JPH0465284B2 - - Google Patents
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- JPH0465284B2 JPH0465284B2 JP60047492A JP4749285A JPH0465284B2 JP H0465284 B2 JPH0465284 B2 JP H0465284B2 JP 60047492 A JP60047492 A JP 60047492A JP 4749285 A JP4749285 A JP 4749285A JP H0465284 B2 JPH0465284 B2 JP H0465284B2
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- JP
- Japan
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- denitrification
- exhaust gas
- recovery boiler
- heat recovery
- gas turbine
- Prior art date
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- Processing Of Solid Wastes (AREA)
- Exhaust Gas Treatment By Means Of Catalyst (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
〔発明の利用分野〕
本発明は、ガスタービン装置の排ガスを熱源と
して他の蒸気原動機の駆動蒸気を発生する排熱回
収ボイラに係わり、特に排ガス中の窒素酸化物
NOx濃度を低減させ得る排熱回収ボイラ装置に
関するものである。
して他の蒸気原動機の駆動蒸気を発生する排熱回
収ボイラに係わり、特に排ガス中の窒素酸化物
NOx濃度を低減させ得る排熱回収ボイラ装置に
関するものである。
従来ガスタービン装置と、その排ガスを熱源と
して蒸気を発生する排熱回収ボイラ装置と、この
発生蒸気を駆動蒸気とする蒸気タービン装置とを
備えた複合サイクルプラントにおいて、排ガス中
のNOxを除去するための脱硝装置は、排熱回収
ボイラ内に配置されている。
して蒸気を発生する排熱回収ボイラ装置と、この
発生蒸気を駆動蒸気とする蒸気タービン装置とを
備えた複合サイクルプラントにおいて、排ガス中
のNOxを除去するための脱硝装置は、排熱回収
ボイラ内に配置されている。
一般に、脱硝装置の脱硝率は、所定の温度範囲
の反応温度で高くなる。例えば、排ガス中に還元
剤としてアンモニアを注入し、酸化チタン系の触
媒を充填した反応器中を通過させることより、窒
素酸化物を無害の窒素分と水蒸気とに還元分解す
る乾式接触還元分解法の場合、脱硝効率は触媒層
反応温度、即ち、脱硝装置の触媒層を通過する燃
焼ガス温度に大きく依存し、反応温度が300℃か
ら200℃に低下するに従つて急激に低下し、310℃
〜470℃でほぼ最高の脱硝効率となる。（以降、前
記触媒を従来触媒と呼ぶ） ガスタービン装置からの排ガスの温度は、ター
ビンの定格運転状態から部分負荷運転状態に亘つ
て大きく変化し、例えば、定格運転時には約530
℃であるが、25％部分負荷運転時には約330℃ま
で低下する。そこで、上述した所定の温度の温度
領域内でタービンの負荷条件が変化しても温度変
化の上限と下限とを出来るだけ近づけ得るよう排
熱回収ボイラ内に配置される高圧蒸発器を前側蒸
発器と後側蒸発器の２つに分解し、その間に脱硝
装置を配置することが提案されている。（特開昭
54−96604号公報）。
の反応温度で高くなる。例えば、排ガス中に還元
剤としてアンモニアを注入し、酸化チタン系の触
媒を充填した反応器中を通過させることより、窒
素酸化物を無害の窒素分と水蒸気とに還元分解す
る乾式接触還元分解法の場合、脱硝効率は触媒層
反応温度、即ち、脱硝装置の触媒層を通過する燃
焼ガス温度に大きく依存し、反応温度が300℃か
ら200℃に低下するに従つて急激に低下し、310℃
〜470℃でほぼ最高の脱硝効率となる。（以降、前
記触媒を従来触媒と呼ぶ） ガスタービン装置からの排ガスの温度は、ター
ビンの定格運転状態から部分負荷運転状態に亘つ
て大きく変化し、例えば、定格運転時には約530
℃であるが、25％部分負荷運転時には約330℃ま
で低下する。そこで、上述した所定の温度の温度
領域内でタービンの負荷条件が変化しても温度変
