JP2015143517A - 制御装置、及び起動方法 - Google Patents

Abstract

【課題】コンバインドサイクル発電プラントの起動時間を短縮する。
【解決手段】制御装置は、ガスタービンと、前記ガスタービンの排ガスから熱回収して蒸気を生成する排熱回収ボイラと、前記排熱回収ボイラが生成する蒸気により駆動される蒸気タービンと、を備えるコンバインドサイクル発電プラントを制御する。制御装置は、ガスタービンの出力を制御する制御部を備える。制御部は、前記ガスタービンに発電機を並列した後に、前記ガスタービンの排ガス温度が前記蒸気タービンのメタル温度に基づいて決定される範囲に収まるときのガスタービン出力である第１の出力値より大きい第２の出力値に前記ガスタービンの出力を制御する。制御部は、前記排熱回収ボイラが生成する蒸気の温度が前記メタル温度に基づく温度を超えた場合、前記第１の出力値に前記ガスタービンの出力を制御する。
【選択図】図１

Description

本発明の実施形態は、制御装置、及び起動方法に関する。

ガスタービンと、排熱回収ボイラと、蒸気タービンとを組み合わせて構成するコンバインドサイクル発電プラントが知られている。ここで、排熱回収ボイラは、ガスタービンの排ガスから熱回収して蒸気を生成する。蒸気タービンは、排熱回収ボイラが生成する蒸気により駆動される。

特開平７−３１０５０５号公報 特開２００８−２８０８５５号公報

排熱回収ボイラの大きな熱容量に起因して、排熱回収ボイラが生成した蒸気の温度である主蒸気温度が所定の温度まで上昇するには、大きな時定数やムダ時間を有する。ガスタービンの出力増加に伴いガスタービン（ＧＴ）排ガス温度やＧＴ排ガス流量が上昇がしても、主蒸気温度はなかなか上昇しない。従って、ガスタービンの出力を、所定の出力値に保持しながら燃料供給を継続させても、主蒸気温度が所望の温度に上昇するまで、場合によっては１時間から３時間というオーダの長い時間を要する。

しかし、火力発電は緊急電源の位置づけが付与されているため、急速起動能力を有するコンバインドサイクル発電プラントが求められている。このような状況下で、急速起動を行う場合、上述した主蒸気温度上昇の遅延が問題となる。

そこで本発明の一態様は、上記問題に鑑みてなされたものであり、コンバインドサイクル発電プラントの起動時間を短縮することを可能とする制御装置、及び起動方法を提供することを課題とする。

本発明の実施形態の制御装置は、ガスタービンと、前記ガスタービンの排ガスから熱回収して蒸気を生成する排熱回収ボイラと、前記排熱回収ボイラが生成する蒸気により駆動される蒸気タービンと、を備えるコンバインドサイクル発電プラントを制御する。制御装置は、ガスタービンの出力を制御する制御部を備える。制御部は、前記ガスタービンに発電機を並列した後に、前記ガスタービンの排ガス温度が前記蒸気タービンのメタル温度に基づいて決定される温度範囲に収まるときのガスタービン出力である第１の出力値より大きい第２の出力値に前記ガスタービンの出力を制御する。制御部は、前記排熱回収ボイラが生成する蒸気の温度が前記メタル温度に基づく温度を超えた場合、前記第１の出力値に前記ガスタービンの出力を制御する。

第１の実施形態におけるコンバインドサイクル発電プラント５００の構成を示す概略構成図である。 第１の実施形態における制御装置５０１の構成を示す概略ブロック図である。 第１の実施形態における蒸気タービンの５０３の断面図である。 第１の実施形態に係る起動アルゴリズムを示すフローチャートである。 第１の実施形態に係る起動方法の起動チャートである。 ガスタービン５０２の出力とＧＴ排ガス温度の関係の一例を示すグラフである。 第１の実施形態に係る起動方法をコールド起動に用いた場合の起動チャートの一例である。 第２の実施形態に係る起動アルゴリズムを示すフローチャートである。 第２の実施形態に係る起動方法の起動チャートである。 比較例におけるコンバインドサイクル発電プラント５００の構成を示す概略構成図である。 比較例に係る起動アルゴリズムを示すフローチャートである。 比較例に係る起動方法の起動チャートである。

