理设备，预计使用者对冷凝物进行处理和再循环的费用明显低于常规的现有技术的“湿”循环。在大多数配置中，几乎消除了所有的外部补充水需求。

燃烧系统

燃烧室

参照图21，并且为了说明优选的VAST燃烧器和温度控制方法，参见’191专利申请和三流体专利申请。

燃烧器出口/涡轮机入口温度

参照图1，使用者优选使用稀释剂输送系统2000向所述燃烧器提供处理过的稀释剂，以控制高能流体的温度。在将其输送至所述燃烧器之前，优选在热量和质量传递系统中应用该稀释剂来冷却组件并从热转换系统中回收热量。据报道，当高能流体的温度降低或升高约10K(18°F)，则涡轮机叶片的寿命翻倍或减半。然而，对约1300℃的典型的涡轮机入口温度时，现有技术中的温度检测的不确定度为约+/-10K。VAST循环优选使用可操作来更精确地控制燃烧器出口或涡轮机入口温度(TIT)的数值的燃烧器。

使用者优选对燃烧器配置高精确度的流体控制，特别是对稀释剂流体。优选配置Ginter VAST燃烧器，或更优选地配置如三流体专利申请和’191专利申请中所教导的三流体VAST燃烧器。

例如，优选使用三流体专利申请中公开的VAST三流体燃烧器，来对含燃料流体和含稀释剂流体提供更为精确的控制，特别当它们为液态的时候。类似地，在接近化学计量的条件下工作的同时，VAST燃烧器通过监控残余氧化剂的浓度来更精确地控制氧化剂对燃料的比例。

如此处和别处所述，使用者优选配置所述燃烧器并控制所述热稀释剂流，以提供一个或多个以下优点：

涡轮机入口温度数值

减少不确定度

涡轮机入口温度分布

降低分布/“分布因子(profile factor)”

减少或消除衬管(liner)冷却

降低更高平均温度时温度分布的不确定度

降低温度不确定度的横向分布

借助所提供的这种优选的燃烧器和流体控制措施，使用者能获得显著提高的流体流量控制，因而改善高能流体温度控制中的不确定度。更特别地，所述三流体燃烧器控制了流体输送的横向分布。因此，使用者能配置和控制高能流体中的横向温度分布。这使得在控制所述高能流体峰值温度的数值和位置时的不确定度得到改善。所述三流体燃烧器进一步提高了对流体流量的暂时波动的控制，进而提高了对高能流体温度的暂时波动的控制。这些特征同时降低了温度控制在空间和时间上的不确定度。其还实现了纵贯所述高能流体的不确定度的横向分布。

更高的横向温度分布

使用者优选在所需的概率范围内将高能流体的空间峰值温度控制在低于或等于所需峰值温度。根据所需的不超过此温度的概率，所需峰值温度优选规定为膨胀机热工段组件所需的峰值温度减去一个或多个高能流体内空间峰值温度的标准差。

在类似的型式中，使用者优选将高能流体的横向温度分布配置及控制为与进入膨胀机所需的温度横向分布有偏移的值。例如从中心到尖端跨过涡轮机叶片的温度分布。高能流体的温度横向分布进一步优选设置为所需的膨胀机入口温度的横向分布减去所需放大倍数与温度不确定度横向分布的空间局部不确定度相乘所得的值。

通过在整个膨胀机入口实现较低的不确定度空间分布，进入所述膨胀机的高能流体可具有较宽容许范围的温度横向分布。借助这种较高的温度横向分布，相比在温度空间和时间控制上存在较大不确定度的现有技术，使用者可获得较高的高能流体平均温度。在能量转换系统中，这种较高的平均温度赋予了较高的热力学效率。

燃烧器冷却系统

优选首先使用冷的至温的冷却流体来冷却热灵敏的组件。参照图19，优选在热量和质量系统6000中使用表面热交换器来从热灵敏的受热组件吸收热量。例如，如三流体专利申请中所教导地，优选用管路将冷却剂输送经过围绕所述燃烧室的压力容器。为了帮助回收热量，可配置保温层以减少到外界环境的热损失。例如，如图19所示，用保温层围绕燃烧器冷却系统。使用者优选对压力容器冷却系统进行设计，以将压力容器的温度保持在低于约533K(约260℃或500°F)，从而应用符合通用ASME标准的廉价压力容器组件。

然后，使用者优选使用直接流体接触器来将加热后的水作为热稀释剂输送入燃烧室4100。这显著降低了所述燃烧器的热损失。

如三流体反应器专利申请和’191专利申请中所教导地，使用者优选配置燃烧器壁或“衬管(liner)”，其能处理所述VAST循环提供的在接近化学计量燃烧条件下进行的受约束的燃烧过程以及加入的热稀释剂冷却过程。如图21所示，使用者可额外配置衬管冷却系统来进一步冷却该燃烧器衬管，并回收这种高级热。通常向所述燃烧器提供氧化剂流体F160、燃料F320、液态稀释剂F276和汽化的稀释剂F275，燃料燃烧并产生高能流体F405。用管路将较低温流体送入环绕所述冷却器的冷却系统，以根据需要控制壁温。这些低温流体成为较热的流体被回收，例如过热蒸汽。优选将如此在燃烧器壁加热的热稀释剂输送到燃烧器的上游以提供更均匀的温度分布。

使用者优选消除输送的过量含氧化剂流体，其作为热稀释剂或冷却剂的输送通过燃烧器衬管壁(例如，压缩空气和/或蒸汽)。这使得能够改善整个燃烧器的温度分布，而高能气体不会被这类衬管冷却热稀释剂冷却。(即，更均一的温度分布，或“分布因子(profile factor)”更接近均一)。提高所述“分布因子”进而提高了系统的热效率。

改进的配置中，使用者在某些配置中根据需要或要求提供热稀释剂来冷却所述燃烧器衬管壁。这类燃烧器冷却系统进一步的细节参见三流体专利申请(特别参照图28和图30)和’191专利申请。所述燃烧器衬管优选位于压力容器中，从而所述衬管冷却剂的压力仅需足够将稀释剂输送通过该衬管。例如，对蒸汽可采用内衬(lined)的冷却剂输送管以保护高温金属。或者可采用高温陶瓷。在某些实施方案中，在燃烧系统中可配置辐射防护屏以从所述燃烧系统去除热量并保持系统冷却。

当要求或需要时，在某些配置中，类似冷却燃烧器衬管的方法使用者优选提供热稀释剂来冷却燃烧器-涡轮机过渡区域的器壁。优选将由此产生的热的稀释剂经上游送入燃烧器以提供更均匀的温度分布，并回收这些热量而不稀释和冷却高能流体。

燃料输送系统

燃料源

流体燃料、稀释剂/加热器

VAST循环实施方案优选采用如下的三流体专利申请和’191专利申请中教导的能使用众多流体燃料或流化的燃料中的至少一种的三流体燃烧器的实施方案。某些实施方案优选提供多种燃料配置，这些燃料即有液态也气态。例如，天然气和柴油燃料。这降低了燃料价格波动和来源不稳定造成的经济风险。其它配置可使用多种液态燃料。使用液态燃料三流体燃烧器可提高动态性能液态燃料。

某些实施方案配置用于混合多种燃料，来降低与输送有关的费用，并将不同热值的燃料混合以降低燃料、输送和储存费用、燃料处理费用和减轻这类影响(如聚合)的费用中一个或多个参数成本。

选择性地使用泵、压缩机和控制阀来根据需要向燃烧系统提供物流和所需压力(参见图26)。(注意，在某些情况下，当外部燃料的供应压力已经足够，例如来自管路或储罐，可减少或去除某些泵或压缩机。)

燃料类型

本发明的某些实施方案可采用众多液态燃料中的一种或多种。例如：

液态石油燃料和馏出物(distillate)燃料，包括航空燃料、汽油、煤油、柴油燃料、燃料油、船用油、原油、沥青沙(tar sand)油、页岩油、重化石液体、煤衍生燃料、及液化天然气(LNG)；

植物油，包括棕榈油、椰子油、豆油、油菜子油、菜籽油(canola oil)和花生油；

这类植物油的酯；

通过加热生物质或化石烃得到的裂解燃料；

含氧燃料，包括甲醇、乙醇和MTBE；

无炭液态燃料，包括液态氢、液氨。

本发明的某些实施方案可采用众多气态燃料中的一种或多种。例如：

多数化石基或石油基气体，包括天然气、煤床(coal bed)甲烷、丙烷和丁烷；

通过用空气、富氧空气或氧气对包括煤、沥青沙以及重燃料的化石燃料进行气化生成的发生炉煤气或合成气体，包括不定量的一氧化碳和氢气及不定量的甲烷和其它烃部分，并任意包括残余的反应的燃料和/或稀释剂，包括氮气和二氧化碳；

在空气、富氧空气或氧气中对生物质进行气化所得的发生炉煤气或合成气体；

氢气或其它无炭燃料等；

生物沼气或其它生物质释放的气体。

含水燃料

某些实施方案提供含一种或多种所述燃料的流体水。例如：

溶解有水的诸如乙醇和甲醇的含氧燃料；

 燃料-水乳液，包括用任意上述液态燃料乳化的水，可选包含乳化剂或表面活性剂，例如“Orimulsion^”；

与燃料混合的水，包括燃料中含水滴及水中含燃料液滴；

与水雾、水汽或蒸汽混合的气态燃料；

上述燃料的混合物。

悬浮的固体燃料

某些实施方案优选用含氧化剂流体悬浮、夹带或流化的固体燃料颗粒。例如：

在空气或流体燃料中夹带或流化的任意煤细粉，包括褐煤粉、烟煤粉末、无烟煤粉末。

在空气或流体燃料中夹带或流化的任意生物质细粉，包括锯屑、木材粉末、活性炭粉末、面粉、稻壳、粉碎的谷物组分等等。

燃料处理系统

参照图4，使用者优选提供燃料处理设备来对燃料进行处理和调制以用于能量转换系统。

燃料过滤

如’191专利申请和三流体专利申请中所述，使用者优选提供过滤器来去除所供应的流体燃料中的微粒。优选提供孔径尽可能大的过滤器，其以所需概率除去能阻塞分布式接触器孔的微粒。例如孔尺寸约为多孔直接接触器孔尺寸的2/3的均匀的过滤器。这种微粒去除装置通过除去可掺杂涡轮机的燃料组分而使系统受益。这提高了涡轮机平均效率和利用度，并降低了维护和修理费用。可对燃料进行洗涤以除盐。

在改进的实施方案中，使用者可对所述燃料进行加热以提高性能。对液态燃料，预热至所选温度范围可降低聚合和结焦等有害作用。对气态燃料，加热可消除夹带的湿气，这些湿气会危害所述燃料-输送系统或燃烧系统组件。可通过以下一种或多种物流来进行加热：高能流体、膨胀流体、压缩的氧化剂流体、热的稀释剂流体或热的冷却剂流体。可用内部受热的组件例如发电机对燃料进行加热。

膨胀系统

涡轮机

涡轮机膨胀比(expansion ratio)

当需要机械能或电能时，使用者优选将高能流体送往膨胀机，并使高能流体从较高压力膨胀至较低压力。可将产生的机械能的一部分用于驱动发电机，随后将所述膨胀流体排放至扩散器(diffuser)(或烟囱)。(参见，例如图23)。

在较大型的系统中，如图24所示，优选使高能流体膨胀通过串连的多个膨胀工段来膨胀。

参照图20，优选由热量和质量传递系统6000输送的稀释剂对膨胀机膨胀工段中的一个或多个热组件进行冷却。例如一个或多个工段的涡轮机翼片、涡轮机叶片、涡轮机轮盖和涡轮机毂(hub)。

参照图8和图25，在某些实施方案中，使用者优选将燃烧器前的一个或多个压缩机与膨胀机和冷凝器后的再压缩机组合。通过如此，可获得净膨胀比(β_涡轮机)，该净膨胀比为所述涡轮机前的一个或多个压缩机压力比(β_lpc，β_hpc)乘以再压缩机的压力比(β_rec)，再减去在入口和出口之间的压力损失作用得到的结果。通过这种方法，可获得明显高于燃烧器与外界环境之间的常规压力比的净涡轮机膨胀比。

通过给VAST-WS循环配备再压缩机，总涡轮机膨胀比优选配置为整体氧化剂压缩比β约为10时总膨胀比为37至氧化剂压缩比β约为44时总膨胀比为102.8的范围。因此，再压缩机的加入在不使用超高压组件的条件下显著提高了总涡轮机膨胀比。其还使得能在较低温度下进行压缩。

该总涡轮机膨胀比大致随着所需入口氧化剂压缩比而变化。更优选地，所述再压缩比配置为压缩比为约10时再压缩比为约3.7，至压缩比为约44时再压缩比为约2.3的范围。

使用者优选配置所述总涡轮机膨胀比(β涡轮机)，以帮助VAST蒸汽循环(VAST-WS)获得所需的或改善的性能。表8、表9和表10显示了总氧化剂压缩比约为30的VAST水循环(VAST-W)的配置(配置方法如表11和图51所示)。更优选将所述VAST-W循环调节至约60的压力比(参见表12、表13和表14)，以给约50MW的工业涡轮机提供接近最佳经济利润率的配置，其中采用2000年的美国工业用气和用电平均价格，并假定参数如Traverso和Massardo所选择以对比其它湿循环。优选将再压缩机的压力比设置为约1.71，以得到约102.5的联合净涡轮机膨胀比。

表8对VAST-水循环(VAST-W)(30)假设和计算的设备参数
									例如，对50MW，TIT＝1300EC，β＝30
部件#	标志	指定			计算
											多变效率(Poly.Eff.)	T.夹点	其它	等焓效率(Isen.Eff.)	有效性	表面积	转移的Q
			EC				m2	kW
									1310	LPC	0.924			0.9144
1700	LGC			饱和度＝100％
									1350	HPC	0.924			0.8947
4100	CBC			过量空气＝1.05
									5100	EXP	0.8607		Mech.Eff.＝0.98膨胀机冷却剂/总流量＝0.1128	0.9121
6500	ECO			最高为低于沸腾温度3℃		0.9668	5,827	18,265
									7400	FGC		5	饱和度＝100％		0.9401	2,116	42,975
5300	RCP	0.924			0.9102
									5200	GEN			电效率＝0.985
7100	HX*					0.9128	161	522
									7600	COL		10			0.72	2720	41206
	所有的泵		水力效率＝0.83；机械效率＝0.90
									*这是对一般情况加入的，但在该配置中可除去