化の上限と下限とを出来るだけ近づけ得るよう排
熱回収ボイラ内に配置される高圧蒸発器を前側蒸
発器と後側蒸発器の２つに分解し、その間に脱硝
装置を配置することが提案されている。（特開昭
54−96604号公報）。
しかしながら、このような方法においても、ガ
スタービンが25％部分負荷時における脱硝装置入
口排ガス温度は、約260℃まで低下し、脱硝効率
の低下を避け得ない。脱硝装置出側のNOx濃度
を規制値以下に抑えるためには、定格運転時にそ
の必要性がないにもかかわらず、部分負荷運転時
にも所望の脱硝効果が得られるように脱硝装置の
触媒を大幅に増加しなければならないという問題
がある。
スタービンが25％部分負荷時における脱硝装置入
口排ガス温度は、約260℃まで低下し、脱硝効率
の低下を避け得ない。脱硝装置出側のNOx濃度
を規制値以下に抑えるためには、定格運転時にそ
の必要性がないにもかかわらず、部分負荷運転時
にも所望の脱硝効果が得られるように脱硝装置の
触媒を大幅に増加しなければならないという問題
がある。
更に、ガスタービンの排ガス中のNOx濃度は、
負荷条件によつて変わるが、上述した従来装置で
はその変動に十分に対拠できない。
負荷条件によつて変わるが、上述した従来装置で
はその変動に十分に対拠できない。
そこで、現在排ガスの低温域における脱硝効率
改善を目指し、従来触媒と同系の酸化チタン系を
用いた触媒が開発されている。
改善を目指し、従来触媒と同系の酸化チタン系を
用いた触媒が開発されている。
本触媒の脱硝効率特性は、従来触媒のそれと比
較すると、低温部へ一様に約50℃前後移行した特
性を示すものである。（以降、前述の触媒を低温
触媒と呼ぶ） つまり、低温部においては低温触媒は従来触媒
の脱硝効率の急激な低下を示す下限臨界温度が約
300℃に対し、低温触媒の下限臨界温度は約250℃
と低い。
較すると、低温部へ一様に約50℃前後移行した特
性を示すものである。（以降、前述の触媒を低温
触媒と呼ぶ） つまり、低温部においては低温触媒は従来触媒
の脱硝効率の急激な低下を示す下限臨界温度が約
300℃に対し、低温触媒の下限臨界温度は約250℃
と低い。
一方、高温部においては、低温触媒は従来触媒
の脱硝効率の低下を示す上限臨界温度が約470℃
であるのに対し、低温触媒の上限臨界温度は約
420℃以上と低くなる。
の脱硝効率の低下を示す上限臨界温度が約470℃
であるのに対し、低温触媒の上限臨界温度は約
420℃以上と低くなる。
しかしながら、全体的には脱硝効率が最高であ
る反応温度域は両者異なるが、反応温度範囲の幅
はほぼ同一である。
る反応温度域は両者異なるが、反応温度範囲の幅
はほぼ同一である。
第２図は従来触媒と低温触媒とを対比して、そ
の温度特性を示した図表の１例である。
の温度特性を示した図表の１例である。
本発明の目的は、できるだけ小量の触媒で
NOxを低減し、さらに、ガスタービンの負荷が
低負荷から定格負荷に亘つて変動してもNOxを
所定値に収める様負荷に応じて脱硝効率分布を任
意に設定し得る脱硝装置を備えた排熱回収ボイラ
装置を提供するこにある。
NOxを低減し、さらに、ガスタービンの負荷が
低負荷から定格負荷に亘つて変動してもNOxを
所定値に収める様負荷に応じて脱硝効率分布を任
意に設定し得る脱硝装置を備えた排熱回収ボイラ
装置を提供するこにある。
本発明は上述の事情に鑑みて為されたもので、
ガスタービンの排ガスを利用して蒸気タービン駆
動用蒸気を発生せしめるとともに、前記ガスター
ビンの排ガス中の有害な窒素酸化物を除去する為
の脱硝装置を設置した排熱回収ボイラ装置におい
て、該排熱回収ボイラ装置内排ガス流路内上流側
から下流側に向つて設置した過熱器と蒸発器との
間に脱硝装置を設置し、かつ脱硝装置内の脱硝触
媒としてその温度特性を異にする複数種類の触媒
を併用し、少なくとも２種類の触媒のいずれか一
つは約310℃乃至470℃の範囲に脱硝効率特性カー
ブのピークを有し、前記少なくとも２種類の触媒
中の他の一つは約260℃〜410℃の範囲に脱硝効率
特性カーブのピークを有し、かつ、前記双方の特
性カーブが交差するようにし、これにより、脱硝
装置の脱硝効率のタービン負荷に対する分布を変
え得るようにし、タービンの排ガス中のNOx濃
度分布の変化や負荷変化に伴う排ガス温度の変化
に起因する悪影響を回避できるように構成する。
ガスタービンの排ガスを利用して蒸気タービン駆
動用蒸気を発生せしめるとともに、前記ガスター
ビンの排ガス中の有害な窒素酸化物を除去する為
の脱硝装置を設置した排熱回収ボイラ装置におい
