JPS61208402A - 排熱回収ボイラ装置 - Google Patents
排熱回収ボイラ装置Info
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- JPS61208402A JPS61208402A JP4749285A JP4749285A JPS61208402A JP S61208402 A JPS61208402 A JP S61208402A JP 4749285 A JP4749285 A JP 4749285A JP 4749285 A JP4749285 A JP 4749285A JP S61208402 A JPS61208402 A JP S61208402A
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
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ＮＯ，濃度を低減させ得
る排熱回収ボイラ装置に関するもにである。
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ＮＯ，濃度を低減させ得
る排熱回収ボイラ装置に関するもにである。
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ＮＯｌ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。
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ＮＯｌ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１反応器度が３００℃
から２００℃に低下するに従って急激に低下し。
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１反応器度が３００℃
から２００℃に低下するに従って急激に低下し。
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って大きく変化し
１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量の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。
格運転状態から部分負荷運転状態に亘って大きく変化し
１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量の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は得
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１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。
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は得
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１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Ｎｏ、濃度は、負荷条
件によって変わるが、上述した従来装置ではその変動に
十分に対拠できない。
件によって変わるが、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、１ｊｉ在徘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。
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。
、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ａｍ界温度は約４２０℃以上と低くな
る。
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ａｍ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１反応器度範囲の幅はほぼ同一であ
る。
度域は両者異なるが１反応器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。
性を示した図表の１例である。
Ｃ発明の目的〕
本発明の目的は、できるだけ小量の触媒でＮｏ。
を低減し、さらに、ガスタービンの負荷が低負荷から定
格負荷に亘って変動してもＮｏ、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とにある。
格負荷に亘って変動してもＮｏ、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とにある。
本発明は上述の事情に鑑みて為されたもので、排ガス中
のＮＯｘ成分を除去するための脱硝装置を備えた排熱回
収ボイラにおいて、該ボイラ装置内に少なくとも２種類
以上の触媒を組合せ設置し前記排熱回収ボイラ内に配置
することにより、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
ＮＯ５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。
のＮＯｘ成分を除去するための脱硝装置を備えた排熱回
収ボイラにおいて、該ボイラ装置内に少なくとも２種類
以上の触媒を組合せ設置し前記排熱回収ボイラ内に配置
することにより、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
ＮＯ５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２本発明の排熱回収ボイラ装置の１実施例について
、第１ＩＩを参照しつつ説明する。
、第１ＩＩを参照しつつ説明する。
本第１図は１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４０と、ガスタービン装置１０から排出される徘ガ
スの窒素酸化物（Ｎｏ、）を除去する脱硝装置３０を備
え、さらに脱硝袋ｆｉ！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である。
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４０と、ガスタービン装置１０から排出される徘ガ
スの窒素酸化物（Ｎｏ、）を除去する脱硝装置３０を備
え、さらに脱硝袋ｆｉ！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である。
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１４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＃ｓ
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を設けである。低圧節炭器２５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。
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１４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＃ｓ
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を設けである。低圧節炭器２５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［！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工を通じて低圧節炭
器２５に導びかれる様になっている。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。
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工を通じて低圧節炭
器２５に導びかれる様になっている。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１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。
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１４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Ｔ。
機１１で加圧後、燃焼器１４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Ｔ。
の如く約５３０℃で過熱器２１に流入し、Ｔ２の如く約
４７０℃の排ガスとなって脱硝装置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。
４７０℃の排ガスとなって脱硝装置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＠
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２３へと流入する。さ
らに排ガスは低圧蒸発器２４、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。
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２３へと流入する。さ
らに排ガスは低圧蒸発器２４、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。
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。
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。
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Ｔ、の如く約３３０℃と低下する。この
場合、脱硝装置３０人ロ排ガス温度はＴ４の如く約３１
０℃と低下する。
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Ｔ、の如く約３３０℃と低下する。この
場合、脱硝装置３０人ロ排ガス温度はＴ４の如く約３１
０℃と低下する。
本実施例の排熱回収ボイラ装！！（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って排気温度が大き
く変化しても脱硝率を高く保つことができる。
、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って排気温度が大き
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。
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１曲線りは、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。
熱器の出口に配置した場合の特性を示す。
一方、曲線２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。
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３〇−りとを組合せ配
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１１ａ）、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、Ｑ、ｈを付
しである。
部に従来触媒３０−Ｈと低温触媒３〇−りとを組合せ配
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１１ａ）、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、Ｑ、ｈを付