表9物流组成：VAST-水循环(VAST-W)(30)
									例如，对50MW，TIT＝1300EC，β＝30。斜体表示的数值为假定值
第一次出现(Occurrence)		CH4	H2O(L)	H2O(V)	N2	CO2	O2	物流
									输入空气	摩尔分数			0.01	0.782	0	0.207	100，101，102
质量分数			0.006	0.762	0.001	0.231
								中间冷却器后		摩尔分数			0.052	0.749	0	0.199	103，160，170
质量分数			0.033	0.742	0.001	0.225
									燃料	摩尔分数	0.93			0.07			320
质量分数	0.884			0.116
								燃烧器后		摩尔分数			0.48	0.457	0.057	0.006	405
质量分数			0.358	0.53	0.105	0.008
									膨胀机后				不可得				420，430
表面冷凝器后	摩尔分数			0.148	0.736	0.079	0.037	460，421，475
									质量分数			0.095	0.738	0.124	0.043
	露点温度＝53.95℃.
									其它物流为纯液态H2O

表10物流数值：VAST-水循环(VAST-W)(30)
																				例如，对50MW，TIT＝1300℃，β＝30。粗体表示的数值为假定值
单元#	名称	物流#	质量流量Kg/s	温度EC	压力巴	PwrMeMW	PwrEIMW	ΔP	ΔQ	单元#	名称	物流#	质量流量kg/s	温度EC	压力巴	PwrMeMW	PwrElMW	ΔP	ΔQ
																				输入物流
1100	OXS	100	42.51	15	1.01
																				2100	DIS	200	0	15	3
3100	FUS	320	2.25	25	41.88
																				*1200	TRE	100	42.51	15	1.01					7100	HX	421	44.25	167.5	1.03
		101	42.51	15	1			1％				475	44.25	156.9	1.02			2％
																				1310	LPC	101	42.51	15	1							247	0.25	70.93	100
		102	42.51	101.8	2.36							270	1.17	157.5	97			4％	1％
																						500	0	0	0	-4				5900	STA	475	44.25	156.9	1.02
1700	LGC	102	42.51	101.8	2.36								44.25	156.9	1.01			1％
																						270	1.17	157.5	97					7600	COL	242	378.3	51.08	3
		103	43.68	49.8	2.36				1％			243	378.3	25.01	2.88			4％
																				1350	HPC	103	43.68	49.8	2.36						PUM	CWIN	374.5	15	1.01
		160	37.03	415.4	29.91							CWINP	374.5	15.01	2		-0.05
																						170	6.65	415.4	29.91							CWOUT	374.5	41.08	1.92			4％
		501	0	0	0	-17				7820	PUM	246	378.3	51.08	2.77
																				4100	CBC	160	37.03	415.4	29.91							242	378.3	51.08	3		-0.009
		320	2.25	25	41.88					6100	MIX	241	363.5	51.93	2.77
																						230	13.05	344.4	160							245	14.73	30.02	3
		405	52.32	1300	29.01			3％	1％			246	378.3	51.08	2.77
																				5100	EXP	405	52.32	1300	29.01					7810	PUM	244	14.73	30	0.29
		170	6.65	415.4	29.91							245	14.73	30.02	3		-0.005
																						420	58.98	354.4	0.29					6300	SPL	240	378.3	51.93	2.77
		580	0	0	0	80						295	14.73	51.93	2.77
																				6500	ECO	420	58.98	354.4	0.29							241	363.5	51.93	2.77

表10物流数值：VAST-水循环(VAST-W)(30)
																				例如，对50MW，TIT＝1300℃，β＝30。粗体表示的数值为假定值
单元#	名称	物流#	质量流量Kg/s	温度EC	压力巴	PwrMeMW	PwrElMW	ΔP	ΔQ	单元#	名称	物流#	质量流量kg/s	温度EC	压力巴	PwrMeMW	PwrElMW	ΔP	ΔQ
																						430	58.98	124	0.29			2％		2300	TRE	295	14.73	51.93	2.77
		249	13.05	53.35	165							201	14.22	51.93	2.65			4％
																						230	13.05	344.4	160			4％	1％	2100	DIS	200	0	15	3
7400	FGC	430	58.98	124	0.29					8500	DWD	290	0.51	51.93	2.77
																						460	44.25	30	0.29			2％		2200	PUM	201	14.22	51.93	2.65
		243	378.3	25.01	2.88							220	14.22	52.78	100		-0.184
																						240	378.3	51.93	2.77			4％		6320	SPL	220	14.22	52.78	100
		244	14.73	30	0.29				1％			248	13.05	52.78	100
																				5300	RCP	460	44.25	30	0.29							247	1.17	52.78	100
		421	44.25	167.5	1.03					7800	PUM	248	13.05	52.78	100
																						531	0	0	0	-7						249	1.17	52.78	100		-0.112
5200	GEN	530				52	50		-	净电输出							50

表11用于VAST-W(β＝30)和VAST-W(β＝60)的计算方法
1	设定固定变量：(显示的数值为用于该实际配置的数值。)
		T(F100)＝15℃.			P(F100)＝1.01bar		X(F100)＝[参见组成说明]
												T(F200)＝15℃.			P(F200)＝3巴
		T(F320)＝25℃.			对β＝30∶P(F320)＝41.88巴
															对β＝60∶P(F320)＝83.96巴
		X(F320)＝[参见组成说明]
		所有设备的压降(ΔP)和热损失(ΔQ)显示在物流数值表中
												F275中的过冷ΔT＝3℃.
												T(冷却水)＝15℃.
		在7600(COL)中的温度夹点＝10℃.
		多变效率1310(LPC)＝0.9240
												多变效率1350(HPC)＝0.9240
		多变效率5100(EXP)＝0.8607
												多变效率5300(RCP)＝0.9240
												P(F275)＝160巴
		T(F275)过冷＝3℃.
		物流F103用H2O饱和
		实际O2对化学计量的比例＝1.05
												T(F405)＝1300℃.
												叶片冷却剂/膨胀机中的总流量＝0.1067
		膨胀机5100(EXP)的机械效率＝0.98
		7400(FGC)中的温度夹点＝5℃.
												蒸汽F460(离开FGC的气体物流)是饱和的。
												发电机5200(GEN)的电效率＝0.985
		所有泵的水力效率＝0.83
											所有泵的机械效率＝0.9
												对β＝30∶T(F475)＝156.90
		对β＝60∶T(F475)＝82.55

表11用于VAST-W(β＝30)和VAST-W(β＝60)的计算方法
												对β＝30；取两个压缩机的压力比为30
										2	初步计算
	计算1200(TRE)以获得X(F101)，P(F101)和T(F101)
									基于过冷数值计算T(F275)
	T(F24)＝T(冷却水)+7600(COL)中的温度夹点
									3	初始设计变量：(显示数值＝所选数值)
	对β＝30∶P(F102)＝2.36巴							P(F420)＝0.29巴
										对β＝60∶P(F102)＝1.22巴					P(F160)＝59.97巴		P(F420)＝0.62巴
		4	从假设的压力、ΔP′s和所述设计变量计算所有物流的压力
											5	假设基值为F101＝1kg/s，并基于X(F101)计算1310(LPC)以获得W500，F102和T(F102).
		6	猜测T(F270)(迭代后的终值)						对β＝30∶T(F270)＝157.50
对β＝60∶T(F270)＝72.59℃.)
											(注意：由于F270的数值较小，所述计算对该值不是非常敏感)
		7	假设物流F103是饱和的，并计算1700(LGC)以获得F270，F103，|X(F103)和T(F103).
												8	计算1350(HPC)以获得F160，T(F160)，W501和T(F170)
		9	假设基值为F320＝1kg/s燃料。基于X(F320)，假设的过量02比例和T(F405)
													计算4100(CBC)以获得实际的F160，F405，X(F405)
		10	根据叶片冷却剂对通过膨胀机的总流量的比例，计算F170
												11	根据F160和F170的总和，调整F103，F102，F270，F101.F100＝F101
		12	根据给定的多变效率，计算5100(EXP)以获得F420和T(F420).
												13	猜测T(F248)(迭代后的终值)					对β＝30∶T(F248)＝52.78
对β＝60∶T(F248)＝70.93℃.)
					14	计算7800(PUM)以获得F249，T(F249)
													15	计算6500(ECO)以获得F430，T(F430)
					16	根据饱和物流F460和对7400(FGC)的温度夹点，计算7400以获得T(F460)，F460，X(F460)，F244，F240，T(F240)，F246，T(F246).
													17	取F295＝F246并计算6300以获得T(F295)，F241，T(F241)
					18	取F201＝F249+F270.
													19	计算2300(TRE)以获得F200或(F290和T(F290))
					20	计算2200(PUM)以获得F220，T(F220)

表11用于VAST-W(β＝30)和VAST-W(β＝60)的计算方法
								21	计算6320(SPL)以获得T(F248)、F255、T(F255)
		22	T(F248)是否符合步骤13中假设的T(F248)？如果不是，调整T(F248)并从步骤13开始重复计算。如果是，继续。
							23	根据其多变效率，计算5300(RCP)以获得F241和T(F241)
		24	根据指定的T475或对高于饱和度的度数的说明，计算T475和Q(7100)
							25	计算HX(7100)以获得F270和T(F270)
	26	T(F270)是否符合在步骤6中假设的T(F270)？如果不是，调整T(F270)并从步骤6开始重复计算。如果是，继续。
						27	计算6100(MIX)以得到F242，T(F242)
	28	计算7820(PUM)以得到F243，T(F243)
						29	计算7600(COL)
	30	计算所有的传热器面积。
						31	计算所有的资本成本和材料费用以及发电数量。

表12假设和计算的设备参数：VAST水循环(YAST-W)(60)
									例如，对β＝60，TIT＝1300EC(～Opt IRR)
序号	标志	指定值			计算值
											多变效率	T夹点	其它	等焓效率	有效性	表面积	转移的Q
			EC				m2	kW
									1310	LPC	0.924			0.9219
1700	LGC			饱和度＝100％
									1350	EPC	0.924			0.8779
4100	CBC			λA/F rel＝1.05
									5100	EXP	0.8607		机械效率＝0.98膨胀机冷却剂/总流量＝0.1067	0.9114
6500	ECO			最高温度设为低于沸点3EC		0.9013	5,469	21,224
									7400	FGC		5	饱和度＝100％		0.9380	3,400	53,738
5300	RCP	0.924			0.9183
									5200	GEN			电效率＝0.985
7100	HX*					0.1418	1.92	1.66
									7600	COL		10
	所有泵		水力效率＝0.83；机械效率＝0.90
									*这是对一般情况加入的，但在该配置中可去除。

表13物流组成：VAST-水循环(VAST-W)(60)
									例如，对β＝60，TIT＝1300EC(～Opt IRR)
第一次出现		CH4	H2O(L)	H2O(V)	N2	CO2	O2	物流
									输入空气	摩尔分数			0.01	0.782	0	0.207	100，101，102
质量分数			0.006	0.762	0.007	0.231
								中问冷却器后		摩尔分数			0.019	0.775	0	0.206	103，160，170
质量分数			0.012	0.758	0.001	0.23
									燃料	摩尔分数	0.93			0.07			320
质量分数	0.884			0.116
								燃烧器后		摩尔分数			0.508	0.432	0.054	0.005	405
质量分数			0.384	0.508	0.1	0.007
									膨胀机后				不可得				420，430
表面冷凝器后	摩尔分数			0.07	0.803	0.086	0.041	460，421，475
									质量分数			0.044	0.78	0.131	0.045
	露点温度＝39.36℃.
									所有其它物流为纯液态H2O

表14物流数值：VAST-水循环(VAST-W)(60)
																				例如，对β＝60，TIT＝1300℃(～Opt.IRR)。粗体表示的数值为假定值
单元#	名称	物流#	质量流量kg/s	温度EC	压力巴	PwrMeMW	PwrElMW	ΔP	ΔQ	单元#	名称	物流#	质量流量kg/s	温度EC	压力巴	PwrMeMW	PwrElMW	ΔP	ΔQ
																				输入物流
1100	OXS	100	42.39	15	1.01
																				2100	DIS	200	0	15	3
3100	FUS	320	2.24	25	83.96
																				设备和物流
1200	TRE	100	42.39	15	1.01					7100	HX	421	41.76	82.59	1.03
																						101	42.39	15	1			1％				475	41.76	82.55	1.02			2％
1310	LPC	101	42.39	15	1							247	0.25	70.93	100
																						102	42.39	32.67	1.22							270	0.25	72.59	97			4％	1％
		500	0	0	0	-0.76				5900	STA	475	41.76	82.55	1.02
																				1700	LGC	102	42.39	32.67	1.22								41.76	82.55	1.01			1％
		270	0.25	72.59	97					7600	COL	242	283.1	67.27	3
																						103	42.64	19.86	1.22				1％			243	283.1	25	2.88			4％
1350	HPC	103	42.64	19.86	1.22			-			PUM	CWIN	280.4	15	1.01
																						160	36.15	653.8	59.97							CWINP	280.4	15	2		-0.04
		170	6.5	653.8	59.97							CWOUT	280.4	57.27	1.92			4％
																						501	0	0	0	-29				7820	PUM	246	283.1	67.26	2.77
4100	CBC	160	36.15	653.8	59.97							242	283.1	67.27	3		-0.01
																						320	2.24	25	83.96					6100	MIX	241	263.9	69.96	2.77
		230	16.04	344.4	160							245	19.16	30.02	3
																						405	54.42	1300	58.17			3％	1％			246	283.1	67.26	2.77
5100	EXP	405	54.42	1300	58.17					7810	PUM	244	19.16	30	0.6
																						170	6.5	653.8	59.97							245	19.16	30.02	3		-0.01

表14物流数值：VAST-水循环(VAST-W)(60)
																				例如，对β＝60，TIT＝1300℃(～Opt.IRR)。粗体表示的数值为假定值
单元#	名称	物流#	质量流量kg/s	温度EC	压力巴	PwrMeMW	PwrElMW	ΔP	ΔQ	单元#	名称	物流#	质量流量kg/s	温度EC	压力巴	PwrMeMW	PwrElMW	ΔP	ΔQ
																						420	60.92	374.2	0.62					6300	SPL	240	283.1	69.96	2.77
		580	0	0	0	84						295	19.16	69.96	2.77
																				6500	ECO	420	60.92	374.2	0.62							241	263.9	69.96	2.77
		430	60.92	120.1	0.61			2％		2300	TRE	295	19.16	69.96	2.77
																						249	16.04	71.58	165							201	16.28	69.97	2.65			4％
		230	16.04	344.4	160			4％	1％	2100	DIS	200	0	15	3
																				7400	FGC	430	60.92	120.1	0.61					8500	DWD	290	2.88	69.96	2.77
		460	41.76	30	0.6			2％		2200	PUM	201	16.28	69.97	2.65
																						243	283.1	25.01	2.88							220	16.28	70.93	100		-0.21
		240	283.1	69.96	2.77			4％		6320	SPL	220	16.28	70.93	100
																						244	19.16	30	0.6				1％			248	16.04	70.93	100
5300	RCP	460	41.76	30	0.6							247	0.25	70.93	100
																						421	41.76	82.59	1.03					7800	PUM	248	16.04	70.93	100
		531	0	0	0	-2.3						249	16.04	71.58	165		-0.14
																				5200	GEN	530				52.2	50.4			净电输出							50