て、該排熱回収ボイラ装置内排ガス流路内上流側
から下流側に向つて設置した過熱器と蒸発器との
間に脱硝装置を設置し、かつ脱硝装置内の脱硝触
媒としてその温度特性を異にする複数種類の触媒
を併用し、少なくとも２種類の触媒のいずれか一
つは約310℃乃至470℃の範囲に脱硝効率特性カー
ブのピークを有し、前記少なくとも２種類の触媒
中の他の一つは約260℃〜410℃の範囲に脱硝効率
特性カーブのピークを有し、かつ、前記双方の特
性カーブが交差するようにし、これにより、脱硝
装置の脱硝効率のタービン負荷に対する分布を変
え得るようにし、タービンの排ガス中のNOx濃
度分布の変化や負荷変化に伴う排ガス温度の変化
に起因する悪影響を回避できるように構成する。
次に、本発明の排熱回収ボイラ装置の１実施例
について、第１図を参照しつつ説明する。
について、第１図を参照しつつ説明する。
本第１図は、本発明を適用して構成した排熱回
収ボイラ装置の１例を備えた複合サイクルプラン
トの系統図である。この実施例のプラントは、ガ
スタービン装置１０と、該ガスタービン装置から
排出される排ガスを熱源として蒸気を発生する排
熱回収ボイラ装置２０と、該排熱回収ボイラで発
生した蒸気を駆動蒸気とする蒸気タービン装置４
０と、ガスタービン装置１０から排出される排ガ
スの窒素酸化物（NOx）を除去する脱硝装置３
０を備え、さらに脱硝装置３０内部には従来触媒
３０−Ｈと低温触媒３０−Ｌとを組み合わせて設
けてある。
収ボイラ装置の１例を備えた複合サイクルプラン
トの系統図である。この実施例のプラントは、ガ
スタービン装置１０と、該ガスタービン装置から
排出される排ガスを熱源として蒸気を発生する排
熱回収ボイラ装置２０と、該排熱回収ボイラで発
生した蒸気を駆動蒸気とする蒸気タービン装置４
０と、ガスタービン装置１０から排出される排ガ
スの窒素酸化物（NOx）を除去する脱硝装置３
０を備え、さらに脱硝装置３０内部には従来触媒
３０−Ｈと低温触媒３０−Ｌとを組み合わせて設
けてある。
上記のガスタービン装置１０は、導入空気５を
加圧する空気圧縮機１１と、加圧空気を燃料系統
６から供給された燃料と共に燃焼させる燃焼器１
４と、燃焼により生じた排ガスにより駆動される
タービン１２と、負荷を取る発電機１３とを有し
ている。また、排熱回収ボイラ装置から導かれる
排ガス流の上流から下流に順次に過熱器２１、前
側高圧蒸発器２２−Ａ、後側高圧蒸発器２２−
Ｂ、高圧節炭器２３、低圧蒸発器２４、低圧節炭
器２５及び煙突２６を設けてある。低圧節炭器２
５出口と高圧節炭器２３との間にはボイラ移送ポ
ンプ３１を設置して、給水を昇圧送水している。
加圧する空気圧縮機１１と、加圧空気を燃料系統
６から供給された燃料と共に燃焼させる燃焼器１
４と、燃焼により生じた排ガスにより駆動される
タービン１２と、負荷を取る発電機１３とを有し
ている。また、排熱回収ボイラ装置から導かれる
排ガス流の上流から下流に順次に過熱器２１、前
側高圧蒸発器２２−Ａ、後側高圧蒸発器２２−
Ｂ、高圧節炭器２３、低圧蒸発器２４、低圧節炭
器２５及び煙突２６を設けてある。低圧節炭器２
５出口と高圧節炭器２３との間にはボイラ移送ポ
ンプ３１を設置して、給水を昇圧送水している。
さらに、過熱器２１及び低圧蒸気ドラム２７を
通じ低圧蒸発器２４で生じた各々の蒸気を蒸気配
管２，３を通じて蒸気タービン装置４０に導び
き、ガスタービン発電機と共通の発電機１３にて
負荷を取る。そして蒸気タービン装置４０からは
給水が給水配管１を通じて低圧節炭器２５に導び
かれる様になつている。さらに、この排熱回収ボ
イラ装置２０の過熱器２１は前側高圧蒸発器２２
−Ａとの間に前述の脱硝装置３０が設置されてい
る。本例においては仮想線で示した脱硝装置３２
は設けない。
通じ低圧蒸発器２４で生じた各々の蒸気を蒸気配
管２，３を通じて蒸気タービン装置４０に導び
き、ガスタービン発電機と共通の発電機１３にて
負荷を取る。そして蒸気タービン装置４０からは
給水が給水配管１を通じて低圧節炭器２５に導び
かれる様になつている。さらに、この排熱回収ボ
イラ装置２０の過熱器２１は前側高圧蒸発器２２
−Ａとの間に前述の脱硝装置３０が設置されてい
る。本例においては仮想線で示した脱硝装置３２
は設けない。
次に、以上の構成から成る脱硝装置を備えた複
合サイクルプラントの排熱回収ボイラの作用につ
いて説明する。第１図において、ガスタービンの
入口空気５は空気圧縮機１１で加圧後、燃焼器１
４にて燃料を燃焼させて高温の燃焼ガスとなりタ
ービン１２を駆動する。その後、排ガスは排熱回