しである。
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Ｑ）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１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。
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Ｑ）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１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（ｊｍ）ではガスタービンが高負荷時におい
ては、前者は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。
ては、前者は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３〇−りの配分比率が
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。
でき、この改善効果は、低温触媒３〇−りの配分比率が
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ＮＯ，濃度を曲線Ａで示し、脱硝装置出口側ＮＯ０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１曲線Ａ ｈ ？ Ａ Ｑ ｅ Ａ
ａ ＨＡ ｂで示す、ここで、脱硝装置出口側ＮＯ８
濃度特性曲線は、第５図の曲線Ａと第４図での各々の脱
硝効率特性曲線り、Ｑ、ａ。
側ＮＯ，濃度を曲線Ａで示し、脱硝装置出口側ＮＯ０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１曲線Ａ ｈ ？ Ａ Ｑ ｅ Ａ
ａ ＨＡ ｂで示す、ここで、脱硝装置出口側ＮＯ８
濃度特性曲線は、第５図の曲線Ａと第４図での各々の脱
硝効率特性曲線り、Ｑ、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。
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Ｎｏ、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。
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Ｎｏ、特性（曲線Ａ１２）
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。
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Ｎｏ、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。
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ＮＯ
３濃度が高いことがわかる。
３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１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。
て１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。
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３
０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２
２−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。
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３
０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２
２−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１曲
線ｈ’ 、ｎ’ 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１曲線ａ’ 、
ｂ’は従来触媒３２−Ｈと３２−りとの配分比率をそれ
ぞれ１：１（曲線ａ′）。
線ｈ’ 、ｎ’ 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１曲線ａ’ 、
ｂ’は従来触媒３２−Ｈと３２−り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Ｎｏ、規制
値達成状態説明図表（第５図）に対応する図表で１曲線
Ｂは排気中のＮｏ、濃度を示しており、この曲線Ｂの値
に第７図の脱硝率ｈ′。
値達成状態説明図表（第５図）に対応する図表で１曲線
Ｂは排気中のＮｏ、濃度を示しており、この曲線Ｂの値
に第７図の脱硝率ｈ′。
Ｑ／、ａ／、ｂ／ をそれぞれを乗じた曲線Ｂｈ’。
Ｂｊｌ’ 、Ｂａ’ 、Ｂｂ’ を示しである。
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ＢＱ’
）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１本発明による特性
である曲線Ｂａ’。
（曲線Ｂｈ’）並びに低温触媒のみの特性（曲線ＢＱ’
）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１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
。
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。
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−装置を分割し排ガス温度域の異なったボ
イラ内に適宜配置こてもよい、この場合においても、脱
硝効率分布を任意に設定できる。
イラ内に適宜配置こてもよい、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め任意の個所に設けてもよい。
スタービンの排気流路中め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。− （ａ）負荷変動に係りなく脱硝装置出口側のＮＯ。
果がある。− （ａ）負荷変動に係りなく脱硝装置出口側のＮＯ。
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。
置を比較した場合、脱硝効率の向上が可能となる。
（ｃ）Ｎｏ、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声る。
明により大幅に低減で声る。
（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Ｎｏ、濃度
の分布変化に対応できる。
スタービン負荷に対するガスタービン出口側Ｎｏ、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。
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。
（ｆ） （ｃ）項並びに（ａ）項より、ボイラのサイ
ズを縮小することも可能となる。
ズを縮小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、。 研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ＮＯ３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
よりも高くなっ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、３０．３２・・
・脱硝装置、３０−Ｈ，３２−Ｈ・・・従来触媒、３０
−Ｌ。 ３２−Ｌ・・・低温触媒。
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、。 研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ＮＯ３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
よりも高くなっ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、３０．３２・・
・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排熱回収ボイラ装置において、
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
該排熱回収ボイラに設置し、更に、前記脱硝装置内の脱
硝触媒はその温度特性を異にする複数種類の触媒を併用
したものであることを特徴とする排熱回収ボイラ装置。 ２、前記の少なくとも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。 ４、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。 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３項若しくは同第４項に記載の
排熱回収ボイラ装置。 ６、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３項若しくは同第４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 true JPS61208402A (ja) | 1986-09-16 |
| JPH0465284B2 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) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6488002A (en) * | 1987-09-28 | 1989-04-03 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Exhaust gas boiler |
| 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 |
Citations (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 |
| JPS61135533U (ja) * | 1985-02-09 | 1986-08-23 |
-
1985
- 1985-03-12 JP JP4749285A patent/JPS61208402A/ja active Granted
Patent Citations (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 |
| JPS61135533U (ja) * | 1985-02-09 | 1986-08-23 |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6488002A (en) * | 1987-09-28 | 1989-04-03 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Exhaust gas boiler |
| 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 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0465284B2 (ja) | 1992-10-19 |
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