对组合的入口压缩压力比约为30的VAST-WS循环，这种涡轮机膨胀比(β涡轮机)优选选为约76.1。对VAST蒸汽循环(VAST-WS)，所述组合的压力比更优选调整至约25，以将经济性能提高至接近最优(表15、表16和表17显示了压缩比为25的VAST-WS的配置，配置方法显示在表18和图52中)。对该VAST-WS循环的再压缩机压力比优选选择为约1.81以得到约46.1的组合净涡轮机膨胀比(β涡轮机)。

表15设备参数：VAST-水 & 蒸汽(VAST-WS)
										例如，50MW，TIT＝1300EC，β＝25(～Opt IRR)
序号	标志	指定值			计算值
												多变效率	T.夹点	其它	等焓效率		有效性	表面积	转移的Q
			EC					m2	kW
										1310	LPC	0.924			0.9097
1700	LGC			饱和度＝100％
										1350	HPC	0.924			0.9016
4100	CBC			过量空气＝1.05
										5100	EXP	0.8607		机械效率＝0.98叶片冷却剂/总流量＝0.1099	0.9029
6700	SH			T夹点＝15K
										6600	EVA			T夹点＝5K
6500	ECO			最大为低于沸点3EC			0.9321	3,882	9,755
										7400	FGC		5	饱和度＝100％			0.9332	3,687	53,324
5300	RCP	0.924				0.9177
										5200	GEN			电效率＝0.985
7100	HX*						0.5003	69	70
										7600	COL		10				0.8	3282	49726
	所有泵		水力效率＝0.83；机械效率＝0.9
										*这是对一般情况加入的，对于该配置可以去除。

表16物流组成：VAST-水 & 蒸汽循环(VAST-WS)
									例如，50MW，TIT＝1300C，β＝25(～Opt IRR)。斜体表示的数值为假定值
第一次出现		CH4	H2O(L)	H2O(V)	N2	CO2	O2	物流
									输入空气	摩尔分数			0.01	0.782	0	0.207	100，101，102
质量分数			0.006	0.762	0.001	0.231
								中间冷却器后		摩尔分数			0.068	0.737	0	0.195	103，160，170
质量分数			0.043	0.734	0.001	0.222
									燃料	摩尔分数	0.93			0.07			320
质量分数	0.884			0.116
								燃烧器后		摩尔分数			0.508	0.433	0.054	0.005	405
质量分数			0.384	0.509	0.1	0.007
									膨胀机后				不可得				420，430，431，432
表面冷凝器后	摩尔分数			0.074	0.8	0.085	0.041	460，421，475
									质量分数			0.046	0.778	0.13	0.045
	露点温度＝40.370℃
									所有气体物流为纯液态H2O。

表17物流数值：VAST-水 & 蒸汽循环(VAST-WS)(25)
																				例如，50MW，TIT＝1300C，β＝25(～Opt IRR)。粗体表示的数值为假定值
单元#	名称	物流#	质量流量Kg/s	温度EC	压力巴	PwrMeMW	PwrElMW	ΔP	ΔQ	单元#	名称	物流#	质量流量kg/s	温度EC	压力巴	PwrMeMW	PwrElMW	ΔP	ΔQ
																				输入物流
1100	OXS	100	42.47	15	1.01
																				2100	DIS	200	0	15	3
3100	FUS	320	2.25	25	35.75
																				设备和物流
1200	TRE	100	42.47	15	1.01					5300	RCP	460	42	30	0.57
																						101	42.47	15	1			1％				421	42	88.3	1.03
1310	LPC	101	42.47	15	1							531	0	0	0	-3
																						102	42.47	151	3.54					5200	GEN	530				52	50
		500	0	0	0	-6				7100	HX	421	42	88.3	1.03
																				1700	LGC	102	42.47	151	3.54							475	42	86.7	1.02			2％
		270	1.65	78.3	9.7							247	1.65	68.3	10
																						103	44.13	64.1	3.54				1％			270	1.65	78.3	9.7			4％	1％
1350	HPC	103	44.13	64.1	3.54					5900	STA	475	42	86.7	1.02
																						160	37.41	336	25.53								42	86.7	1.01			1％
		170	6.72	336	25.53					7600	COL	242	292	65.7	3
																						501	0	0	0	-13						243	292	25	2.88			4％
4100	CBC	160	37.41	336	25.53						PUM	CWIN	290	15	1.01
																						320	2.25	25	35.75							CWINP	290	15	2		0.039
		230	6.18	219	25.66							CWOUT	290	55.7	1.92			4％
																						231	8.63	462	24.89
		405	54.47	1300	24.77			3％	1％

表17物流数值：VAST-水 & 蒸汽循环(VAST-WS)(25)
																				例如，50MW，TIT＝1300C，β＝25(～Opt IRR)。粗体表示的数值为假定值
单元#	名称	物流#	质量流量Kg/s	温度EC	压力巴	PwrMeMW	PwrElMW	ΔP	ΔQ	单元#	名称	物流#	质量流量kg/s	温度EC	压力巴	PwrMeMW	PwrElMW	ΔP	ΔQ
																				5100	EXP	405	54.47	1300	24.77
		170	6.72	336	25.53
																						420	61.19	477	0.59					7820	PUM	246	292	65.7	2.77
		580	0	0	0	73						242	292	65.7	3		0.007
																				6700	SH	420	61.19	477	0.59					6100	MIX	241	273	68.2	2.77
		430	61.19	420	0.59			2％				245	19.2	30	3
																						252	8.63	225	25.66							246	292	65.7	2.77
		231	8.63	462	24.89			2％	1％	7810	PUM	244	19.2	30	0.57
																				6600	EVA	430	61.19	420	0.59							245	19.2	30	3		0.006
		431	61.19	230	0.58			2％		6300	SPL	240	292	68.2	2.77
																						251	8.63	219	25.66							295	19.2	68.2	2.77
		252	8.63	225	25.66				1％			241	273	68.2	2.77
																				6350	SPL	250	14.81	219	25.66					2300	TRE	295	19.2	68.2	2.77
		230	6.18	219	25.66							201	16.5	68.2	2.65			4％
																						251	8.63	219	25.66					2100	DIS	200	0	15	3
6500	ECO	431	61.19	230	0.58					8500	DWD	290	2.77	68.2	2.77
																						432	61.19	112	0.58			2％		2200	PUM	201	16.5	68.2	2.65
		249	14.81	68.5	26.46							220	16.5	68.3	10		0.016
																						250	14.81	219	25.66			4％	1％	6320	SPL	220	16.5	68.3	10
7400	FGC	432	61.19	112	0.58							248	14.8	68.3	10
																						460	41.95	30	0.57			2％				247	1.65	68.3	10
		243	292.3	25	2.88					7800	PUM	248	14.8	68.3	10
																						240	292.3	68.2	2.77			4％				249	14.8	68.5	26.46		0.033
		244	19.24	30	0.57				1％	净电输出							50.0

表18用于VAST-W & S(β＝25)的计算方法
1	设定固定变量：(显示的数值是用于该实际配置的数值)
													T(F100)＝15℃				P(F100)＝1.01巴		X(F100)＝[参见组成说明]
		T(F200)＝15℃				P(F200)＝3巴
													T(F320)＝25℃				P(F320)＝35.75巴		X(F320)＝[参见组成说明]
													总压力比(β)＝25
		对物流数值表中显示的所有设备的压降(ΔP)和热损失(ΔQ)
		物流F276中的过冷ΔT＝3℃
		T(冷却水)＝15℃
													7600(COL)中的温度夹点＝10℃
		6700(SH)中的温度夹点＝5℃
													6600(EVA)中的温度夹点＝5℃
		7400(FGC)中的温度夹点＝5℃
		1310(LPC)的多变效率＝0.9240
													1350(HPC)的多变效率＝0.9240
		5100(EXP)的多变效率＝0.8607
													5300(RCP)的多变效率＝0.9240
													P(F276)＝P(F160)
		T(F276)过冷＝3℃
		物流F103(离开1700 LGC的气态物流)为H2O饱和的
													物流F460(离开7400 FGC的气态物流)为H2O饱和的
		实际的O2对化学计量的比例＝1.05
													T(F405)＝1300℃
													叶片冷却剂/膨胀机中的总流量＝0.1067
		膨胀机5100(EXP)的机械效率＝0.98
													发电机5200(GEN)的电效率＝0.985
		所有泵的水力效率＝0.83
													所有泵的机械效率＝0.9
													T(F475)＝86.72
													取两个压缩机的压缩比为25
											2	初步计算
		计算1200(TRE)以获得X(F101)、P(F101)和T(F101)
												根据过冷数值计算T(F276)
		T(F244)＝T(冷却水)+7600(COL)中的温度夹点

表18用于VAST-W & S(β＝25)的计算方法
							3	初始设计变量：(显示值＝所选值)
		P(F102)＝3.54巴				P(F420)＝0.59巴
								4	从假定的β、ΔP’s和设计变量计算所有物流的压力
	5	假设基值F101＝1kg/s，并根据X(F101)计算1310(LPC)以获得W500、F102和T(F102)。
								6	猜测T(F270)(迭代后的终值：＝219.30℃)
		(注意：由于F270的值较小，所述计算对该值不是非常敏感)
									7	假定物流F103是饱和的，并计算1700(LGC)以获得F270、F103、X(F103)和T(F103)。
		8	计算1350(HPC)以获得F160、T(F160)、W501和T(F170)
									9	猜测F270(迭代后的终值＝6.18kg/s)
			10	猜测T(F275)(迭代后的终值＝461.70℃)
											11	假设基值F320＝1kg/s燃料。基于X(F320)，假定的过量O2比例和T(F405)计算4100(CBC)以获得实际的F160、F275、F405、X(F405)
				12	根据叶片冷却剂对通过膨胀机的总流量的比例，计算F170
											13	根据指定的多变效率，计算5100(EXP)以获得F420和T(F420)
			14	检验T(F420)-T(F275)＝对6700SH允许的温度夹点是否成立。如果不成立，调整T(F275)并从步骤10开始重复计算。如果成立，继续。
										15	取F251＝F275，计算6350SPL以获得T(F251)、F250、T(F250)
			16	根据P(F252)，并假设饱和蒸汽，计算T(F252)
										17	计算6700SH以获得F430、T(F430)
			18	计算6600EVA以获得F431、T(F431)
									19	检验T(F431)-T(F252)＝对6700SH允许的温度夹点是否成立。如果不成立，调整F270并从步骤9开始重复计算。如果成立，继续。
		20	根据F160和F170的总和，调整F103、F102、F270、F101。F100＝F101
									21	猜测T(F248)(迭代后的终值68.29℃)
			22	计算7800(PUM)以获得F249、T(F249)
										23	计算6500(ECO)以获得F430、T(F430)
			24	根据饱和蒸汽F460和7400FGC的温度夹点，计算7400以获得F460、T(F460)、X(F460)、F244、F240、T(F240)、F246、T(F246)
										25	取F295＝F246并计算6300SPL以获得T(F295)、F241、T(F241)
			26	取F201＝F249+F270
										27	计算2300(TRE)以获得F200或(F290和T290)
			28	计算2200(PUM)以获得F220、T220
										29	计算6320(SPL)以获得T(F248)、F255、T(F255)
		30	T(F248)是否符合步骤21中假设的T(F248)？如果不是，调整T(F248)并从步骤21开始重复计算。如果是，继续。
									31	根据其多变效率，计算5300(RCP)以获得F421和T(F421)。
		32	根据指定的T(F475)或对高于饱和度的度数的说明，计算7100HX以获得F270和T(F270)
								33	T(F270)是否符合步骤6中假定的T(F270)？如果不是，调整T(F270)并从步骤6开始重复计算。如果是，继续。

表18用于VAST-W & S(β＝25)的计算方法
				34	计算6100(MIX)以获得F242、T(F242)
	35	计算7820(PUM)以获得F243、T(F243)
				36	计算7600(COL)
	37	计算所有的热交换器面积
				38	计算所有的资本成本和材料费用以及发电数量

参照图39，借助两个或更多个压缩机，可以改变所述高压到低压压缩机，以提高系统效率。

过量水注入损失vs阻力损失(Drag Losses)

通过一个或多个组件的阻力损失和/或寄生的泵损失降低了有效的氧化剂压缩比，并进而降低了能用于回收机械能的净涡轮机膨胀比。例如，一个或多个入口扩散器、入口氧化剂流体过滤器、入口水夹带喷雾器、压缩机内水喷雾器、压缩机中间水喷雾器、压缩机中间表面中间冷却器、扩散器、燃烧器组件包括扩散器、流体输送装置和平衡区(“过渡段”)、过热器、蒸发器、节热器、预热器、冷凝器、冷却器和扩散器。为了减少压降，使用者优选配置水喷雾式氧化剂入口过滤器，例如’191专利申请中所教导的。也优选配置直接接触式冷凝器来减少压降并提高热性能，例如’191专利申请中所教导的。

多轴涡轮机

在某些实施方案中，使用者优选在一根轴上配置第一压缩涡轮机和第一压缩机。优选在第二轴上放置动力涡轮机和发电机。使用者优选在第一轴上与所述压缩涡轮机和压缩机一起配置再压缩机。优选所述组合与马达配置在一起，该马达可冲制压缩机-再压缩机组合的速度。在其它配置中，所述再压缩机和马达可配置在独立的轴上。

这种组合提供了改变所述压缩机-涡轮机转速和相关的含氧化剂流体的流速和燃烧过程时的灵活性。由于其不必驱动压缩机，因此所述动力涡轮机优选配置来向应用提供所需的转矩和速度。例如，其可配置为在低速应用中输送高转矩。类似地，所述涡轮机和发电机可在独立的轴上，以与所述栅板速度成比例的固定速度运行。

至少一台涡轮机的转速可以调高或降低，从而在更高效的参数下运行该涡轮机。例如可根据所需输出轴速度来调整所述动力涡轮机的速度。类似地，可改变所述再压缩机的速度以控制净涡轮机膨胀比。

在某些配置中，使用者可在所述动力涡轮机和输出驱动轴之间配置可调速驱动器。这可以适应大部分的速度改变，同时保持所述涡轮机接近其对所需功率的最佳效率。

优选将所述压缩涡轮机的功率调整至所述压缩机所需的功率。在单位压缩空气流量下O2排放浓度为15％时，这比常规贫燃烧压缩涡轮机降低约65％到约72％。当使用者加入再压缩机时，优选将所述压缩涡轮机调节至所述第一轴上的两台压缩机提取的总功率。

在某些实施方案中，使用者优选在第三轴上配置第二(低压)压缩涡轮机或电动马达，同时配置入口低压压缩机。在这类配置中，使用者优选在该第三轴上配置再压缩机，同时将高压压缩机放置再第一轴上与高压压缩涡轮机一起。将所述高压压缩涡轮机和低压压缩涡轮机或电动马达配置为相关压缩机所需的功率。使用者优选在独立的第二轴上直接使用所述动力涡轮机或者与发电机一起使用。