収ボイラ装置２０に導入される。ガスタービンが
定格で運転される場合には第３図に示される排熱
回収ボイラ装置２０内の排ガス温度特性よりT1
の如く約530℃で過熱器２１に流入し、T2の如く
約470℃の排ガスとなつて脱硝装置３０に流入す
ることになる。脱硝装置３０の上流に、流下した
燃焼排ガス中へアンモニア注入装置７からアンモ
ニアガスを噴霧して混合させ、脱硝装置３０内部
の触媒３０−Ｈ及び３０−Ｌの触媒層へ流入接触
させることで排ガス中の窒素酸化物がこの触媒の
作用により無害の窒素と酸素とに還元分解され
る。
合サイクルプラントの排熱回収ボイラの作用につ
いて説明する。第１図において、ガスタービンの
入口空気５は空気圧縮機１１で加圧後、燃焼器１
４にて燃料を燃焼させて高温の燃焼ガスとなりタ
ービン１２を駆動する。その後、排ガスは排熱回
収ボイラ装置２０に導入される。ガスタービンが
定格で運転される場合には第３図に示される排熱
回収ボイラ装置２０内の排ガス温度特性よりT1
の如く約530℃で過熱器２１に流入し、T2の如く
約470℃の排ガスとなつて脱硝装置３０に流入す
ることになる。脱硝装置３０の上流に、流下した
燃焼排ガス中へアンモニア注入装置７からアンモ
ニアガスを噴霧して混合させ、脱硝装置３０内部
の触媒３０−Ｈ及び３０−Ｌの触媒層へ流入接触
させることで排ガス中の窒素酸化物がこの触媒の
作用により無害の窒素と酸素とに還元分解され
る。
さらに脱硝装置３０を通過した排ガスは前側高
圧蒸発器２２−Ａ及び後側高圧蒸発器２２−Ｂを
通じ、温度が約300℃と低下して、高圧節炭器２
３へと流入する。さらに排ガスは低圧蒸発器２
４、低圧節炭器２５を順に降温しつつ流動して煙
突２６から排出される。
圧蒸発器２２−Ａ及び後側高圧蒸発器２２−Ｂを
通じ、温度が約300℃と低下して、高圧節炭器２
３へと流入する。さらに排ガスは低圧蒸発器２
４、低圧節炭器２５を順に降温しつつ流動して煙
突２６から排出される。
脱硝装置の反応温度と脱硝率は、前述した第２
図に示すような関係にあり、従来触媒において
は、約310℃〜470℃において脱硝率が非常に高
い。一方、低温触媒においては、約360℃〜420℃
において脱硝率が高い。
図に示すような関係にあり、従来触媒において
は、約310℃〜470℃において脱硝率が非常に高
い。一方、低温触媒においては、約360℃〜420℃
において脱硝率が高い。
上述したケースでは低温触媒３０−Ｌでの脱硝
率は幾分低下するが、従来触媒３０−Ｈでの脱硝
率が非常に高く維持されるので全体としての脱硝
率を高く保持できる。
率は幾分低下するが、従来触媒３０−Ｈでの脱硝
率が非常に高く維持されるので全体としての脱硝
率を高く保持できる。
一方、ガスタービンが部分負荷の一例として、
25％負荷で運転される場合には、第３図の如くガ
スタービン燃焼排ガス温度はT3の如く約330℃と
低下する。この場合、脱硝装置３０入口排ガス温
度はT4の如く約310℃と低下する。
25％負荷で運転される場合には、第３図の如くガ
スタービン燃焼排ガス温度はT3の如く約330℃と
低下する。この場合、脱硝装置３０入口排ガス温
度はT4の如く約310℃と低下する。
本実施例の排熱回収ボイラ装置（第１図」にお
いては、高負荷状態で排気温度が高いときは従来
触媒３０−Ｈが主として触媒作用を果たし、ま
た、低負荷状態で排気温度が低いときは主として
低温触媒３０−Ｌが触媒作用を果たすので、負荷
状態の変動に伴つて排気温度が大きく変化しても
脱硝率を高く保つことができる。
いては、高負荷状態で排気温度が高いときは従来
触媒３０−Ｈが主として触媒作用を果たし、ま
た、低負荷状態で排気温度が低いときは主として
低温触媒３０−Ｌが触媒作用を果たすので、負荷
状態の変動に伴つて排気温度が大きく変化しても
脱硝率を高く保つことができる。
第４図は従来技術に係る脱硝装置の脱硝率と本
発明の排熱回収ボイラに設けた脱硝装置の１例に
おける脱硝率とを対比して示した説明図である。
発明の排熱回収ボイラに設けた脱硝装置の１例に
おける脱硝率とを対比して示した説明図である。
ここで、曲線ｈは、従来触媒のみを用いた脱硝
装置の過熱器の出口に配置した場合の特性を示
す。
装置の過熱器の出口に配置した場合の特性を示
す。
一方、曲線は前記の低温触媒のみを用いた脱
硝装置を過熱器の出口に配置した場合の特性を示
す。
硝装置を過熱器の出口に配置した場合の特性を示
す。
さらに曲線ａ，ｂは第１図に示すように脱硝装
置３０内部に従来触媒３０−Ｈと低温触媒３０−
Ｌとを組合せ配置したものにおいて、従来方式と
