聯(lián)合循環(huán)電站余熱鍋爐全工況煙氣脫硝運行分析

任洪運，楊承，馬曉茜

(1.華南理工大學 電力學院，廣東 廣州510640；2.廣東省能源高效清潔利用重點實驗室(華南理工大學)，廣東 廣州510640)

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聯(lián)合循環(huán)電站余熱鍋爐全工況煙氣脫硝運行分析

任洪運1,2，楊承1,2，馬曉茜1,2

(1.華南理工大學 電力學院，廣東 廣州510640；2.廣東省能源高效清潔利用重點實驗室(華南理工大學)，廣東 廣州510640)

燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)發(fā)電機組氮氧化物(NOx)排放指標趨于更嚴，國內在役機組面臨在干式低NOx燃燒技術的基礎上增加余熱鍋爐煙氣選擇性催化還原(selective catalytic reduction，SCR)脫硝改造的問題。針對此，利用ASPEN PLUS的化工模擬功能，結合典型聯(lián)合循環(huán)機組全工況煙氣參數(shù)，對余熱鍋爐入口低濃度NOx煙氣的SCR法脫硝過程進行模擬，通過已有試驗數(shù)據(jù)和運行數(shù)據(jù)驗證了模型的合理性；同時利用VBA程序外嵌的ASPEN PLUS 和Excel數(shù)據(jù)批量計算分析功能，對影響脫硝效率的操作參數(shù)進行了分析。結果表明：機組在全工況運行范圍內，最佳氨氮比(物質的量比)落在0.8～1.0之間，且隨負荷率增加而遞增；脫硝效率隨停留時間增加而增加；針對案例M701F3型機組，新增的SCR脫硝反應器無需煙氣升溫改造措施即可使NOx排放濃度(質量濃度)低于30 mg/m3(標準狀態(tài)下，氧的體積分數(shù)為15%)，滿足最新環(huán)保排放要求。針對機組低負荷時煙氣溫度偏低及NOx排放不穩(wěn)定從而影響脫硝效率的問題，給出了余熱鍋爐入口NOx的質量濃度邊界曲線，用以判斷是否需要采取煙氣升溫措施。

余熱鍋爐；聯(lián)合循環(huán)電站；選擇性催化還原；NOx排放；過程模擬

隨著環(huán)保要求的日益嚴苛，以天然氣為燃料的燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)發(fā)電機組的NOx排放濃度(質量濃度，下同)標準進一步提高，其值為50 mg/m3(標準狀態(tài)下，氧的體積分數(shù)φ(O2)=15%，下同)[1]，個別城市如北京等更是將新建鍋爐排放標準提高到了30 mg/m3[2]，該標準預計從2017年4月1日起正式執(zhí)行。比較先進的F級燃氣輪機的燃燒室雖已采用干式低氮氧化物(dry low NOx，DLN)燃燒技術，可將NOx排放濃度控制在50 mg/m3以內，但由于不同負荷下燃氣輪機的燃燒組織不同，且多承擔深度調峰，再加之機組老化、燃燒調整不良等因素，使NOx排放濃度在某些工況下可能超過50 mg/m3。故催生了鍋爐煙氣脫硝技術，該技術的理論基礎已經成熟并在燃煤鍋爐獲得成功應用[3]。國內以天然氣為燃料的聯(lián)合循環(huán)機組余熱鍋爐脫硝技術處于未大規(guī)模普及的初期應用階段，所使用催化劑以V2O5-WO3(MoO3)/TiO2為主，活性溫度(300～400 ℃)具有高而窄的特點[4]。根據(jù)余熱鍋爐的排煙特性，低負荷率下煙氣溫度低于催化劑活性溫度，從而會制約脫硝效率，雖然國內低溫脫硝催化劑的研究已經取得了較大進步，但仍未廣泛應用于工程實踐[5]。國內在役較先進機組的余熱鍋爐已在高壓蒸發(fā)器受熱面和高壓省煤器受熱面之間預留了安裝脫硝反應器的空間[6]，但多為無補燃型余熱鍋爐，在新增余熱鍋爐脫硝裝置時，會面臨低負荷下煙氣溫度偏低以及不同啟停周期下煙氣中NOx質量濃度波動較大制約脫硝效率的問題，進而可能需要新增外補燃系統(tǒng)等升高煙氣溫度的改造措施[7]。