某些实施方案将机械装置与所述涡轮机连接，所述连接可使用或不使用中间驱动器。除压缩机外，机械装置可由至少一个容器推进器、循环再压缩机和循环泵构成。

涡轮机净比功率

在某些实施方案中，使用者优选提升涡轮膨胀机的单位质量流量的净功率或“比功率”。即，单位涡轮机质量流量(kg/s)的净涡轮机功率kW＝(kJ/s)/(kg/s)＝(kJ/kg)。通过提高同一涡轮机可产生的功率，可降低VAST循环产生所需功率的基本投资。由于每年的使用小时数减少，因此该投资日益成为功率成本($/kW，或能量成本￠/kWh或$/MWh)的大部分。

在某些配置中，使用者优选配置所述VAST循环，以提供如下特性和效益：

提高每工段的涡轮机比功率

更高的比热容

更高的比焓

对给定功率比的质量较低

对给定温度、质量流量、压力的功率较高

更高的峰值比功率

更高的涡轮机膨胀比

净涡轮机膨胀比

在某些实施方案中，使用者优选提高所述涡轮机的膨胀比，其中高能流体通过该涡轮机膨胀。即，所述膨胀比为涡轮机入口的高压对涡轮机出口后的低压的比例。

在某些配置中，使用者用以液态泵入的可汽化稀释剂替代过量氧化剂和压缩的气态热稀释剂中的大部分。优选根据本发明所述调整压缩机和涡轮机的尺寸。(例如，通过泵入水替代约65％或更多的压缩空气)。这使得通过所述涡轮机的高能流体的单位涡轮机质量流量的净涡轮机功率或净比功率大幅上升(kW每kg/s流量的涡轮机入口检测的高能流体或kJ/kg涡轮机入口检测的高能流体)(参见，例如图41和图48)。因此，这相对现有技术大幅提高了来自动力涡轮机的转矩，特别是在低速的时候。

例如，对样品工业50MW 1300℃的空气衍生涡轮机，借助带有蒸汽和水热量回收的VAST蒸汽循环(VAST-WS)，在约30的空气压力比β下(接近经济最优值)，单位涡轮机质量流量的净涡轮机功率单位涡轮机质量流量的净涡轮机功率为约843kJ/kg(kW/kg/s)。该功率的范围为从空气压力比β为约10时的约791kJ/kg至空气压力比β为约40时的约852kJ/kg。

类似地，对样品工业50MW 1300℃的空气衍生涡轮机，借助仅有水热量回收的VAST-W(VAST水循环)，在约30的空气压力比β下(接近工业经济最优值)，所述单位涡轮机质量流量的净涡轮机功率单位涡轮机质量流量的净涡轮机功率为约847kJ/kg(kW/kg/s)。该功率的范围为从空气压力比β为约10时的约764kJ/kg至空气压力比β为约40时的约851kJ/kg的峰值。在压力比β约为58时，该净涡轮机比功率回落至约848kJ/kg。

在某些实施方案中，使用者优选用水或蒸汽替代涡轮机叶片空气冷却，或不使用涡轮机叶片冷却。带有蒸汽和水热量回收但没有空气冷却的VAST蒸汽循环(VAST-WS)，对约50到约10的压力比β可分别实现约41％到约44％的较高的热稀释剂/氧化剂流量(水/空气)比例。因此，该配置得到高得多的净涡轮机比功率。

在接近工业经济最优值的约30的空气压力比β下，该不带叶片冷却的VAST-WS可实现约980kJ/kg(kW/kg/s)的净涡轮机比功率。该净涡轮机比功率的范围为从压力比β约10时的约912kJ/kg到压力比β约50时的约993kJ/kg。

通过与现有技术比较，在类似条件下，最类似的HAWIT循环的涡轮机净比功率为约612kJ/kg(kW/kg/s)。(即，涡轮机的总功率减去压缩机和泵中的所有泵送功，再除以离开所述涡轮机的流体质量流量。即，所述VAST-WS的涡轮机净比功率高出约38％。类似地，单压力STIG循环的涡轮机净比功率为533kJ/kg。这样使得所述VAST-WS在所述涡轮机净比功率方面比STIG循环高约58％。这些参数提供了巨大的热经济学效益。

类似地，在该50MW工业空气衍生的涡轮机例子中，所述不带叶片冷却及空气冷却的VAST-WS的净涡轮机比功率为980kJ/kg，约比HAWIT循环高60％，比STIG循环高84％。

也应注意，所述VAST循环采用非常高的加入的热稀释剂/含氧化剂流体流量(在压缩机入口)(例如总加入的水/总压缩空气流量)的比例。例如对用空气冷却的涡轮机在涡轮机入口温度1300℃时计算的例子，该比例为29％-40％。相对而言，所述四种现有技术循环STIG、HAT、RWI和HAWIT在常规空气压力比20-40时的水/空气比例通常在12-23％范围。(假定全循环的新设计使得可加入这种水平的其它稀释剂)。因此，在约1300℃时，VAST循环优选提供高于26％的总加入水/总压缩空气流量。在较低的涡轮机入口温度(TIT)，这些水/空气比例进一步提高。

涡轮机要求

高温燃气轮机组件需要高能流体中诸如钠和钒的离子水平较低，以避免组件损坏。其优选微粒水平较低，以避免涡轮机翼片和叶片结垢，这种结垢会降低效率。这些有害组分来自输入的含氧化剂流体、燃料和热稀释剂。(例如，压缩空气、柴油机燃料和水)。

组分冷却 & 回收利用冷却的热量

使用者优选向一个或多个发热组件提供热稀释剂冷却(参见图18和图22)。例如，可冷却发电机、马达、机械驱动器、泵、轴承、电磁转换器(例如变压器或变频转换器)或电磁控制器中的一个或多个。参照图18，这些可作为低温来描述和收集。然后优选将所述加热后的流体送回所述VAST热力学循环，以冷却燃烧过程和高能流体。这类冷却剂流回收了通常通过组件流失的热量，从而减少了将离开燃烧器的高能流体的温度提高至所需燃烧器出口温度(或涡轮机入口温度)时需要的燃料量。

所述涡轮机-发电机驱动系统是热损失的重要源头。在某些实施方案中，使用者优选回收部分所述驱动系统产生的热量，并用热稀释剂对其进行再循环。

变速电子功率转换器/控制器能实现约95％到约96％的效率。例如，在小型涡轮机动力系统中。因此，发电机产生的总功率中有约5％到4％转化成热。常规动力转换系统通常提供空气冷却来保持所述电子功率转换器的温度。所述风扇的送风功率是巨大的寄生损失，并降低效率。

作为替代，借助VAST循环，在某些配置中使用者优选提供液体热交换器来冷却动力电子器件。使用者优选配置所述热交换器和/或控制所述热稀释剂的流量来根据可靠性要求保持动力转换器的连接处温度低于所需或所要求的水平(或将故障率降低至所需水平)。使用者优选提供富余的泵，从而以所需概率提供冷却剂流体。

借助这种措施，使用者从动力电子器件中回收热量，并将热稀释剂从离开所述冷凝器的流体温度加热至接近所允许的离开所述动力电子器件热交换器的温度。例如，选取温度约25℃至约30℃的热稀释剂，并将其加热至最高达约95℃至约98℃。因此，使用者回收了约3.5-4.5％或更多的动力，否则这些热量将从变频电子功率转换器以热量形式损失。

使用者优选将该加热后的热稀释剂输送入一股或多股共同冷却所述高能流体的热稀释剂流中。这减少了作为燃料加入来将含氧化剂流体和热稀释剂温度提升至所需燃烧器出口温度(或涡轮机入口温度)的热量。通过优选回收这种热量，热效率明显上升。

例如，大约一个百分点或更多。借助这些措施，预计在100kW小型涡轮机动力系统中回收3.5-4.5kW的热。同时降低了所需的寄生风扇功率。因此，在这类系统中，预计可将这种100kW VAST小型涡轮机动力系统的效率从约36％提升至约37％。

在这类配置中，优选用低溶解性高传导性的材料或涂层作为所述热交换器的衬里，以降低所述热交换器分解(dissolution)进入热稀释剂的程度。例如，镀锡或不锈钢涂层来降低铜热交换器的腐蚀或分解。这降低了所述热稀释剂系统中的铜或其它掺杂物(这些掺杂物会随高能流体流入涡轮机中)的浓度。

齿轮系通常产生0.5-2％或更高的损失。在某些实施方案中，使用者优选使用流体冷却剂来冷却所述齿轮系并回收这些热量。优选将所述热稀释剂直接用作流体冷却剂。在其它配置中，使用适合的中间媒介冷却剂，并随后将热量回收入热稀释剂中。

某些配置中，使用者优选使用所述热稀释剂来同时提供润滑和热冷却。例如，用作热稀释剂的高纯去离子水含有极少的微粒，并可作为润滑剂及冷却剂。在这类配置中，使用者优选对所述齿轮系使用抗腐蚀材料。

变速机械驱动器具有类似的损失和润滑需求。在某些配置中，使用者优选使用热稀释剂来冷却所述驱动器并回收所述热量。当适合的时候，优选使用该热稀释剂来同时润滑所述驱动器，或用该热稀释剂来冷却所述润滑剂。

发电机

由于电流在导体中流动，因此发电机具有明显的电阻损失。其同样产生风阻(windage)损失。发电机通常是空气冷却的，并且热损失了。发电机损失大约对小型交流发电机为5％，对高速小型永磁体发电机为1.5-2％，对大型发电机降至0.5-1.25％。在改进的实施方案中，从所述发电机去除热量的速率(即温度)可以变化以改变发电机(AC或DC)输出功率。

在某些配置中，使用者优选将热稀释剂输送通过和/或环绕转子定子以对其进行冷却，并回收大部分的发动机损失。优选使用被更多热灵敏的应用如动力电子器件加热的稀释剂。优选在线圈和/或永磁体上使用高温绝缘涂层，以在高温下操作所述发电机，并更有效地回收和再利用所述热能。

当使用气体来冷却发电机转子时，使用者优选提供热交换器来从这些受热后的气体中回收热量。例如，冷却用于冷却大型发电机转子的氢气，以同时冷却导体并降低风阻。

再压缩机(RCP)

参照图25，使用者优选使所述高能流体膨胀至低于大气压，冷凝至少部分可冷凝的含稀释剂流体，随后将不能冷凝的物质再压缩回到大气压。该再压缩机5300对废(spent)流体进行操作，该流体主要是湿润的燃烧产物，即主要是被残留的未冷凝的水蒸汽饱和的氮气和二氧化碳，并含有一些过量的氧气和惰性气体(如氩)。

使用者优选如上所述对高能流体进行膨胀和再压缩，随后又通过加热和蒸发含稀释剂流体来从所述膨胀流体中回收热量，并将该含稀释剂流体注入膨胀工段之间(参见图26和图31)。这额外回收了部分热量，并将额外的气体注入膨胀机队列中，以产生额外的机械功。

当另外需要的压缩时，使用者优选再压缩燃烧产物而非所述反应物气体，以降低被压缩的气体质量流率。在燃烧过程中，所述氧化剂与燃料反应形成二氧化碳和水。水优选也用作热稀释剂。优选将形成的和加入的水在冷凝器中冷凝并除去。与反应物气体相比，这显著降低了所述燃烧产物中的不可冷凝的物质体积(除常见的不可冷凝的稀释剂气体例如氮气、过量氧气和包括氩气的惰性气体以外)。

例如，一摩尔甲烷与两摩尔氧气反应得到一摩尔二氧化碳和两摩尔水。这样使不能冷凝的气体体积降低了67％，从三摩尔变为一摩尔。类似地，在燃烧柴油机燃料时，从约18.5摩尔氧气降低至12摩尔二氧化碳和13摩尔水。这使得这些不可冷凝的反应和产物气体降低了约35％。

通过优选用直接接触式冷凝器冷却所述膨胀流体，使用者优选获得非常接近所述冷却剂流体的温度。例如，接近外界环境。这通常低于在高压压缩机(HPC)1350中压缩的含氧化剂流体的平均温度。因此，所述流体密度更高，相对于压缩温度更高的流体这降低了所述压缩机的成本。

通过这种在涡轮机5100前的压缩机及涡轮机5100后的再压缩机5300混合联合(hybrid combination)，优选同时降低所述压缩机和运转的成本。

在对排放流体进行冷却和冷凝的实施方案中，使用者优选加入再压缩机5300来将所述膨胀流体释放回大气。所述冷却和冷凝降低了所述膨胀的气体的体积。因此，借助再压缩机5300，所述涡轮机下游的压力降至低于大气压。使用者优选采用这种配置来改善净热力学循环效率和成本(参见图37、图50、表1、表19和表20)。

表19所选VAST循环的相对成本50MW TIT＝1300EC配置**
							组件	VAST-水@β＝30		VAST-水@β＝60～OptIRR		VAST-水 & 蒸汽@β＝25～Opt IRR
	成本USD	TCI的％	成本USD	TCI的％	成本USD	TCI的％
							压缩机Lpc	750,792	3.80％	166,151	0.99％	1,121,085	6.07％
压缩机Hpc	2,509,092	12.69％	2,267,265	13.47％	1,916,905	10.38％
							Vast燃烧器	41,911	0.21％	40,911	0.24％	42,336	0.23％
膨胀机	2,289,130	11.58％	2,355,036	13.99％	1,940,043	10.50％
							过热器					225,706	1.22％
蒸发器					367,342	1.99％
							节热器	425,243	2.15％	409,328	2.43％	457,117	2.47％
燃料气体冷凝器	231,549	1.17％	307,774	1.83％	323,118	1.75％
							再压缩机	1,203,887	6.09％	458,852	2.73％	508,453	2.75％
水预热器	49,353	0.25％	3,451	0.02％	28,072	0.15％
							冷却器	269,186	1.36％	301,633	1.79％	301,318	1.63％
泵再循环(至冷却器)	9,877	0.05％	8,041	0.05％	8,507	0.05％
							泵再循环(Condtocoo)	5,619	0.03％	6,204	0.04％	6,280	0.03％
泵升压(至Hrecov)	70,605	0.36％	78,786	0.47％	12,672	0.07％
							泵进料(至vast混合器)	49,761	0.25％	58,385	0.35％	20,841	0.11％
泵冷却水	27,000	0.14％	21,984	0.13％	22,489	0.12％
							发电机	1,836,380	9.29％	1,837,818	10.92％	1,827,379	9.89％
购买的设备成本	9,769,385	49.42％	8,321,619	49.42％	9,129,663	49.42％
							间接成本	9,996,928	50.58％	8,515,440	50.58％	9,342,307	50.58％
总资本投资TCI	19,766,313	100.0％	16,837,059	100.0％	18,471,970	100.0％
							假设的残余价值	0		0		0
基本投资$/MW	15.0		12.8		14.1
							可变成本$/MWh	30.6		30.5		30.5
总成本US$/MWh	45.6		43.3		44.6
							根据表3中的Traverso 2003的成本方程；对US 2000的平均工业用其成本