同量の触媒量を基準として、それぞれ１：１（曲
線ａ），２：１（曲線ｂ）となるように配分した場
合の脱硝装置３０全体の脱硝効率特性を示すもの
である。読図を容易ならしめるため、各曲線に２
個ずつ図面参照符号ａ，ｂ，，ｈを付してあ
る。
置３０内部に従来触媒３０−Ｈと低温触媒３０−
Ｌとを組合せ配置したものにおいて、従来方式と
同量の触媒量を基準として、それぞれ１：１（曲
線ａ），２：１（曲線ｂ）となるように配分した場
合の脱硝装置３０全体の脱硝効率特性を示すもの
である。読図を容易ならしめるため、各曲線に２
個ずつ図面参照符号ａ，ｂ，，ｈを付してあ
る。
以上の特性を従来方式において単一種類の従来
触媒のみを用いた場合（曲線ｈ）と、単一種類の
低温触媒のみを用いた場合（曲線）とを比較す
ると、前者（ｈ）ではガスタービンが高負荷時に
おいては高い効率を示すものの、部分負荷、特に
40％負荷以下においては急激に低下する傾向があ
る。
触媒のみを用いた場合（曲線ｈ）と、単一種類の
低温触媒のみを用いた場合（曲線）とを比較す
ると、前者（ｈ）ではガスタービンが高負荷時に
おいては高い効率を示すものの、部分負荷、特に
40％負荷以下においては急激に低下する傾向があ
る。
また、後者（）ではガスタービンが高負荷時
においては、前者ほどの高い効率ではないもの
の、部分負荷における効率は大きな低下がなく高
負荷時に優る特性となる。
においては、前者ほどの高い効率ではないもの
の、部分負荷における効率は大きな低下がなく高
負荷時に優る特性となる。
本発明の実施例によると、低負荷域での脱硝効
率を改善でき、この改善効果は、低温触媒３０−
Ｌの配分比率が高い程増加する。一方高負荷域で
の脱硝効率は逆に低下するので脱硝効率の分布を
一様に上昇する曲線からピークを有する曲線まで
任意に変え得る。
率を改善でき、この改善効果は、低温触媒３０−
Ｌの配分比率が高い程増加する。一方高負荷域で
の脱硝効率は逆に低下するので脱硝効率の分布を
一様に上昇する曲線からピークを有する曲線まで
任意に変え得る。
第５図に、ガスタービン負荷に対するガスター
ビン出口側NOx濃度を曲線Ａで示し、脱硝装置
出口側NOx濃度を従来触媒と低温触媒とをそれ
ぞれ配分比率を変え組合せた場合について、曲線
Ah，Ａ，Aa，Abで示す。ここで、脱硝装置
出口側NOx濃度特性曲線は、第５図の曲線Ａと
第４図での各々の脱硝効率特性曲線ｈ，，ａ，
ｂとを組合せたものである。
ビン出口側NOx濃度を曲線Ａで示し、脱硝装置
出口側NOx濃度を従来触媒と低温触媒とをそれ
ぞれ配分比率を変え組合せた場合について、曲線
Ah，Ａ，Aa，Abで示す。ここで、脱硝装置
出口側NOx濃度特性曲線は、第５図の曲線Ａと
第４図での各々の脱硝効率特性曲線ｈ，，ａ，
ｂとを組合せたものである。
同図中の一点鎖線Ｓは、ガスタービン負荷25％
以上での脱硝装置出口側の規制値の一例（5ppm）
を示す。
以上での脱硝装置出口側の規制値の一例（5ppm）
を示す。
ここで、従来触媒のみにおける脱硝装置出口側
NOx特性（曲線Ah）では、ガスタービン負荷約
25％において規制値を満足することが出来ない。
NOx特性（曲線Ah）では、ガスタービン負荷約
25％において規制値を満足することが出来ない。
一方、低温触媒のみにおけるNOx特性（曲線
Ａ）では、ガスタービン負荷約75％以上の高負
荷域で規制値を満足出来なくなる。
Ａ）では、ガスタービン負荷約75％以上の高負
荷域で規制値を満足出来なくなる。
本実施例におけるNOx特性Aa，Abはガスター
ビン全負荷に亘り規制値を満足できる。尚、曲線
Ab（触媒量比率２：１）では、非常に余裕が有
り、この分の脱硝触媒量を減少させることができ
る。
ビン全負荷に亘り規制値を満足できる。尚、曲線
Ab（触媒量比率２：１）では、非常に余裕が有
り、この分の脱硝触媒量を減少させることができ
る。
ここで、定格負荷と25％負荷で脱硝装置出口側
のNOx濃度が高いことがわかる。
のNOx濃度が高いことがわかる。
そこで従来触媒と低温触媒との配分比率を適宜
に調整して、曲線左端部（低負荷状態）と同右端
部（定格負荷状態）との高さが等しくなるよう
に、即ちNOx濃度が等しくなるようにすると、
最も経済的な配分比率が得られ、最小量の触媒で
規制値を満足させることができる。上述の配分比
にすると、ガスタービンの全負荷域で脱硝装置出
口側NOx濃度特性が、従来方式の一様な触媒を
用いたものに比べ非常に均一化し変動の少ないも
のとなる。
に調整して、曲線左端部（低負荷状態）と同右端
部（定格負荷状態）との高さが等しくなるよう