余熱鍋爐選擇性催化還原(selective catalytic reduction，SCR)煙氣脫硝是指在余熱鍋爐的入口處將氨氣(NH3)與煙氣均勻混合，再進入脫硝反應器中進行反應，在催化劑的作用下將NOx生成水和氮氣并排入大氣的過程[8]。本文對已采用了中溫催化劑的余熱鍋爐全工況選擇性催化還原(selective catalytic reduction，SCR)煙氣脫硝工藝過程進行模擬，分析主要操作參數(shù)對其過程的影響，并針對低負荷下煙氣溫度偏低及脫硝反應器入口NOx質量濃度存在波動制約脫硝效率的問題進行計算分析，得出對工程實踐具有指導意義的結論。

1　排煙特性及脫硝數(shù)學模型分析

1.1聯(lián)合循環(huán)排煙特性分析

聯(lián)合循環(huán)機組從并網到帶滿負荷過程中，隨著負荷率的升高，透平排氣溫度、排氣流量、排氣組成等參數(shù)會隨之發(fā)生變化。根據(jù)某在役M701F3機組的運行數(shù)據(jù)，繪制其煙氣溫度隨機組負荷率的變化曲線如圖1所示。

圖1　煙氣溫度隨機組負荷率變化曲線

由圖1可見，機組并網時余熱鍋爐進氣溫度約為360 ℃，滿負荷時約為600 ℃；進入余熱鍋爐高壓蒸發(fā)器和高壓省煤器之間后，煙氣最低溫度為230 ℃，最高為350 ℃。隨著機組負荷率的上升，SCR脫硝反應器的入口煙氣溫度隨之升高。

根據(jù)運行數(shù)據(jù)整理得到燃料流量及煙氣流量隨機組負荷率變化曲線如圖2所示。

圖2　燃料流量及煙氣流量隨機組負荷率變化曲線

由圖2可以看出，進入燃燒室的燃料流量與負荷率基本上成線性遞增關系，煙氣流量隨著負荷率的增大而逐漸增大。

圖3為某啟停周期內透平排氣中NOx的質量濃度隨機組負荷率變化曲線。

圖3　NOx的質量濃度隨機組負荷率變化曲線

由圖3可見，當負荷率約小于40%時，NOx的質量濃度隨機組負荷率增加而升高；當負荷率為40%～80%時，NOx的質量濃度隨機組負荷率增加而減小；此后，NOx的質量濃度隨機組負荷率增加而略微增加。各負荷階段NOx的質量濃度變化的差異主要是由于擴散燃料的比例不同、燃料與空氣質量流量比相異所致。在40%負荷率附近，NOx排放濃度達120 mg/m3；當機組運行于高負荷段，即接近滿載工況時，NOx排放濃度也多超過了50 mg/m3。該機組NOx排放濃度偏高，超過30 mg/m3這一更嚴排放標準，這可能與機組老化及燃燒調整策略有關。圖4為小于60%的低負荷率下不同啟停周期NOx的質量濃度隨機組負荷率變化曲線，其中周期1、周期2和周期3表示燃汽輪機機組在不同運行時間段的啟停周期?？梢?，在不同啟停周期、相同的負荷率下透平排氣中NOx的排放濃度也存在差異，最大差值可達40 mg/m3，這可能與環(huán)境參數(shù)變化及機組老化有關。

圖4　低負荷不同啟停周期NOx的質量濃度隨機組負荷率變化曲線

1.2SCR脫硝反應數(shù)學模型分析

以天然氣為燃料的燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)發(fā)電機組，其余熱鍋爐煙氣成分中的NOx只含有燃燒室中由于局部高溫生成的熱力型NOx，幾乎不含燃料型NOx和快速型NOx。熱力型NOx主要以NO的形式存在，其他NOx含量幾乎可以忽略，因此，余熱鍋爐脫硝反應的主要目的是去除NO。結合上述特點，可簡化脫硝的化學反應過程，根據(jù)反應方程式(1)建立數(shù)學模型：

4NO+4NH3+O2→4N2+6H2O.