表20VAST循环压缩机、再压缩机β比例 & 涡轮机膨胀比
																	VAST-W				VAST-WS				VAST-WSR
β		RPCLPC	RPCHPC	RPC(LPC*HPC)		EXP	RPCLPC	RPCHPC		RPC(LPC*HPC)	EXP	RPCLPC	RPCHPC	RPC(LPC*HPC)	EXP
																10		3.903	0.873	0.585		58.09	1.463	0.942		0.372	36.96	2.371	1.104	0.542	42.946
20		2.134	0.633	0.260		103.44	1.348	0.326		0.148	59.01	1.184	0.576	0.185	73.506
																30		1.211	0.351	0.119		105.89	0.806	0.269		0.085	76.13	1.067	0.3	0.104	92.563
40		0.863	0.224	0.070		107.91	0.786	0.169		0.058	91.53	0.668	0.245	0.064	101.936
																50		0.964	0.108	0.046		112.56

液态-气态流体接触装置

某些实施方案采用富含二氧化碳的气体燃料，作为食品生产、能源作物生产、水产业或海洋生物养殖的供碳产物。所形成的“VAST gas^TM”通常为排放气中O2占15％的常规贫燃烧中的二氧化碳量的300％(参见，例如表3)。

在这些实施方案中，形成的NOx浓度非常低，为这类应用提供了非常适宜的碳供应。这显著降低了NOx催熟植物、果实或其它园艺产品的作用。在其它配置中，当需要主动提高或加速成熟时，使用者优选升高燃烧室4100中的温度，以提高NOx产量。

排放气中的高湿度对园艺应用非常理想。

在其它实施方案中，使用者从出口气体中分理出二氧化碳，并向药物生产、生物合成过程或其它高碳应用提供富含二氧化碳的气体。

在某些实施方案中，优选将所述二氧化碳含量丰富或富含二氧化碳的气体用作石油回收过程中的溢流(flooding)流体。在其它实施方案中，使用者将二氧化碳封存(sequester)在深层水中，特别是石油枯竭的地区或地质结构中，以降低已恶化的温室效应。所描述的实施方案提供了更高效且成本有效的方法来回收和利用或封存所述二氧化碳。

扩散器/烟囱

在某些实施方案中，使用者优选控制经过所述膨胀流体冷凝器7500的冷却剂流量和再压缩机速度这两个参数中的一个或两个来调节再压缩比例。这些控制了膨胀流体F420的压力和膨胀流体的气体温度。通过控制这些涉及水/燃料比例、空气/燃料比例和燃料成分的参数，使用者优选调整排放的废流体(或“烟道气”)的露点。如此，可以调节在冷凝器7500中冷凝的热稀释剂分数。(例如，回收水的分数或速率)。优选调节废流体F475的组成和温度，使其温度高于其露点或饱和温度。通过这种控制，可避免在扩散器或烟囱5900中的冷凝。

冷却所述涡轮机排放气，冷凝所述热稀释剂及再压缩所述不可冷凝的废流体，通常产生不饱和的烟道气。如此，可降低在通常外界条件下在所述排气装置上形成的可见烟柱(plume)的大小，或将其消除。在某些配置中，可控制或降低排放气的露点，因而当将所述排放流体释放到大气中时不会形成烟柱。

这有益于使周围的公众感觉到这是环境清洁的动力系统。其还提供了一种途径来满足当地的规定，例如在城市区域不许有可见烟柱。这使得可将这类VAST循环系统安置在禁止形成烟柱的市政地区。与现有技术中再加热所述排放气以防止烟柱的方法相比，其提供了更有效和经济的方法来控制烟柱。这种再压缩VAST循环具有这些优点，而无须使用火炉和燃料等来对烟道气进行再加热。

控制系统

本发明的某些实施方案优选包括控制器，其优选控制和监控所述系统的整体运行，例如过滤器压降、泵压头、泵速、压缩机和/或鼓风机速度、燃烧器压力和温度、膨胀机轴转矩、发电机输出等等。根据要求或需要，可使用适合的传感器，例如转速、压力、温度、流量计量器等等。所述控制器可有效地整合反馈系统。

优选将所述控制器配置为控制稀释剂在所配置的VAST热力学循环内的输送。如图28和图29所示，根据所需引导液态和气态稀释剂的流动，以回收热量或冷却高能流体。类似地，根据所需引导稀释剂流体或冷却剂流体的流动以控制受热的或发热组件的温度，如图18和图22所示。所述控制器优选控制冷却剂或稀释剂流向所述燃烧系统和所述膨胀系统的一个或多个热组件。

根据指定，加热后的稀释剂可被送往使用热量的应用，例如图28和图29所示。如图8、图12和图13所示，在对含氧化剂流体进行压缩时，优选用稀释剂来冷却一股或多股含氧化剂流体。所述控制器优选将所述物流在这些应用中进行分配，以满足相关的冷却和温度控制标准。

使用者优选控制所述稀释剂流，使其满足将受热组件的温度控制在低于所选设计温度。当对热灵敏组件进行主动冷却时，使用者优选优先提供稀释剂流来将其保持在低于对应的设计温度。优选提供诸如温度或流量传感器的传感器，来感应温度或流动状态。当稀释剂流量不足以根据所需控制温度时，优选采取措施来控制所述流量和最初的动力降低，或采取其它措施。

类似地，某些热应用需要极小流量的受热的稀释剂。通常需要其温度高于最低温度。因此，使用者优选控制所述稀释剂或冷却剂流，以保证最低温度在所需概率内。例如，从高能流体回收热量。为此目的，优选将所述涡轮机入口温度控制在属于所需范围，例如低于涡轮机入口温度的设计界限并高于实际温度，该实际温度足以实现离开所述热回收系统的最低需求温度。优选以可控流量输送经过所述热回收热交换器的稀释剂流体流，以获得所需的加热程度和送往所需应用的流体温度。

优选控制燃料流量来通过所述能量转化系统获得所需的热和机械或电功率。当功率水平波动时，优选调节稀释剂流量来将所述涡轮机入口温度控制在所需温度或在所需范围。

当控制温度灵敏组件、热流体温度和动力水平时，使用者优选将部分稀释剂送往氧化剂输送系统以冷却被压缩的所述氧化剂流体，并提高压缩过程的效率。当将可汽化稀释剂喷入被压缩的氧化剂流体中时，使用者优选将输送的量控制在低于所需设计水平。优选进行这些设置来避免压缩机湍振。同样还可对其进行调整，并调整液态稀释剂的液滴尺寸和/或温度以使稀释剂在所需距离内蒸发，并减少或避免压缩机侵蚀。优选向所述压缩机的入口和各压缩机工段之间输送多股物流，以加强冷却并使压缩的氧化剂接近饱和状态。

类似地，使用者在所述热回收系统中配置剩余的稀释剂，以在实现这些其它控制目标的同时提高比功率和循环效率。当迫切需要热的流体时，使用者甚至可将温的或未加热的液态稀释剂送入所述燃烧器中来控制涡轮机入口温度，并类似地冷却燃烧器衬管。例如，将温水或冷水送入燃烧器来适当补充可利用的蒸汽和/或热水以控制高能流体的温度和涡轮机入口温度。这提供了灵活的控制所述能量转换系统来获得多种和/或不同目的的方法。

综述

通过上述说明，应当理解本文公开了用一种或多种本文所述的方法来构建使用液态稀释剂的热力学循环。虽然在一定程度上描述了本发明组件、技术和方面的细节，但应当理解在不脱离本文公开的精神和范围的前提下，在本文描述的具体设计、结构和方法中可以进行各种修改。

当给出具体尺寸时，其只是以示例性目的给出的而非规定性的。当然，本领域所属技术人员可以理解，为了实现本文教导或提示的一种或多种效益或优点，根据要求或需要，也可有效地采用其它适合的流体组分、压力、温度、热流量和功率水平。

虽然，对一些实施方案，在一些配置中显示了某些压缩机、热交换器、涡轮机、泵、处理系统、管路、阀、混合器和其它组件，但是可有效地使用这些配置的组合，包括改变所述压缩机尺寸、压缩机工段数量、压缩比、涡轮机尺寸、涡轮机膨胀比、工段数、热交换器尺寸、表面热交换器或直接接触式热交换器、物流控制的类型和方法、温度控制、功率控制、焓控制，也可使用其它用于热力学循环的尺寸及参数。

虽然在某些实施方案中，使用涡轮机作为膨胀机，但也可使用其它类型的膨胀机，包括往复式膨胀机。

当用到燃料、稀释剂、水、空气、氧气、和氧化剂这些术语时，所述方法可普遍适用于这些流体的其它组合或其它反应性或非反应性流体的其它组合。当涉及流体数量时，这些方法可普遍适用于包括分次输送的数量和连续流体流量。当描述到装配方法时，可有效地采用各种替代的装配方法来进行配置，以获得本文教导或提示的一种或多种实施方案的效益或优点。

当涉及横向、轴向、径向、圆周或其它方向时，应当理解任何使用曲线坐标的常规坐标系均可使用，包括笛卡尔、圆柱、球形坐标系或其它的专门系统，如环形系统。类似地，当涉及一个或多个横向或轴向分布或剖面时，应当理解根据需要或指示所述配置和方法可类似地应用于一种或多种曲线方向中的空间控制。类似地，所述接触器、队列、装置或管路方向可以常规方式重排，以获得所述方法和特征的其它有益的组合。

虽然在一定程度上描述了本发明组件、技术和方面的细节，但应当理解在不脱离本文公开的精神和范围的前提下，在本文描述的具体设计、结构和方法中可以进行各种修改。

本领域所属技术人员在不脱离本发明的基本精神和范围的前提下，可得到本发明的各种修改和应用。应当理解，本发明不限于本文以示例性方式描述的实施方案，而应包括所有的等价物。

Claims (231)

1.能量转换系统包括：

具有入口和出口的氧化剂输送系统，其配置成用来将含氧化剂流体输送进入所述能量转换系统；

燃料输送系统，其配置成用来将含燃料流体输送进入所述能量转换系统；

稀释剂输送系统，其配置成用来在所述能量转换系统中输送含稀释剂流体，其中至少部分的所述含稀释剂流体包括可汽化的稀释剂流体，且至少部分的含稀释剂流体加压成液态；

燃烧系统，其配置成用来从所述燃料输送系统、所述氧化剂输送系统和所述稀释剂输送系统接收流体；并且包括燃烧室，所述燃烧室具有至少一个与所述氧化剂输送系统出口和所述燃料输送系统出口存在流体连通的入口；具有至少一个出口，所述燃烧系统配置成用来将含燃料流体和含氧化剂流体混合，以形成可燃的燃料和氧化剂混合物，及用氧化剂对燃料进行氧化从而形成氧化产物，并将至少部分的液态含稀释剂流体输送进入所述燃烧室；所述燃烧系统还配置成用来将含稀释剂流体与含氧化剂流体、含燃料流体和氧化产物之中的一种和多种混合并输送；以限制离开所述燃烧系统的高能流体的峰值温度；并在所述燃烧系统中形成包括氧化产物和汽化的稀释剂流体的高能流体，且所述高能流体的温度、压力和动能之中有一种或多种的水平升高；

包括具有入口和出口的膨胀机的膨胀系统，其配置成用来使至少部分所述高能流体膨胀，从而形成膨胀流体；

具有多个入口和出口的热量和质量传递系统，其配置成用来：从所述膨胀流体中回收热量从而形成冷却的膨胀流体；向含稀释剂流体提供热量从而形成加热的稀释剂流体；向所述燃烧系统输送至少部分的加热的稀释剂流体；

稀释剂回收系统，其配置成用来从所述膨胀流体中回收稀释剂，所述回收量至少约等于输送入所述膨胀系统出口上游的氧化剂流体或高能流体中的量；并回收部分水，所述水为以下两者之一或两者组合：燃烧过程中形成的水以及与所述氧化剂流体一同输送入所述氧化剂输送系统的水；及

流体处理系统，其配置成用来去除从所述膨胀流体回收的水的至少一部分，其中去除所述膨胀流体中的至少一种掺杂物的一部分，并降低进入所述膨胀系统的高能流体的该掺杂物的浓度。

2.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中所述冷却的高能流体还包括至少一类少量污染物，所述污染物通过含燃料流体、含氧化剂流体及含稀释剂流体中的两种或多种组分之间的反应形成；所述能量转换系统配置成用来将离开所述能量转换系统的用过的流体中的至少一种污染物的浓度控制在低于制定浓度。

3.根据权利要求2所述的能量转换系统，还配置用来将所述少量污染物的排放速率控制在低于每产生1MWh功率排放1kg污染物。

4.根据权利要求1所述的能量转换系统，包括配置用来控制所述高能流体内的空间温度分布的燃烧器，其中在燃烧器横截面内的至少一个横向方向对离开所述燃烧系统的所述高能流体的横向温度分布进行控制，所述燃烧器横截面接近所述燃烧器出口。

5.根据权利要求1所述的能量转换系统，包括配置用来控制所述高能流体内的空间温度分布的燃烧器，其中同时在燃烧器横截面内的第一和第二横向方向对离开所述燃烧系统的所述高能流体的温度分布进行控制，所述燃烧器横截面接近所述燃烧器出口。

6.根据权利要求5所述的能量转换系统，包括配置用来控制所述高能流体内的空间温度分布的燃烧器，其中对所述燃烧器内的稀释剂和含燃料流体输送的空间分布进行控制，从而使得沿燃烧器横截面内的所述第一横向方向的温度分布基本不均匀，所述燃烧器横截面接近所述燃烧器出口。

7.根据权利要求1所述的能量转换系统，包括配置用来控制所述高能流体内的空间温度分布的燃烧器，其中对所述燃烧器内的稀释剂和含燃料流体输送的空间分布进行控制，从而使得沿燃烧器横截面内的所述第一横向方向的温度分布基本不均匀，所述燃烧器横截面接近所述燃烧器出口。

8.根据权利要求1所述的能量转换系统，包括配置用来控制所述高能流体内的空间温度分布的燃烧器，其中将离开所述燃烧系统的横向温度分布控制在所需横向温度分布+/-10K度。

9.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中将实际出口温度与所需出口温度的比值的横向分布控制在所需横向比值分布内。

10.根据权利要求9所述的能量转换系统，其中将所述温度比值保持在0.93-1.07。

11.根据权利要求9所述的能量转换系统，其中将所述温度比值保持在0.97-1.03。

12.根据权利要求9所述的能量转换系统，其中将接近峰值温度区域的温度比值保持在0.99-1.01。

13.根据权利要求9所述的能量转换系统，其中接近外围的温度比值与接近中心的温度比值的比值为1.00-1.06。

14.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中将所述含燃料流体、含稀释剂流体和氧化剂流体物流中流量的不确定度控制在所选范围，从而限定了温度不确定度，因而离开所述燃烧系统的高能流体的峰值温度在所选温度不确定度数值内以一定概率低于所设计的峰值温度，所述概率位于所需概率范围内，从而提高所述系统的效率。