に、即ちNOx濃度が等しくなるようにすると、
最も経済的な配分比率が得られ、最小量の触媒で
規制値を満足させることができる。上述の配分比
にすると、ガスタービンの全負荷域で脱硝装置出
口側NOx濃度特性が、従来方式の一様な触媒を
用いたものに比べ非常に均一化し変動の少ないも
のとなる。
ところで、ガスタービン装置の進歩に伴ない、
ガスタービン燃焼ガス温度は増々上昇することが
予想される。すなわち、第３図に示した排熱回収
ボイラ装置内部の各温度特性は、順次高温側へ移
行し第６図に示すような特性となる。この場合、
第１図の脱硝装置３０の設置位置では、ガスター
ビンの定格負荷時に排ガス温度が高過ぎて第２図
の脱硝効率特性でも明らかな様に、脱硝装置３０
の効率が極端に低下し全体の脱硝効率が下がるこ
とになる。これを防ぐためには、過熱器２１と前
側高圧蒸発器２２−Ａとの間に脱硝装置を配置す
る代わりに従来方式と同様に前側高圧蒸発器２２
−Ａと後側高圧蒸発器２２−Ｂとの間に脱硝装置
３２を配置すればよい。このように構成（第１図
に仮想線で示した如く脱硝装置３２を設置）する
場合においても、上記の脱硝装置３２は、前例に
おける脱硝装置３０と同様に従来触媒３２−Ｈと
低温触媒３２−Ｌとで構成する。
ガスタービン燃焼ガス温度は増々上昇することが
予想される。すなわち、第３図に示した排熱回収
ボイラ装置内部の各温度特性は、順次高温側へ移
行し第６図に示すような特性となる。この場合、
第１図の脱硝装置３０の設置位置では、ガスター
ビンの定格負荷時に排ガス温度が高過ぎて第２図
の脱硝効率特性でも明らかな様に、脱硝装置３０
の効率が極端に低下し全体の脱硝効率が下がるこ
とになる。これを防ぐためには、過熱器２１と前
側高圧蒸発器２２−Ａとの間に脱硝装置を配置す
る代わりに従来方式と同様に前側高圧蒸発器２２
−Ａと後側高圧蒸発器２２−Ｂとの間に脱硝装置
３２を配置すればよい。このように構成（第１図
に仮想線で示した如く脱硝装置３２を設置）する
場合においても、上記の脱硝装置３２は、前例に
おける脱硝装置３０と同様に従来触媒３２−Ｈと
低温触媒３２−Ｌとで構成する。
第７図はガスタービン負荷に対する脱硝効率特
性で、曲線h′，′はそれぞれ従来方法における
一様な従来触媒、低温触媒のみを用いた特性曲
線、曲線a′，b′は従来触媒３２−Ｈと３２−Ｌと
の配分比率をそれぞれ１：１（曲線a′）、２：１
（曲線b′）とした場合の脱硝効率特性を示す。
性で、曲線h′，′はそれぞれ従来方法における
一様な従来触媒、低温触媒のみを用いた特性曲
線、曲線a′，b′は従来触媒３２−Ｈと３２−Ｌと
の配分比率をそれぞれ１：１（曲線a′）、２：１
（曲線b′）とした場合の脱硝効率特性を示す。
第８図は、前記の実施例（第４図）における
NOx規制値達成状態説明図表（第５図）に対応
する図表で、曲線Ｂは排気中のNOx濃度を示し
ており、この曲線Ｂの値に第７図の脱硝率h′，
′，a′，b′をそれぞれを乗じた曲線Bh′，Ｂ′，
Ba′，Bb′を示してある。
NOx規制値達成状態説明図表（第５図）に対応
する図表で、曲線Ｂは排気中のNOx濃度を示し
ており、この曲線Ｂの値に第７図の脱硝率h′，
′，a′，b′をそれぞれを乗じた曲線Bh′，Ｂ′，
Ba′，Bb′を示してある。
この図表から明らかな様に、単一の従来触媒の
みの特性（曲線Bh′）並びに低温触媒のみの特性
（曲線Ｂ′）では脱硝装置出口側NOx濃度規制
値（5ppm以下）を満足することはできない。一
方、本発明による特性である曲線Ba′，Bb′は規
制値を満足することができる。
みの特性（曲線Bh′）並びに低温触媒のみの特性
（曲線Ｂ′）では脱硝装置出口側NOx濃度規制
値（5ppm以下）を満足することはできない。一
方、本発明による特性である曲線Ba′，Bb′は規
制値を満足することができる。
さらに、曲線Bb′においては、ガスタービン全
負荷域で大きな余裕がある。余裕があるというこ
とは、触媒量を更に少なくしても規制値を満足で
きることを意味する。
負荷域で大きな余裕がある。余裕があるというこ
とは、触媒量を更に少なくしても規制値を満足で
きることを意味する。
以上、１つの脱硝装置に２種類の触媒を設置し
た排熱回収ボイラ装置について説明したが、３種
類以上の脱硝装置を適宜脱硝装置に設置してもよ
い。この場合、脱硝効率分布を任意に設定でき
る。
た排熱回収ボイラ装置について説明したが、３種
類以上の脱硝装置を適宜脱硝装置に設置してもよ
い。この場合、脱硝効率分布を任意に設定でき
る。
また、上記脱硝装置を分割し排ガス温度域の異