(1)

NO的表觀速率方程可表示為

(2)

式中：Kc為化學反應速率常數(shù)；τ為反應時間；x(*)分別為各物質的摩爾分數(shù)；α、β、γ、σ分別為NO、NH3、O2、H2O的反應級數(shù)。

由于余熱鍋爐煙氣中O2和H2O的摩爾分數(shù)分別大于13.2%、6.8%，在反應中過量(均超過5%)，即O2和H2O含量在較高時對NO反應速率影響可以忽略。α的最接近的值為1，β、γ、σ的值近似可以取0，故對脫硝效率的影響可納入常數(shù)項，則其動力學表達式可以簡化為

(3)

式中Kc值可由阿倫尼烏斯公式確定，即

(4)

式中：K0稱為指前因子(或頻率因子)；Ea為反應的活化能，均是由反應特性決定的常數(shù)，其與反應溫度及濃度無關，Ea與催化劑的特性相關；R為氣體常數(shù)；T為熱力學溫度。B.Roduit等人通過在不同的催化劑條件下SCR反應測得Ea均在0～120kJ/mol之間[9-10]。

2　SCR脫硝模型建立及結果分析

2.1單元模型和物性方法選擇

ASPENPLUS化工模擬系統(tǒng)有強大的物性數(shù)據(jù)庫功能，具有多樣的計算單元操作模塊，圖形化界面友好，能夠便捷地完成流程的改變和模型變更，從而對復雜的脫硝過程進行模擬，能對進一步優(yōu)化系統(tǒng)的經濟性進行理論分析[11]。

結合ASPENPLUS的使用特點，余熱鍋爐煙氣SCR脫硝模型流程建立如圖5所示。

圖5　脫硝工藝過程模擬

根據(jù)SCR脫硝的機理，模擬過程的反應器模塊采用R-Plug平推反應器，物性方程采用理想氣體IDEAL方程，同時采用混合器將煙氣和NH3混合成均勻單相流進入脫硝反應器。

為簡化模擬過程做出以下幾點假設：

a) 由于用ASPENPLUS模擬包含化學反應系統(tǒng)的靜態(tài)過程，因此假設脫硝過程穩(wěn)定運行；

b) 均勻混入NH3后的煙氣成分假設為H2O、N2、NO、CO2、NH3和O2的理想氣體，僅NO和NH3參加反應，氣體在脫硝反應器中是一維定常流動；

c) 由于氣體流速較快，不考慮脫硝反應器與外界的熱交換，反應器處于絕熱等壓環(huán)境下，同時脫硝反應器內不考慮熱量損失。

此外，本文采用VisualBasic5.0和作為自動控制客戶的應用程序VBA(VisualBasicforApplications)作為編程工具，外嵌ASPENPLUS和Excel兩個軟件對數(shù)據(jù)進行批量計算分析，充分利用了ASPENPLUS的ActiveX自動控制服務功能。

2.2基本數(shù)據(jù)

某在役M701F3型重型燃氣輪機在設計工況下的排氣成分及進入余熱鍋爐的煙氣參數(shù)分別為: 進氣口煙氣流量、壓力、溫度分別為2 240.9t/h、104.625kPa、600 ℃，額定負荷下NOx排放濃度為34mg/m3，煙氣中H2O、N2、O2、CO2和Ar的體積分數(shù)分別為10.3%、2.95%、12.3%、3.8%和0.9%。

該余熱鍋爐型號為NG-M701F-R，屬三壓、再熱、臥式、無補燃、自然循環(huán)余熱鍋爐。脫硝反應器的安裝空間位于高壓蒸發(fā)器受熱面與高壓省煤器受熱面之間，在滿載工況下，該段的最高溫度為350 ℃，限定了本模擬的脫硝反應溫度的上限值。

2.3模型的驗證

為驗證本文模型的合理性，分別選取文獻[11]對燃煤機組SCR法煙氣脫硝的試驗數(shù)據(jù)和某燃氣輪機電廠的脫硝改造工程運行數(shù)據(jù)進行對比驗證。

文獻[12]試驗中脫硝反應器的入口NOx的質量濃度為500mg/m3(換算成φ(O2)=15%時為200mg/m3)、反應溫度為300 ℃，氨氮比(物質的量比，下同)為1。通過對比相同停留時間下脫硝效率的試驗值和模擬值來驗證模型的可靠性，數(shù)據(jù)對比見表1。

表1　反應溫度為300 ℃時試驗數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)對比

參考某燃氣輪機電廠脫硝改造工程的運行數(shù)據(jù)，考慮相同溫度、相同初始質量濃度的條件，對比脫硝效率的運行數(shù)據(jù)和模擬值情況見表2。

表2運行數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)對比

機組負荷/MW反應器溫度/℃入口NOx的質量濃度/(mg·m-3)運行脫硝效率/%模擬脫硝效率/%相對誤差/%20430362.3787.578.710.1334033040.186.779.28.5739834348.682.586.85.22