15.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中对含稀释剂流体的输送进行控制，从而当充分预混合时，离开所述燃烧系统的高能流体中的所述稀释剂的浓度高于这些流体的可燃性界限。

16.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中所述氧化剂输送系统还包括流体加压装置，其配置成用来对所述含氧化剂流体进行加压，其中进入所述燃烧器的压力与外界压力的压力比高于约20。

17.根据权利要求16所述的能量转换系统，还配置成用来用含稀释剂流体冷却被压缩的所述含氧化剂流体。

18.根据权利要求16所述的能量转换系统，还配置成用来将来自第二热交换器的加热的含稀释剂流体的一部分输送入被压缩的所述含氧化剂流体。

19.根据权利要求28所述的能量转换系统，还包括再压缩机，其配置用来将所述膨胀流体压缩至至少等于外界压力，并将其排放。

20.根据权利要求19所述的能量转换系统，其中将所述再压缩机配置在稀释剂回收系统的下游。

21.根据权利要求19所述的能量转换系统，其中总联合膨胀比高于约37，所述总联合膨胀比为一个或多个压缩所述燃烧室上游的含氧化剂流体的流体加压装置的压力比和压缩所述稀释剂回收系统下游的冷却的膨胀流体的流体再压缩机的压力比的结果。

22.根据权利要求28所述的能量转换系统，其中控制可冷凝稀释剂的质量流量与含氧化剂流体的质量流量的比值，因而所述能量转换系统相对于含氧化剂流体总流量的净比功率高于940kW/(kg/s)(＝kJ/kg)离开压缩所述含氧化剂流体的流体压缩装置的流体流量，所述净比功率包括所述膨胀机的总功率减去用于压缩所述含氧化剂流体、含燃料流体、和稀释剂流体以及所述稀释剂回收系统下游的冷却的膨胀流体的功率的总和，其中所述氧化剂为空气。

23.根据权利要求28所述的能量转换系统，其中控制可冷凝稀释剂的质量流量与含氧化剂流体的质量流量的比值，因而当对空气进行操作时，所述能量转换系统相对于所述膨胀机流量的净比功率高于700kW/(kg/s)(＝kJ/kg)进入所述膨胀机的流体流量，所述净比功率包括所述膨胀机的总功率减去用于压缩所述含氧化剂流体、含燃料流体、和稀释剂流体以及所述稀释剂回收系统下游的冷却的膨胀流体的功率的总和。

24.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中所述再压缩流体加压装置配置成用来将离开所述稀释剂回收系统的冷却的膨胀流体的压力降低为至少比外界压力低1％，其中所述再压缩流体加压装置用来压缩所述稀释剂回收系统下游的冷却的膨胀流体。

25.根据权利要求24所述的能量转换系统，其中所述再压缩机还配置成用来改变外界压力对所述冷却的膨胀流体压力的再压缩比。

26.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中将压缩所述稀释剂回收系统下游的冷却的膨胀流体的所述流体加压装置的压缩比配置为1.1-8。

27.根据权利要求1所述的能量转换系统，还配置成用来控制所述高能流体中可冷凝稀释剂对不可冷凝气体的比值、所述冷却的膨胀流体的温度对外界温度的比值、及所述再压缩比，因而离开所述能量转换系统的流体中的稀释剂流体的浓度低于所要求的饱和浓度比例，从而控制形成烟柱的概率。

28.根据权利要求1所述的能量转换系统，还包括具有入口和出口的膨胀机，其配置成用来使所述高能流体由所述膨胀机入口的较高压力膨胀到所述膨胀机出口的较低压力，其中所述膨胀机入口与所述燃烧器存在流体连通。

29.根据权利要求28所述的能量转换系统，其中所述膨胀机是作功机械，其配置成用来将所述高能流体中所含的能量转换为有用的机械能。

30.根据权利要求28所述的能量转换系统，其中对所述流体输送和膨胀比进行配置和控制，从而使离开所述膨胀机的流体的出口温度低于500摄氏度。

31.根据权利要求28所述的能量转换系统，还配置和设置用来控制所述流体输送和膨胀比，从而离开所述膨胀机的高能流体的稀释剂浓度低于所述饱和浓度，因而稀释剂不会在所述膨胀机中冷凝。

32.根据权利要求29所述的能量转换系统，还包括机械连接到所述膨胀机的发电机，其配置成用来将至少部分所述机械能转换为机械能。

33.根据权利要求32所述的能量转换系统，其中所述热量和质量传递系统还包括热交换器，其配置成用来从所述发电机回收热量并加热含稀释剂流体。

34.根据权利要求33所述的能量转换系统，还配置成用来控制流经所述发电机热交换器的含稀释剂流体的流量，并将所述发电机的温度保持在低于所需水平。

35.根据权利要求33所述的能量转换系统，还配置成用来使用低粘度流体来冷却所述发电机，并与所述含稀释剂流体交换热量。

36.根据权利要求33所述的能量转换系统，还配置成用来将包含来自所述发电机的热量的加热的稀释剂的至少部分与所述膨胀机出口上游的流体混合。

37.根据权利要求29所述的能量转换系统，还包括将所述膨胀机与机械应用相连的膨胀机驱动器，且所述热量和质量传递系统还包括热交换器，该热交换器配置成用来从所述膨胀机驱动器回收热量并输送加热的含稀释剂流体。

38.根据权利要求37所述的能量转换系统，还配置成用来将所述驱动器润滑剂的温度保持在低于所需温度。

39.根据权利要求1所述的能量转换系统，还包括：

发热组件、一个或多个与所述膨胀机相连的发电机、马达、电磁转换器和电磁控制器；

且所述热量和质量传递系统还包括组件热交换器，该热交换器配置成用来控制含稀释剂流体的流量，其中控制所述发热组件的温度并将热量回收至加热的含稀释剂流体中。

40.根据权利要求39所述的能量转换系统，还配置成用来控制含稀释剂流体的流量，从而将所述电转换器的温度保持在低于100摄氏度。

41.根据权利要求28所述的能量转换系统，还包括至少第二膨胀机，其配置成用来从所述高能流体提取动力，在设计条件下其提取的动力超过所述第一膨胀机能提取的动力的1.5倍。

42.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中配置所述控制器来控制所述流体输送，从而将进入所述膨胀机的高能流体的温度控制在不超过所需温度。

43.根据权利要求1所述的能量转换系统，还包括与所述稀释剂输送系统存在流体连通的燃料处理系统，其配置成用来处理所述含燃料流体并将其输送至所述能量转换系统使用。

44.根据权利要求43所述的燃料处理系统，还包括清洁装置，其配置成用来去除至少部分所述含燃料流体中的掺杂物。

45.根据权利要求44所述的燃料处理系统，还配置成用来从所述含燃料流体中过滤出大于所需尺寸的掺杂物。

46.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中来自所述膨胀机下游的高能流体的热量与正被输送至所述燃烧系统的含燃料流体换热。

47.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中在输送入所述燃烧系统之前将所述含燃料流体的温度保持在低于所需温度，以基本保持所需的含燃料流体输送。

48.根据权利要求47所述的能量转换系统，对所述热回收进行控制，从而在输送入所述燃烧系统之前将所述含燃料流体的温度保持在低于100摄氏度。

49.根据权利要求1所述的能量转换系统，还包括与所述稀释剂输送系统存在流体连通的稀释剂处理系统，其配置成用来处理所述稀释剂以用于所述能量转换系统。

50.根据权利要求49所述的稀释剂处理系统，还包括清洁装置，其配置用来去除至少部分所述含稀释剂流体中的部分掺杂物。

51.根据权利要求50所述的稀释剂处理系统，还配置成用来过滤出至少部分所述含稀释剂流体中的大于所需尺寸的掺杂物。

52.根据权利要求50所述的稀释剂处理系统，还配置成用来去除所述含稀释剂流体中的至少部分可溶掺杂物。

53.根据权利要求49所述稀释剂处理系统，还配置成用来从所述能量转换系统中去除部分所回收的稀释剂。

54.根据权利要求53所述的稀释剂处理系统，还配置成用来从所述能量转换系统中去除部分稀释剂，从而从所述能量转换系统中去除至少一种掺杂物的至少一部分，其中至少将进入所述膨胀机的该掺杂物的浓度保持在低于所需值。

55.根据权利要求49所述的稀释剂处理系统，还配置成用来将至少部分含稀释剂流体的稀释剂组分的浓度降低至低于所需值，其中当将该稀释剂的至少部分输送至所述膨胀机出口上游时，输送至所述膨胀机的高能流体中的该组分的浓度低于所需浓度。

56.根据权利要求1所述的能量转换系统，还配置成用来将部分所回收的稀释剂再循环至所述燃烧系统出口的上游。

57.根据权利要求56所述的能量转换系统，配置成用来降低部分所回收的稀释剂的部分掺杂物。

58.根据权利要求57所述的能量转换系统，还配置成用来充分纯化所述稀释剂，从而包含该纯化的回收稀释剂的高能流体中的至少一种掺杂物的总浓度低于所需水平。

59.根据权利要求1所述的能量转换系统，还包括稀释剂回收系统，其配置成用来从所述用过的流体中回收部分稀释剂。

60.根据权利要求59所述的稀释剂处理系统，还配置成用来控制从所述能量转换系统去除的稀释剂部分，其中控制所述能量转换系统中的稀释剂量。

61.根据权利要求59所述的稀释剂回收系统，还配置成用来从所述用过的流体中回收部分稀释剂，所回收的部分至少等于输送至所述膨胀机出口上游的部分。

62.根据权利要求61所述的稀释剂回收系统，还配置成用来回收部分稀释剂，所回收的部分等于或大于输送至所述膨胀机出口上游的稀释剂部分加上需从所述能量转换系统中去除的稀释剂部分。

63.根据权利要求59所述的能量转换系统，还配置成用来从所述用过的流体中回收部分稀释剂，所回收的部分等于所述膨胀机出口上游可输送的部分加上燃烧过程中形成的稀释剂部分再加上通过输入的含氧化剂流体接收的相对湿度部分。

64.根据权利要求1所述的能量转换系统，配置成使用水作为所述含稀释剂流体中的稀释剂。

65.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中所述稀释剂回收系统包括直接接触式冷凝器。

66.根据权利要求65所述的能量转换系统，其中进入所述稀释剂回收系统的冷却剂流体与离开所述稀释剂回收系统的冷却的高能流体的温度之间的温度差低于20K(36°F)。

67.根据权利要求65所述的能量转换系统，其中进入所述稀释剂回收系统的冷稀释剂流体与离开所述稀释剂回收系统的冷却的高能流体的温度之间的温度差低于4K(7.2°F)。

68.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中所述稀释剂回收系统还从所述冷却的膨胀高能流体中去除部分可过滤的掺杂物。

69.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中所述稀释剂回收系统还从所述冷却的膨胀的高能流体中去除部分可溶的掺杂物。

70.根据权利要求1所述的能量转换系统，还包括具有较热入口和较冷出口的第一热交换器，其用于将至少部分所述膨胀的高能流体与至少部分含稀释剂流体进行热量交换，其中所述较热入口与所述膨胀机出口存在流体连通。

71.根据权利要求70所述的能量转换系统，其中将加热的稀释剂的一部分输送至所述燃烧系统。

72.根据权利要求1所述的能量转换系统，还包括与所述膨胀机出口存在流体连通的稀释剂回收系统，其配置用来回收稀释剂流体。

73.根据权利要求72所述的稀释剂回收系统，配置成用来从离开所述膨胀机的用过的流体中回收至少所需的部分稀释剂。

74.根据权利要求72所述的能量转换系统，配置成用来将至少部分所回收的稀释剂流体在所述能量转换系统中再循环。

75.根据权利要求70所述的能量转换系统，其中所述热交换器位于膨胀机的下游。

76.根据权利要求75所述的能量转换系统，还配置成用来从所述膨胀流体回收至少部分稀释剂流体。

77.根据权利要求76所述的能量转换系统，其中将至少部分的所述加热的含稀释剂流体输送至所述燃烧系统。

78.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中将部分所述稀释剂与燃烧过程上游的含燃料流体混合。

79.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中将部分所述稀释剂与燃烧过程上游的含氧化剂流体混合。

80.根据权利要求1所述的能量转换系统，还包括位于所述第一热交换器下游的第二热交换器，以使至少部分所述高能流体与至少部分较冷的稀释剂换热从而冷却所述高能流体。

81.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中所述热量和质量传递系统还包括位于所述第一热交换器下游的第二热交换器。

82.根据权利要求81所述的能量转换系统，其中对所述热量和质量传递系统进行配置，从而所述第二热交换器的面积对所述第一热交换器的面积的比值为20％-150％。

83.根据权利要求81所述的能量转换系统，其中通过液态稀释剂从流经所述下游第二热交换的膨胀流体中回收热量。

84.根据权利要求81所述的能量转换系统，其中输送部分在所述下游第二热交换器中加热的液态稀释剂来冷却被所述氧化剂流体加压装置压缩的含氧化剂流体。

85.根据权利要求81所述的能量转换系统，还包括配置用来控制从所述第二热交换器输送至所述第一热交换器的以及输送至所述氧化剂输送系统的热稀释剂流量的装置。

86.根据权利要求81所述的能量转换系统，还包括配置用来控制从所述第二热交换器输送至所述氧化剂输送系统入口，并进入所述氧化剂输送系统内的压缩的含氧化剂流体中的热稀释剂流量的装置。

87.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中输送至所述氧化剂流体加压装置的加热的液态稀释剂流部分少于或等于使离开所述氧化剂加压系统的含氧化剂流体饱和所需的量。

88.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中所述热量和质量传递系统还包括位于所述第一热交换器下游的冷凝热回收系统，其使用冷却剂流体从至少部分足以使至少部分所述汽化的稀释剂流体冷凝的高能流体中回收热量。

89.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中所述热量和质量传递系统还包括冷却系统，以冷却用于冷却所述膨胀流体的冷却剂并使所述汽化的稀释剂冷凝。

90.根据权利要求89所述的能量转换系统，其中所述冷凝热回收系统包括使用稀释剂作为冷却剂流体的直接接触式热交换器。

91.根据权利要求90所述的能量转换系统，其中对所述直接接触式热量和质量传递系统和所述冷却剂稀释剂流量进行配置，从而离开所述直接接触式热交换器的冷却的用过的流体与所述加热的冷却剂稀释剂之间的温差小于4摄氏度。

92.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中所述热量和质量传递系统包括位于所述膨胀机下游及所述第一热交换器上游的第三热交换器，以从所述膨胀流体回收热量并加热冷却剂流体。