なつたボイラ内に適宜配置してもよい。この場合
においても、脱硝効率分布を任意に設定できる。
なつたボイラ内に適宜配置してもよい。この場合
においても、脱硝効率分布を任意に設定できる。
脱硝装置は、排ガスの温度を考慮して決めれば
よく、ガスタービンの排気流路中の任意の個所に
設けてもよい。
よく、ガスタービンの排気流路中の任意の個所に
設けてもよい。
以上説明したように、本発明を適用すると次の
ような効果がある。
ような効果がある。
(a) 負荷変動に係りなく脱硝装置出口側のNOx
濃度を均一化できる。
濃度を均一化できる。
(b) 同量脱硝触媒を有する従来の脱硝装置と本発
明装置を比較した場合、脱硝効率の向上が可能
となる。
明装置を比較した場合、脱硝効率の向上が可能
となる。
(c) NOxの規制値を満足し得る脱硝触媒の量は
本発明により大幅に低減できる。
本発明により大幅に低減できる。
(d) 脱硝効率の負荷に対する分布を変更できるの
でガスタービン負荷に対するガスタービン出口
側NOx濃度の分布変化に対応できる。
でガスタービン負荷に対するガスタービン出口
側NOx濃度の分布変化に対応できる。
(e) 上記(a)〜(d)項は、脱硝装置を従来同様一体化
した構造で可能となり得ることから、従来同様
ボイラ内組込み位置選択を容易とすることがで
きる。
した構造で可能となり得ることから、従来同様
ボイラ内組込み位置選択を容易とすることがで
きる。
(f) (c)項並びに(e)項より、ボイラのサイズを縮小
することも可能となる。
することも可能となる。
第１図は本発明の一実施例を示し、ガスタービ
ンと排熱回収ボイラを蒸気タービンとを組合せ、
排熱回収ボイラ中に乾式接触還元分解法による脱
硝装置を設置した複合サイクルプラントの基本構
成図、第２図は脱硝装置の脱硝反応温度に対する
脱硝効率特性図、第３図は排熱回収ボイラ装置内
部の各位置における排ガス温度特性図、第４図は
ガスタービン負荷に対する触媒配分比率を変えた
場合の脱硝効率特性図、第５図はガスタービン負
荷に対するガスタービン出口側NOx濃度と脱硝
装置出口側のNOx濃度とその規制値の一例を示
す特性図、第６図はガスタービン排ガス温度が従
来よりも高くなつた場合の排熱回収ボイラ装置内
部の各位置における排ガス温度特性図、第７図
は、他の実施例におけるガスタービン負荷に対す
る触媒配分比率を変えた場合の脱硝効率特性図、
第８図はガスタービン負荷に対するガスタービン
出口側NOx濃度及び脱硝装置出口側NOx濃度と
その規制値の一例を示す図表である。 １０……ガスタービン装置、２０……排熱回収
ボイラ装置、２１……過熱器、２２−Ａ……前側
高圧蒸発器、２２−Ｂ……後側高圧蒸発器、３
０，３２……脱硝装置、３０−Ｈ，３２−Ｈ……
従来触媒、３０−Ｌ，３２−Ｌ……低温触媒。
ンと排熱回収ボイラを蒸気タービンとを組合せ、
排熱回収ボイラ中に乾式接触還元分解法による脱
硝装置を設置した複合サイクルプラントの基本構
成図、第２図は脱硝装置の脱硝反応温度に対する
脱硝効率特性図、第３図は排熱回収ボイラ装置内
部の各位置における排ガス温度特性図、第４図は
ガスタービン負荷に対する触媒配分比率を変えた
場合の脱硝効率特性図、第５図はガスタービン負
荷に対するガスタービン出口側NOx濃度と脱硝
装置出口側のNOx濃度とその規制値の一例を示
す特性図、第６図はガスタービン排ガス温度が従
来よりも高くなつた場合の排熱回収ボイラ装置内
部の各位置における排ガス温度特性図、第７図
は、他の実施例におけるガスタービン負荷に対す
る触媒配分比率を変えた場合の脱硝効率特性図、
第８図はガスタービン負荷に対するガスタービン
出口側NOx濃度及び脱硝装置出口側NOx濃度と
その規制値の一例を示す図表である。 １０……ガスタービン装置、２０……排熱回収
ボイラ装置、２１……過熱器、２２−Ａ……前側
高圧蒸発器、２２−Ｂ……後側高圧蒸発器、３
０，３２……脱硝装置、３０−Ｈ，３２−Ｈ……
従来触媒、３０−Ｌ，３２−Ｌ……低温触媒。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ ガスタービンの排ガスを利用して、蒸気ター
ビン駆動用蒸気を発生せしめるとともに、前記ガ
スタービンの排ガス中の有害な窒素酸化物を除去
する為の脱硝装置を設置した排熱回収ボイラ装置
において、該排熱回収ボイラ装置内排ガス流路内
上流側から下流側に向つて設置した過熱器と蒸発
器との間に前記脱硝装置を設置し、かつ前記脱硝
装置内の脱硝触媒としてその温度特性を異にする