由表1可以看出，脫硝效率的最大相對誤差值為11.7%，試驗數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)中煙氣成分的差異是誤差的主要來源；由表2的數(shù)據(jù)對比可以看出，脫硝效率的最大相對誤差值為10.13%，SCR反應器空間尺寸的差異是該數(shù)據(jù)對比誤差的主要來源。結合表1、表2綜合分析認為：模擬數(shù)據(jù)基本上能與試驗數(shù)據(jù)和運行數(shù)據(jù)吻合，兩組對比相互補充、相互印證，本文建立的模型具有一定的合理性，后續(xù)模擬結果具有一定的工程可靠性。

2.4動力學模擬基礎結果及分析

2.4.1氨氮比-脫硝率曲線

氨氮比是脫硝反應器的一個重要操作參數(shù)。針對不同反應器溫度來確定最佳氨氮比，將脫硝反應器入口NO的質量濃度定為50mg/m3。用本文所建立的模型，對脫硝反應器內不同氨氮比對煙氣脫硝率的影響情況進行分析，結果如圖6所示，不同氨氮比條件下出口煙氣中氨的質量濃度如圖7所示。

圖6　氨氮比對反應器脫硝效率的影響

圖7　出口NH3的質量濃度與氨氮比的關系

結合圖6和圖7可見，不同溫度條件下最佳氨氮比落在0.8～1.0之間，增加NH3的質量濃度可以提高脫硝效率，但同時NH3逃逸變大，這不僅造成了NH3的浪費，同時可能造成二次污染。

2.4.2停留時間-脫硝效率曲線

根據(jù)NG-M701F-R型余熱鍋爐預留脫硝空間所能允許的尺寸范圍，考察不同的煙氣停留時間下脫硝效率的變化規(guī)律。

將NG-M701F-R型余熱鍋爐預留脫硝空間內的反應器等效為圓柱形通道，直徑設為7.5m，長為10.3m。圖8給出了脫硝反應器在三種溫度條件下的煙氣停留時間對脫硝效率的影響。

圖8　煙氣停留時間對脫硝效率的影響

由圖8可知：煙氣在脫硝反應器中的停留時間很短；脫硝效率隨停留時間增加而增大，停留時間與脫硝反應器長度密切相關。

2.4.3反應溫度-脫硝效率曲線

煙氣溫度是SCR脫硝反應中另一個重要操作參數(shù)。根據(jù)已建立的模型對反應器內反應溫度對脫硝效率影響情況進行分析，如圖9所示。

從圖9可以看出，在反應器溫度處于250～370 ℃范圍內，隨著入口NO的質量濃度升高，脫硝效率不斷增加，NO的化學反應速率不斷增大，催化劑對脫硝反應的催化性能逐漸增大。因此，在催化劑活性溫度范圍內，較高煙氣溫度有利于NOx的脫除。

圖9　反應溫度對脫硝反應器脫硝效率的影響

2.4.4反應器入口NO的質量濃度-脫硝效率曲線

煙氣中NOx的質量濃度隨著機組負荷率變化而變化，有必要考慮反應器入口NOx的質量濃度對脫硝效率的影響。根據(jù)已建立的模型對反應器入口NOx的質量濃度對脫硝效率影響情況進行分析，如圖10所示。

圖10　反應器入口NOx質量濃度對脫硝效率的影響

由圖10可知，在不同溫度下，反應器入口NO的質量濃度從20mg/m3變化到200mg/m3時，NO的脫除率隨著入口質量濃度的增加幾乎成平行的線性關系，增量小于10%，即NO轉化率增加幅度并不是很大。較高的NO質量濃度對反應有一定的推動作用，能夠提高脫硝效率，但對于固相非均勻相催化反應過程還應考慮傳質過程的制約作用。因此，單一的入口NO質量濃度這一因素對脫硝效率的影響并不大。

2.5全工況下脫硝效果分析

基于聯(lián)合循環(huán)機組的排煙特性分析，根據(jù)已建立的模型，分析機組負荷率對反應器的最佳氨氮比及脫硝效率的影響，得出最佳氨氮比、脫硝效率及出口NOx的質量濃度隨負荷變化的曲線，如圖11所示。

圖11　最佳氨氮比、脫硝效率及出口NOx質量濃度隨負荷率的變化

由圖11可以看出：隨著機組負荷率的變化，脫硝反應所需要的最佳氨氮比落在0.8～1.0之間，且隨負荷呈遞增規(guī)律；針對前文所述的煙氣NOx的質量濃度最高的啟停周期1的煙氣特性，在全負荷范圍內，脫硝反應器出口NOx的排放濃度均可控制在30mg/m3以內，且低負荷率下無需采取任何升高煙氣溫度的改造措施，新增SCR脫硝反應器能使該機組NOx排放濃度滿足最新環(huán)保排放的要求。