93.根据权利要求92所述的能量转换系统，还包括配置用来控制从所述第一热交换器输送至所述第二热交换器的以及输送至所述氧化剂输送系统的热稀释剂流量的装置。

94.根据权利要求92所述的能量转换系统，其中所述冷却剂流体包括液态热稀释剂，且至少部分所述热稀释剂在所述第三热交换器中蒸发。

95.根据权利要求92所述的能量转换系统，其中所述冷却剂流体为热稀释剂，且至少部分所述热稀释剂在所述第三热交换器中蒸发并进一步加热以形成过热的稀释剂。

96.根据权利要求92所述的能量转换系统，其中所述所述第三热交换器的冷却剂侧与位于所述压缩机下游及所述膨胀机上游的燃烧系统存在流体连通。

97.根据权利要求92所述的能量转换系统，其中将所述第三热交换器加热的稀释剂与位于所述氧化剂压缩机下游及所述膨胀机上游的燃烧系统中的流体混合。

98.根据权利要求92所述的能量转换系统，其中将所述第三热交换器加热的稀释剂与位于所述燃烧起始点上游的流体混合。

99.根据权利要求1所述的能量转换系统，其中所述热量和质量传递系统还包括回热热交换器，其配置成用来从离开所述膨胀机的膨胀流体回收热量，并加热所述燃烧系统上游的含氧化剂流体。

100.根据权利要求99所述的能量转换系统，其中对所述热量和质量传递系统进行配置，从而所述回热热交换器的热回收表面积与所述稀释剂热交换器的比例为20％-300％。

101.根据权利要求99所述的能量转换系统，其中对所述热量和质量传递系统进行配置，从而输送通过所述膨胀机下游的热交换器的膨胀流体部分与输送通过加热所述燃烧系统上游的含氧化剂流体的回热热交换器的膨胀流体部分相同。

102.如权利要求1所述的系统，其中所述流体处理系统还配置用来处理所述稀释剂流体、所述含燃料流体和所述含氧化剂流体中的一种或多种，以降低进入所述膨胀系统的高能流体的至少一个组分的浓度。

103.热量和质量传递系统，转换用于与能量转换系统连接的至少两个入口和至少一个出口，其中所述热量和质量传递系统包括：

氧化剂输送系统，其配置成用来将含氧化剂流体输送至所述能量转换系统；

燃料输送系统，其配置成用来将含燃料流体输送至所述能量转换系统；

稀释剂输送系统，其配置成用来将包括可汽化稀释剂流体的含稀释剂流体直接注入所述能量转换系统；

包括燃烧室的燃烧系统，其配置成用来使部分所述含稀释剂流体与部分所述含氧化剂流体反应，并蒸发部分所述液态稀释剂以形成高能流体；

包括至少一个膨胀装置的膨胀系统，其配置成用来使至少部分所述高能流体膨胀产生膨胀流体；

热交换器，其配置成用来使至少部分所述膨胀流体与至少部分所述含稀释剂流体换热；及

位于所述热交换器下游的热回收系统，其配置成用来从至少部分所述膨胀流体回收热量以形成冷却的流体，并由此回收至少部分注入所述能量转换系统的稀释剂；

其中所述热量和质量传递系统回收下列至少一种要素：至少部分将随高能流体排放的热量并将至少部分所述热量转换为有用的机械功，和至少部分的加热的流体并在某些其它应用中用该流体来加热，和至少部分所述稀释剂流体、至少部分所述冷却剂流体及至少部分由氧化过程形成的水。

104.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述膨胀系统包括至少一个再压缩装置，其配置成用来对所述膨胀流体进行再压缩。

105.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述燃烧系统是隔热的，从而减少所述燃烧系统的热损失。

106.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述燃烧系统包括隔热装置，其配置成用来降低所述燃烧系统组件从所述燃烧过程和所述高能流体之一获得的热量。

107.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述燃烧系统包括至少一个辐射防护屏，其配置成用来拦截来自所述燃烧流体和所述高能流体中至少一种的辐射。

108.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述燃烧系统还包括冷却系统。

109.根据权利要求108所述的热量和质量传递系统，其中所述冷却系统包括用于使所述燃烧室内的流体与供应给所述冷却系统的较冷流体进行表面热交换的装置。

110.根据权利要求108所述的热量和质量传递系统，其中所述冷却系统包括用于使所述燃烧室内的流体与供应给所述冷却系统的较冷流体进行直接接触式热交换的装置。

111.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述热量和质量传递系统将部分含稀释剂流体输送至所述氧化剂输送系统，用于通过热交换装置冷却所述含氧化剂流体，随后将所述含稀释剂流体返回所述热量和质量传递系统。

112.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述热量和质量传递系统将部分含稀释剂流体输送至所述氧化剂输送系统，用于通过表面热交换装置冷却所述含氧化剂流体，随后将所述含稀释剂流体返回所述热量和质量传递系统。

113.根据权利要求111所述的热量和质量传递系统，其中所述热交换装置位于再压缩装置的上游。

114.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述热量和质量传递系统将部分含稀释剂流体输送至所述氧化剂输送系统，用于通过所述氧化剂输送系统内的流体混合装置与至少部分含氧化剂流体混合。

115.根据权利要求114所述的热量和质量传递系统，其中所述混合装置位于任意所述压缩装置之前或之后。

116.根据权利要求114所述的热量和质量传递系统，其中所述混合装置将部分所述含稀释剂流体直接注入至少一个所述压缩装置。

117.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中通过冷却装置冷却至少部分所述氧化剂输送系统内的含氧化剂流体。

118.根据权利要求117所述的热量和质量传递系统，其中所述冷却装置位于任意所述压缩装置之前或之后。

119.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述氧化剂输送系统将至少部分所述含氧化剂流体供应给所述热量和质量传递系统用于进一步处理。

120.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，在选自发电机、轮机发电机驱动器和电转换器中至少一个的发热组件上还包括至少一个热交换器，其中所述发热组件被冷却。

121.根据权利要求120所述的热量和质量传递系统，其中所述发热组件被含稀释剂流体冷却。

122.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述燃料输送系统将部分含燃料流体供应给所述热量和质量传递系统用于进一步处理。

123.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述稀释剂输送系统将部分含稀释剂流体供应给所述热量和质量传递系统用于进一步处理。

124.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，还配置成用来将部分所述含氧化剂流体输送至所述燃烧室。

125.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，还配置成用来将部分所述含燃料流体输送至所述燃烧室。

126.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，还配置成用来将部分所述含稀释剂流体输送至所述燃烧室。

127.根据权利要求109所述的热量和质量传递系统，还配置成用来将某些流体的一部分输送至所述燃烧系统内的冷却系统，其后该流体返回所述热量和质量传递系统。

128.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，还配置成用来将部分所述含稀释剂流体输送至所述膨胀系统，用于通过表面热交换器冷却所述膨胀系统内的膨胀流体，其后将所述含稀释剂流体返回所述热量和质量传递系统。

129.根据权利要求111所述的热量和质量传递系统，其中所述热交换装置位于所述膨胀装置的下游及所述再压缩装置的上游。

130.根据权利要求111所述的热量和质量传递系统，其中所述热交换装置位于所述再压缩装置的下游。

131.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述热量和质量传递系统将部分所述含稀释剂流体输送至所述膨胀系统，用于通过所述膨胀系统中的流体混合装置与某些流体混合。

132.根据权利要求131所述的热量和质量传递系统，其中所述混合装置位于任意所述膨胀装置或再压缩装置之前或之后。

133.根据权利要求131所述的热量和质量传递系统，其中所述混合装置将部分所述含稀释剂流体直接注入至少一个所述膨胀装置或再压缩装置中。

134.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中通过一些冷却装置将部分的所述膨胀系统中的某些流体冷却。

135.根据权利要求134所述的热量和质量传递系统，其中所述冷却装置位于任意所述膨胀装置或再压缩装置之前或之后。

136.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中将所述膨胀系统内的某些流体的至少部分供应给所述热量和质量传递系统用于进一步处理。

137.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述热量和质量传递系统将某些流体的一部分输送至所述膨胀系统。

138.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述能量转换系统包括至少一台泵。

139.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述热量和质量传递系统输送至少部分含稀释剂流体和/或冷却剂流体用于冷却所述能量转换系统内的至少一台泵。

140.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述热量和质量传递系统将至少部分热量输送至环境或其它过程。

141.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述热量和质量传递系统将部分含稀释剂流体输送至环境或其它过程。

142.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述热量和质量传递系统将部分排放气输送至所述能量转换系统外的环境或其它过程。

143.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中所述热量和质量传递系统将部分热流体输送至所述能量转换系统外的其它过程。

144.根据权利要求143所述的热量和质量传递系统，其中将所述热流体用于所述能量转换系统外的其它过程，随后将其至少一部分返回所述热量和质量传递系统。

145.根据权利要求143所述的热量和质量传递系统，其中所述热流体是汽化的含稀释剂流体。

146.根据权利要求143所述的热量和质量传递系统，其中所述热流体是热的液态含稀释剂流体。

147.根据权利要求143所述的热量和质量传递系统，其中用所述热流体向制冷过程提供能量。

148.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中通过使用表面热交换装置用所述排放气或高能气体对部分所述液态含稀释剂流体或所述冷却剂流体进行加热。

149.根据权利要求148所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述加热的含稀释剂流体或所述冷却剂流体直接注入所述燃烧室。

150.根据权利要求148所述的热量和质量传递系统，其中使用至少部分所述加热的含稀释剂流体或所述冷却剂流体来冷却所述含氧化剂流体。

151.根据权利要求148所述的热量和质量传递系统，其中使用至少部分所述加热的含稀释剂流体或所述冷却剂流体来通过表面热交换装置加热所述燃料，其中该燃料被输送到所述燃烧室。

152.根据权利要求148所述的热量和质量传递系统，其中用一些混合装置将至少部分所述加热的含稀释剂流体或所述冷却剂流体与所述燃料混合，其中所述燃料被输送到所述燃烧室。

153.根据权利要求148所述的热量和质量传递系统，其中用一些混合装置将至少部分所述蒸发后的含稀释剂流体与部分所述燃料混合，其中所述燃料被输送到所述燃烧室。

154.根据权利要求153所述的热量和质量传递系统，其中至少部分所述含燃料流体汽化，且其中至少部分所述含燃料流体被输送到所述燃烧室。

155.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述加热的含稀释剂流体或所述冷却剂流体用于所述能量转换系统外的加热过程。

156.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中通过一些表面热交换装置用所述排放气或高能气体使至少部分所述液态含稀释剂流体蒸发。

157.根据权利要求156所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述蒸发后的含稀释剂流体直接注入所述燃烧室。

158.根据权利要求156所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述蒸发后的含稀释剂流体用于所述能量转换系统外的需要汽化流体的加热过程。

159.根据权利要求158所述的热量和质量传递系统，其中将用于需要汽化流体的加热过程的含稀释剂流体的至少一部分返回所述热量和质量传递系统。

160.根据权利要求156所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述蒸发后的含稀释剂流体用于在表面热交换器中加热部分含燃料流体，其中部分所述燃料被输送到所述燃烧室。

161.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中通过表面热交换器用所述排放气或高能气体进一步加热至少部分所述汽化的含稀释剂流体。

162.根据权利要求161所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述进一步加热的含稀释剂流体直接注入所述燃烧室。

163.根据权利要求161所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述进一步加热的含稀释剂流体用于所述能量转换系统外的需要汽化流体的加热过程。

164.根据权利要求163所述的热量和质量传递系统，其中将用于需要汽化流体的加热过程的含稀释剂流体的至少一部分返回所述热量和质量传递系统。

165.根据权利要求161所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述进一步加热的含稀释剂流体用于通过一些表面热交换器来加热至少部分所述含燃料流体，其中部分所述含燃料流体被输送到所述燃烧室。

166.根据权利要求161所述的热量和质量传递系统，其中用一些混合装置将至少部分所述加热的含稀释剂流体与部分所述含燃料流体混合，其中所述燃料被输送到所述燃烧室。

167.根据权利要求166所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述含燃料流体汽化，且其中至少部分所述含燃料流体被输送到所述燃烧室。

168.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中通过使用表面冷凝装置将部分所述高能流体或部分排放的气态含稀释剂流体中的至少部分含稀释剂流体或水冷凝。

169.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中通过使用直接流体接触装置从部分所述高能流体或部分排放的气态含稀释剂流体中冷凝出至少部分含稀释剂流体或水。

170.根据权利要求168和169所述的热量和质量传递系统，其中通过部分所述冷却流体将部分所述高能流体或排放气冷却。

171.根据权利要求170所述的热量和质量传递系统，其中通过冷却装置从至少部分所述冷却流体中移除热量，并随后使用泵或其它循环装置将所述冷却流体再循环以进一步冷却。

172.根据权利要求171所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述冷凝并回收的含稀释剂流体或水再循环至所述冷却装置。

173.根据权利要求171所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述冷凝并回收的含稀释剂流体或水用于所述热量和质量传递系统内的其它用途。

174.根据权利要求171所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述冷凝并回收的含稀释剂流体或水用于所述热量和质量传递系统外的加热过程。

175.根据权利要求171所述的热量和质量传递系统，其中将用于所述热量和质量传递系统外的加热过程的含稀释剂流体的一部分返回所述热量和质量传递系统。

176.根据权利171要求所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述冷凝并回收的含稀释剂流体或水排出所述能量转换系统。

177.根据权利要求170所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述冷却流体用于所述热量和质量传递系统内的各种用途。

178.根据权利要求170所述的热量和质量传递系统，其中将至少部分所述冷却流体用于所述热量和质量传递系统外的加热过程。

179.根据权利要求178所述的热量和质量传递系统，其中将用于所述热量和质量传递系统外的加热过程的含稀释剂流体或水的一部分返回所述热量和质量传递系统。

180.根据权利要求168和169所述的热量和质量传递系统，其中将离开所述冷凝装置的高能气体或排放气的一部分排出所述能量转换系统。

181.根据权利要求168和169所述的热量和质量传递系统，其中将离开所述冷凝装置的高能气体或排放气的一部分输送至所述排放系统中的一个再压缩机。

182.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，配置成用来通过表面热交换器用部分所述膨胀流体或冷却的膨胀流体来加热至少部分所述含氧化剂流体。

183.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，其中使至少部分所述含氧化剂物流在流体接触装置中与至少部分所述含稀释剂流体或部分所述冷却剂流体接触，在该装置中至少部分所述含稀释剂流体或部分所述冷却剂流体蒸发进入所述含氧化剂流体。

184.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，还包括至少一个配置用来循环至少一种所述流体的装置。

185.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，还包括至少一个配置用来将至少一种所述流体的压力提高到更高值的装置。

186.根据权利要求103所述的热量和质量传递系统，还包括至少一个配置用来将至少一种所述流体的压力降低到更低值的装置。

187.控制能量转换系统内的热量和质量传递的方法，所述能量转换系统包括：

包括燃烧室的燃烧器，其配置成用来接收含氧化剂流体、含燃料流体和含稀释剂流体，所述燃烧室配置成用来使来自所述含燃料流体的至少部分燃料与来自所述含氧化剂流体的至少部分氧化剂反应从而形成高能流体，所述高能流体包括反应产物和来自所述含氧化剂流体、含燃料流体和含稀释剂流体的残余组分，且其温度、压力和速度中至少有一项水平较高；