複数種類の触媒を併用し、少なくとも２種類の触
媒のいずれか一つは約310℃乃至470℃の範囲に脱
硝効率特性カーブのピークを有し、前記少なくと
も２種類の触媒中の他の一つは約260℃〜410℃の
範囲に脱硝効率特性カーブのピークを有し、か
つ、前記双方の特性カーブが交差するようにした
ことを特徴とする排熱回収ボイラ装置。 ２ 前記の排熱回収ボイラはその排ガス流路内に
下流側から順に、排ガスで給水を予熱する節炭
器、予熱された給水を蒸発させる後側蒸発器、同
前側蒸発器、及び、蒸気化した給水を加熱する過
熱器を備えたものとし、かつ、前記脱硝装置を前
記過熱器と前側蒸発器との間に設置していること
を特徴とする特許請求の範囲第１項に記載の排熱
回収ボイラ装置。 ３ 前記の排熱回収ボイラはその排ガス流路内に
下流側から順に、排ガスで給水を予熱する節炭
器、予熱された給水を蒸発させる後側蒸発器、同
前側蒸発器、及び、蒸気化した給水を加熱する過
熱器を備えたものとし、かつ、前記脱硝装置を前
記前側、後側双方の蒸発器の間に設置しているこ
とを特徴とする特許請求の範囲第１項に記載の排
熱回収ボイラ装置。 ４ 前記脱硝装置の位置、及び、複数種類の触媒
の配分比は、ガスタービン負荷に対する該ガスタ
ービン排気のNOx濃度分布に基づいて定めたも
のであることを特徴とする特許請求の範囲第２項
若しくは同３項に記載の排熱回収ボイラ装置。 ５ 前記脱硝装置の位置、及び、複数種類の触媒
の配分比は、ガスタービン負荷に対する該ガスタ
ービンの排気温度に基づいて定めたものであるこ
とを特徴とする特許請求の範囲第２項若しくは同
３項に記載の排熱回収ボイラ装置。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4749285A JPS61208402A (ja) | 1985-03-12 | 1985-03-12 | 排熱回収ボイラ装置 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4749285A JPS61208402A (ja) | 1985-03-12 | 1985-03-12 | 排熱回収ボイラ装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS61208402A JPS61208402A (ja) | 1986-09-16 |
| JPH0465284B2 true JPH0465284B2 (ja) | 1992-10-19 |
Family
ID=12776612
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP4749285A Granted JPS61208402A (ja) | 1985-03-12 | 1985-03-12 | 排熱回収ボイラ装置 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS61208402A (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2554101B2 (ja) * | 1987-09-28 | 1996-11-13 | 三菱重工業株式会社 | 排ガスボイラ |
| WO2013030889A1 (ja) * | 2011-08-31 | 2013-03-07 | 川崎重工業株式会社 | 熱回収ユニット、排ガスエコノマイザ及び廃熱回収システム |
Family Cites Families (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5413801A (en) * | 1977-07-01 | 1979-02-01 | Hitachi Ltd | Waste heat recovery boiler |
| JPS5597231A (en) * | 1979-01-22 | 1980-07-24 | Hitachi Ltd | Denitration |
| JPH0120984Y2 (ja) * | 1985-02-09 | 1989-06-23 |
-
1985
- 1985-03-12 JP JP4749285A patent/JPS61208402A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS61208402A (ja) | 1986-09-16 |
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