國內受電網調度的聯(lián)合循環(huán)發(fā)電機組一般處于60%負荷率以上工況運行，然而機組在低負荷工況下運行時，由于擴散燃燒比例較高，脫硝反應器入口(或余熱鍋爐入口)NOx的質量濃度較高，且存在不同啟停周期內NOx的質量濃度波動較大的情況。針對機組負荷率低于60%以下的工況，通過模型計算得到余熱鍋爐入口NOx的質量濃度的邊界曲線，該曲線用于判斷低負荷率下余熱鍋爐在SCR裝置的基礎上是否需要新增外補燃系統(tǒng)等煙氣升溫措施以改善脫硝效率，如圖12所示。

圖12　入口NOx的質量濃度邊界值隨負荷率的變化曲線

分析圖12，當機組極低負荷率運行或處于啟動階段時，若余熱鍋爐NOx入口質量濃度處于曲線下方(Ⅱ區(qū)域)時，不需要煙氣升溫措施，可使NOx排放濃度滿足最新排放要求；當余熱鍋爐入口NOx的質量濃度處于曲線上方(Ⅰ區(qū)域)時，則需新增外補燃系統(tǒng)等煙氣升溫改造措施來提高脫硝效率，使機組NOx排放濃度滿足最新排放要求。

3　結論

本文采用流程模擬軟件ASPENPLUS，以M701F3型燃氣輪機機組為例，對聯(lián)合循環(huán)電站余熱鍋爐全工況下的SCR脫硝過程進行了模擬分析。通過與燃煤機組的相關脫硝試驗數(shù)據(jù)和某燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組運行數(shù)據(jù)對比，表明本文模型合理可用，并獲得如下結論。

a) 通過對關鍵操作參數(shù)的模擬分析得出：NOx的轉化率隨脫硝反應器中溫度的升高而升高，增量較大；隨機組的負荷率增加而增大；入口NOx的質量濃度對脫硝效率的影響較?。蛔罴寻钡仍?.8～1.0之間且隨負荷略增大，但同時會造成氨逃逸變大。

b) 在本文案例的某M701F3型機組全工況運行過程中，余熱鍋爐SCR脫硝反應器無需煙氣升溫改造措施可以使NOx排放濃度小于30mg/m3，能滿足最新環(huán)保排放要求。

c) 機組在低負荷率下運行時，余熱鍋爐入口NOx的質量濃度較高，且存在排煙溫度偏低及不同啟停周期內NOx的質量濃度波動較大制約脫硝效率的情況?？筛鶕?jù)NOx的質量濃度邊界曲線判斷是否需要進一步采用新增外補燃系統(tǒng)等煙氣升溫改造措施。

本文研究結果對國內聯(lián)合循環(huán)電站余熱鍋爐SCR法煙氣脫硝的工藝設計、改進及運行優(yōu)化具有工程指導意義。

[1]GB13271—2014，鍋爐大氣污染物排放標準[S].

[2]DB11 847—2011，固定式燃氣輪機大氣污染物排放標準[S].

[3]MOYEDAD，周偉，徐光. 燃煤發(fā)電鍋爐脫硝技術的選擇與應用[J]. 廣東電力，2011(6):92-96.

MOYEDAD，ZHOUWei，XUGuang.SelectionandApplicationofDenitrationTechnologyofCoal-firedPowerGenerationBoilers[J].GuangdongElectricPower，2011(6):92-96.

[4] 曹蕃，蘇勝，向軍，等.Mn-Ce-Zr/γ-Al2O3催化劑低溫選擇性催化還原脫硝性能分析[J]. 中國電機工程學報，2015, 35(9): 2238-2245.

CAOFan,SUSheng,XIANGJun，etal.PerformancesofMn-Ce-Zr/γ-Al2O3CatalystforLowTemperatureSelectiveCatalyticReductionofNO[J].ProceedingsoftheCSEE, 2015, 35(9): 2238-2245.

[5] 肖志前，吉碩. 低負荷下給水溫度對SCR及鍋爐熱效率的影響[J]. 廣東電力，2015，28(9):22-27.