氧化剂输送系统，其配置成用来将含氧化剂流体输送至所述燃烧器；

燃料输送系统，其配置成用来将含燃料流体输送至所述燃烧器；

稀释剂输送系统，其配置成用来将包括可汽化稀释剂流体的含稀释剂流体输送至所述燃烧器；

包括至少一个膨胀装置的流体膨胀系统，其配置成用来使部分所述高能流体膨胀，从而形成膨胀的高能流体；

热量和质量传递系统，其包括至少一个热交换器并具有至少两个入口和一个出口，所述热量和质量传递系统配置成用来：将来自至少部分所述膨胀的高能流体的热量与冷却剂流体进行换热，并在所述含稀释剂流体与所述含氧化剂流体、所述高能流体和所述膨胀的高能流体中至少一种流体之间进行质量传递；

包括控制器的控制系统，其配置成用来控制：通过所述燃料输送系统输送的含燃料流体，通过所述稀释剂输送系统输送的含稀释剂流体，所述能量转换系统内的含稀释剂流体与所述含氧化剂流体、所述高能流体和所述膨胀的高能流体中至少两种流体间的质量传递；及稀释剂输送的分布；所述控制方法包括：

控制所述燃烧系统内的含燃料流体的输送；

控制所述燃烧系统内的含氧化剂流体的输送；

控制所述能量转换系统内的含稀释剂流体与含氧化剂流体、高能流体和膨胀的高能流体中至少两种流体间的质量传递；及

控制所述能量转换系统内的含稀释剂流体输送的分布；

其中将离开所述燃烧器的高能流体的峰值温度控制在低于预定的膨胀机峰值温度，并从所述膨胀流体中回收热量。

188.如权利要求187所述的控制方法，还包括控制所述膨胀系统上游的稀释剂输送。

189.如权利要求187所述的控制方法，还包括控制所述含稀释剂流体向所述氧化剂输送系统的输送。

190.如权利要求187所述的控制方法，还包括控制所述含稀释剂流体向所述燃烧系统的输送。

191.如权利要求187所述的控制方法，还包括控制输送至所述膨胀流体热交换器的冷却剂流体，其中将热量从所述膨胀的高能流体回收入所述冷却剂流体。

192.如权利要求187所述的控制方法，其中所述冷却剂流体包括含稀释剂流体，所述控制方法还包括控制输送至所述膨胀流体热交换器的含稀释剂流体，从而将热量从所述膨胀的高能流体回收入所述稀释剂。

193.如权利要求192所述的控制方法，还包括控制所述冷却的膨胀高能流体的温度。

194.如权利要求187所述的控制方法，所述能量转换系统还包括稀释剂回收系统，权利要求187所述的控制方法还包括控制从所述膨胀的高能流体回收的稀释剂部分。

195.如权利要求187所述的控制方法，所述方法还包括控制包括含稀释剂流体和含氧化剂流体其中之一的冷却剂流体向被所述高能流体加热的所述能量转换系统组件的输送，其中将该组件的温度控制在不超过预定温度。

196.如权利要求187所述的控制方法，所述方法进一步交换热量以回收所述膨胀的高能流体中的部分稀释剂，从而形成冷却的膨胀流体和加热的冷却剂流体，其中所述冷却剂流体包括至少部分稀释剂。

197.如权利要求187所述的控制方法，其中所述膨胀系统还包括再压缩装置，其配置成用来在回收稀释剂后对所述冷却的高能流体进行再压缩，从而形成排放流体并将所述排放流体排出至周围环境，所述控制方法还包括控制离开所述再压缩装置的冷却的膨胀高能流体的压力。

198.如权利要求197所述的控制方法，还将位于所述再压缩装置上游的冷却的膨胀高能流体的压力控制在高于环境压力的约80％。

199.如权利要求197所述的控制方法，还将位于所述再压缩装置上游的冷却的膨胀高能流体的压力控制在小于等于环境压力的约80％。

200.如权利要求187所述的控制方法，其中所述含稀释剂流体包括可通过所述反应形成的化学组分，所述方法还包括将从所述膨胀的高能流体回收的稀释剂部分控制在等于或大于输送至所述膨胀系统上游的稀释剂量。

201.如权利要求200所述的控制方法，其中所述稀释剂包括水，所述方法还包括将从所述膨胀的高能流体回收的稀释剂部分控制在进一步包括由所述氧化剂输送系统接收的含氧化剂流体中的相对湿度部分。

202.如权利要求200所述的控制方法，还包括将从所述膨胀的高能流体回收的稀释剂部分控制为包括由所述氧化剂输送系统接收的所有含氧化剂流体中的相对湿度，且还包括所述燃烧过程形成的稀释剂部分。

203.如权利要求202所述的控制方法，还包括将从所述膨胀的高能流体回收的稀释剂部分控制为还包括基本上所有的燃烧过程形成的水。

204.如权利要求187所述的控制方法，其中所述能量转换系统还包括包含热交换器的发热装置，所述装置选自发电机、马达、机械驱动器、泵、轴承、电磁转换器和电磁控制器；其中

所述控制器配置用来控制流经所述热交换器的冷却剂稀释剂流体的流量，所述控制方法还包括控制所述冷却剂稀释剂的流量，其中将所述发热装置的温度保持在低于发热装置温度限制。

205.如权利要求204所述的控制方法，还包括将所述发热装置的温度控制在低于约343℃(650°F)。

206.如权利要求204所述的控制方法，还包括将所述发热装置的温度控制在低于约100℃(212°F)。

207.如权利要求187所述的控制方法，其中所述能量转换系统还包括配置成用来接触高能流体的热工段，并包括热工段热交换器；所述热工段选自以下之一：燃烧室、含燃料流体输送组件、火焰控制器、平衡室、涡轮机叶片、涡轮机导叶涡轮机护罩，

其中所述控制器配置用来控制流经所述热交换器的冷却剂稀释剂流体的流量，所述控制方法还包括控制所述冷却剂稀释剂的流量，其中将所述热工段的温度保持在低于预定的热工段温度限制。

208.如权利要求187所述的控制方法，其中所述热量和质量传递系统配置成用来将加热的含稀释剂流体输送至所述燃烧器，所述控制方法还包括控制输送入所述膨胀系统上游的含氧化剂流体和高能流体之一或两者内的加热的含稀释剂流体部分。

209.如权利要求187所述的控制方法，还包括将与含氧化剂流体混合的含稀释剂流体部分在所述稀释的含氧化剂流体离开所述燃烧器之前控制在低于使所述氧化剂流体饱和的水平的110％。

210.如权利要求197所述的控制方法，其中所述热量和质量传递系统还包括位于所述再压缩机下游的排放热交换器，所述控制方法还包括控制流经所述排放热交换器的含稀释剂流体部分，从而形成加热的含稀释剂流体。

211.如权利要求210所述的控制方法，还控制离开所述能量转换系统的排放流体的相对湿度，从而影响形成烟柱的可能性。

212.如权利要求187所述的控制方法，其中所述热量和质量传递系统配置成用来将汽化的含稀释剂流体输送至所述燃烧器，所述方法还包括控制输送入所述膨胀系统上游的含氧化剂流体和高能流体之一或两者内的汽化稀释剂部分。

213.如权利要求187所述的控制方法，其中所述热量和质量传递系统配置成用来将过热的汽化稀释剂输送至所述燃烧器，所述方法还包括控制输送入所述膨胀系统上游的含氧化剂流体和高能流体之一或两者内的过热的汽化稀释剂部分。

214.如权利要求187所述的控制方法，还包括控制所述含稀释剂流体到所述含氧化剂流体的输送，其中控制由所述氧化剂输送系统输送的含氧化剂流体的稀释剂饱和程度。

215.如权利要求187所述的控制方法，还包括控制由所述含稀释剂流体输送的总稀释剂以及与所述含氧化剂流体一起输送的稀释剂流体部分。

216.如权利要求187所述的控制方法，其中所述含氧化剂流体为空气，且所述含稀释剂流体包括水，所述控制方法还包括将输送至所述膨胀系统上游的水/空气比例控制在高于25％质量比。

217.如权利要求187所述的控制方法，所述方法还包括控制所述含稀释剂流体输送的分布，其中进入所述燃烧器内的火焰前沿的含氧化剂流体中的稀释剂量超过使所述含氧化剂流体饱和所需的稀释剂量。

218.如权利要求187所述的控制方法，所述方法还包括控制所述稀释剂输送的分布，其中在给定的将含氧化剂流体、含流体流体和含稀释剂流体输送至所述燃烧系统的对应条件下，如果均匀混合则形成所述高能流体的含氧化剂流体、含流体流体和含稀释剂流体的量会形成不可燃混合物。

219.如权利要求187所述的控制方法，所述方法还包括控制所述含氧化剂流体输送和含燃料流体输送两者之一或两者同时控制，其中所述燃烧器内的反应程度足以将所述排放流体中的至少一种不可氧化的燃料组分控制在低于所需浓度。

220.如权利要求187所述的控制方法，所述方法还包括控制所述稀释剂输送的分布，其中所述燃烧器内的反应程度足以将所述排放流体中的副产物组分控制在低于所需浓度。

221.控制热和动力系统的方法，所述热和动力系统包括：

反应物输送系统，其配置成用来输送包括反应物的反应物流体；

共反应物输送系统，其配置成用来输送包括共反应物的共反应物流体；

稀释剂输送系统，其配置成用来输送包括可汽化稀释剂的稀释剂流体；

反应器，其配置成用来输送稀释剂，使反应物与共反应物反应并形成高能流体，该高能流体包括反应产物、稀释剂和所述共反应物流体及稀释剂流体的残余组分；

膨胀机，其配置成用来使所述高能流体膨胀并提取机械能，从而形成膨胀流体；

热流体热交换器，其配置成用来将热能从所述高能流体和所述膨胀流体至少之一回收入冷却剂流体从而形成加热的流体和冷却的流体；

受热组件热交换器，其配置成用来控制所述受热组件的温度并将热量回收入冷却剂流体；

控制器，其配置成用来控制所述反应物流体、共反应物流体和稀释剂流体的输送；

所述方法包括：

控制所述冷却剂流体向所述受热组件热交换器的输送，其中将所述受热组件的温度控制在低于所选温度；

控制所述稀释剂流体向所述含共反应物流体或所述膨胀机出口上游的高能流体的输送，其中将进入所述膨胀机的高能流体的峰值温度控制在低于指定温度；

控制所述冷却剂流体流经所述热流体热交换器的输送，其中从所述高能流体回收热量，并将所述加热的流体的温度控制在高于所选温度；

控制所述反应物流体的输送以提供热能，所述热能至少等于足以输送由所述膨胀机从所述高能流体中提取的机械能的热能，加上从所述高能流体或膨胀的高能流体中提取的并由所述冷却剂流体输送的热能的总和；

控制所述反应物流体和所述共反应物流体中的一者或两者，以使所述共反应物对反应物比例相对于化学计量的共反应物对反应物比例的比值λ属于所选的高于一个比值并低于所选比值的范围；

控制所述反应器中的稀释剂输送，其中控制从所述能量转换系统排出的膨胀流体中的氮的氧化物和反应污染物组分的量。

222.如权利要求221所述的控制方法，其中所述加热的流体包括稀释剂。

223.如权利要求221所述的控制方法，其中所述反应物为包含氢和碳中一种或多种的燃料。

224.如权利要求221所述的控制方法，其中所述共反应物为包括氧、氟、氯、溴和碘中的一种或多种的氧化剂。

225.如权利要求221所述的温度控制方法，其中所述反应器配置成能输送多于足以使所述含共反应物流体饱和的量的稀释剂。

226.如权利要求221所述的控制方法，其中所述受热的组件从所述高能流体和所述膨胀流体其中之一接收热量，包括所述反应器组件、所述膨胀机组件和热交换器中的一个或多个。

227.如权利要求221所述的控制方法，其中所述受热的组件包括产生热量的内部加热的组件，其中所述内部加热的组件包括发电机、马达、轴承、机械驱动器和电磁转换器和电磁控制器中的一种或多种。

228.如权利要求227所述的控制方法，还包括输送加热的稀释剂来冷却其它受热组件。

229.如权利要求227所述的控制方法，还包括将加热的稀释剂输送至热应用。

230.如权利要求227所述的控制方法，还包括将加热的稀释剂输送至所述反应器。

231.在能量转换系统中转换能量的方法，所述能量转换系统包括：

使用氧化剂输送系统输送氧化剂的方法，所述氧化剂输送系统具有入口和出口，其配置成用来将含氧化剂流体输送入所述能量转换系统；

使用燃料输送系统输送燃料的方法，所述燃料输送系统配置成用来将含燃料流体输送入所述能量转换系统；

使用稀释剂输送系统输送稀释剂的方法，所述稀释剂输送系统配置成用来输送所述能量转换系统内的含稀释剂流体，至少部分所述含稀释剂流体包括可汽化的稀释剂流体，且其中至少部分含稀释剂流体加压为液态；

使用燃烧系统燃烧的方法，所述燃烧系统配置成用来从所述燃料输送系统、所述氧化剂输送系统和所述稀释剂输送系统接收流体；并且包括燃烧室，所述燃烧室具有至少一个与所述氧化剂输送系统出口和所述燃料输送系统出口存在流体连通的入口；具有至少一个出口，所述燃烧系统配置成用来将含燃料流体和含氧化剂流体混合，以形成可燃的燃料和氧化剂混合物，及用氧化剂对燃料进行氧化从而形成氧化产物，并将至少部分的液态含稀释剂流体输送进入所述燃烧室；所述燃烧系统还配置成用来输送并混合含稀释剂流体与含氧化剂流体、含燃料流体和氧化产物中的一种和多种；限制离开所述燃烧系统的高能流体的峰值温度；并在所述燃烧系统中形成包括氧化产物和汽化的稀释剂流体的高能流体，且所述高能流体的温度、压力和动能之中有一种或多种的水平升高；

使用膨胀系统进行膨胀的方法，所述膨胀系统包括具有入口和出口的膨胀机，其配置成用来使至少部分所述高能流体膨胀，从而形成膨胀流体；

使用热量和质量传递系统来进行热量和质量传递的方法，所述热量和质量传递系统具有多个入口和出口，其配置成用来：从所述膨胀流体中回收热量从而形成冷却的膨胀流体；向所述含稀释剂流体提供热量从而形成加热的稀释剂流体；向所述燃烧系统输送至少部分的加热的稀释剂流体；

用稀释剂回收系统回收稀释剂的方法，所述稀释剂回收系统配置成用来从所述膨胀流体中回收稀释剂，所述回收量至少约等于输送入所述膨胀系统出口上游的氧化剂流体或高能流体中的量；并回收部分水，所述水为以下两者之一或两者组合：燃烧过程中形成的水以及与所述氧化剂流体一同输送入所述氧化剂输送系统的水；

用流体处理系统处理流体的方法，所述流体处理系统配置成用来去除从所述膨胀流体中回收的水的至少一部分，其中去除所述膨胀流体中的至少一种掺杂物的部分，并降低进入所述膨胀系统的高能流体的该掺杂物的浓度。

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