XIAOZhiqian，JIShuo.InfluenceonSelectiveCatalyticReductionandHeatingEfficiencyofBoilerbyFeedWaterTemperaturewithLowLoad[J].GuangdongElectricPower, 2015，28(9):22-27.

[6] 田明泉，張勇，李娜，等.余熱鍋爐尾部煙道脫硝方案數(shù)值模擬[J]. 熱力發(fā)電，2013(10):32-38，77.

TIANMingquan,ZHANGYong，LINa，etal.NumericalAnalysisonDenitrationSchemeinFlueDuctofaWasteHeatBoiler[J].ThermalPowerGeneration，2013(10):32-38，77.

[7] 于朝陽，王建志，賀年. 余熱鍋爐補燃裝置的研究[J]. 熱能動力工程，2004，19(5):534-536.

YUZhaoyang，WANGJianzhi，HENian.StudyonSupplementBurnersofHRSG[J].JournalofEngineeringforThermalEnergyandPower，2004，19(5):534-536.

[8]CROCEGP，KINSFATHERR.ApplicationoftheShellDeNOxSystemonGasTurbine-heatRecoverySteamGenerators[J].AmericanSocietyofMechanicalEngineers, 1997(12):731-744.

[9]RODUITB，BAIKERA，BETTONIF，etal. 3-DModelingofSCRofNOxbyNH3onVanadiaHoneycombCatalysts[J].AIChEJournal，1998,44(12)：2731-2744.

[10]ZHANGZhenxing，SUNBaomin，XINJing.FruitFlyOptimizationAlgorithmBasedHighEfficiencyandLowNOxCombustionModelingforaBoiler[J].ThermalPowerGeneration，2014(12):25-30.

[11] 孫蘭義.化工流程模擬實訓——AspenPlus教程[M].北京:化學工業(yè)出版社，2014.

[12] 董建勛.燃煤電廠SCR煙氣脫硝試驗研究及數(shù)學模型建立[D].保定：華北電力大學，2007：22-23.

(編輯闞杰)

Analysis on Flue Gas Denitration Operation of Heat Recovery Boiler Under Full Conditions in Gas-steam Combined Cycle Power Station

REN Hongyun1,2, YANG Cheng1,2, MA Xiaoqian1,2

(1.School of Electric Power，South China University of Technology，Guangzhou，Guangdong 510640，China; 2. Key Laboratory of High Efficient and Clean Utilization of Energy of Guangdong Province, Guangzhou, Guangdong 510640, China)

NOxemission standard for gas-steam combined cycle generators is more and more serious and domestic generators in service face a problem of increasing selective catalytic reduction (SCR) denitration transform of flue gas in heat recovery boiler based on dry low NOxcombustion technology. Chemical engineering simulation function of ASPEN PLUS is used and parameters of flue gas under full conditions of the typical combined cycle generator are combined for simulating SCR denetration of low concentration NOxflue gas at the entrance of heat recovery boiler. Existing experimental data and running data verifies reasonability of the model and embedded ASPEN PLUS and Excel data volume calculation-analysis functions of VBA are used for analyzing operating parameters affecting denitration efficiency. Results indicate that within full conditions range, the optimal quantitative relative ratio of NH3/NOxranges from 0.8 to 1.0 and may progressively increases with increase of load rate. In allusion to M701F3 generator, it needs not transform measures for flue gas temperature rise for the additional SCR denetration reactor and NOxemission concentration (mass concentration) may be lower than 30 mg/m3(under standard state and when volume fraction of oxygen is 15%) which is able to meet the latest emission requirements for environment protection. In allusion to problems of low temperature of flue gas and restriction on denitration efficiency by unstability of NOxat the time of low load of the generator, boundary curve of NOxmass concentration at the entrance of heat recovery boiler is presented for judging whether flue gas temperature rise measures are necessary.Key words：heat recovery boiler; combined cycle power station; selective catalytic reduction (SCR); NOxemission; process simulation

2016-02-29

廣東省普通高校重點實驗室資助項目(KLB10004)

10.3969/j.issn.1007-290X.2016.07.006

X701

A

1007-290X(2016)07-0029-06

任洪運(1991)，男，四川達州人。在讀碩士研究生，研究方向為先進能源系統(tǒng)優(yōu)化及其特性。

楊承(1972)，男，湖北潛江人。副教授，工學博士，研究方向為先進能源系統(tǒng)優(yōu)化及其特性。

馬曉茜(1964)，男，湖北蒲圻人。教授，工學博士，研究方向為先進能源系統(tǒng)優(yōu)化及其特性。