（比較例）
各実施形態について説明する前に、比較例について説明する。図１０は、比較例におけるコンバインドサイクル発電プラント６００の構成を示す概略構成図である。

コンバインドサイクル発電プラント６００は、ガスタービン５０２と蒸気タービン５０３が別軸で構成される。制御装置６０１はコンバインドサイクル発電プラント５００の運転及び制御を統括する。

（コンバインドサイクル発電プラント６００の構成について）
コンバインドサイクル発電プラント６００は、圧縮機５０７、圧縮機５０７と接続されたガスタービン（ＧＴ）５０２、及び回転軸がガスタービン（ＧＴ）５０２と接続されたＧＴ発電機５１７を備える。

また、コンバインドサイクル発電プラント６００には、圧縮機５０７からの空気とともに燃料５１６を燃焼させる燃焼器５０８が設けられている。燃料５１６の燃焼により生成された高温・高圧のガスが燃焼器５０８からガスタービン５０２へ供給され、ガスタービン５０２が駆動する。
燃焼器５０８に燃焼５１６を供給する配管には、制御装置６０１からの制御信号に基づいて開閉する燃料調節弁５０６が設けられている。燃料調節弁５０６の開度を調節することで、燃焼器５０８への燃料５１６の供給量を調節することができる。

更に、コンバインドサイクル発電プラント６００は、ＧＴ発電機５１７の出力を検出し、ＧＴ発電機５１７の出力を示すＧＴ出力信号を制御装置６０１へ供給するＧＴ出力センサＯＳを備える。

更に、コンバインドサイクル発電プラント６００は、ガスタービン（ＧＴ）５０２から排出されたＧＴ排ガスａの温度を検出し、検出したＧＴ排ガスａの温度を示す排ガス温度信号を制御装置６０１へ供給する排ガス温度センサＴＳ１を備える。
更に、コンバインドサイクル発電プラント６００は、ガスタービン５０２のＧＴ排ガスａから熱回収して蒸気を生成する排熱回収ボイラ５０４を備える。

更に、コンバインドサイクル発電プラント６００は、ＧＴ排ガスａから熱回収する蒸発器５０９、蒸発器５０９と接続されたドラム５１０、及び蒸気入力口がドラム５１０の蒸気排出口と配管で接続された過熱器５１１を備える。

更に、コンバインドサイクル発電プラント６００は、蒸気入力口が過熱器５１１の蒸気排出口と配管で接続された加減弁５０５を備える。

更に、コンバインドサイクル発電プラント６００は、蒸気入力口が加減弁５０５の蒸気排出口と配管で接続された蒸気タービン５０３、及び回転軸が蒸気タービン５０３の回転軸と接続されたＳＴ発電機５１８を備える。

更に、コンバインドサイクル発電プラント６００は、蒸気入力口が過熱器５１１の蒸気排出口と配管で接続されたタービンバイパス調節弁５１２を備える。タービンバイパス調節弁５１２は、蒸気タービンをバイパスした蒸気を後述する復水器５１３に導く。
更に、コンバインドサイクル発電プラント６００は、蒸気入力口がタービンバイパス調節弁５１２の蒸気排出口と配管で接続され排気入力口が蒸気タービン５０３の排気口と配管で接続された出口から出る水と海水との熱交換を行う復水器５１３を備える。蒸気タービン５０３から排出された排気蒸気ｅは復水器５１３に流入する。この復水器５１３は、蒸気タービンから排出された排気蒸気ｅを海水または空気により冷却する。

例えば、復水器５１３は、循環水ポンプ５１４により供給された海水を用いて、排気蒸気ｅを冷却する。

（コンバインドサイクル発電プラント６００の運転について）
続いて、コンバインドサイクル発電プラント６００の運転について説明する。図１０はガスタービン５０２が着火運転された後、加減弁５０５が全閉した状態のコンバインドサイクル発電プラント６００の運転状態を示している。ここで、一例として、燃料調節弁５０６は中間開度であり、タービンバイパス調節弁５１２は中間開度である。

ガスタービン５０２の燃料５１６は燃料調節弁５０６より入り、圧縮機５０７からの空気と共に燃焼器５０８で燃焼する。高温のＧＴ排ガスａは排熱回収ボイラ５０４に流入して蒸発器５０９で熱回収されドラム５１０に蒸気が発生する。この発生蒸気は過熱器５１１でＧＴ排ガスａと熱交換して更に過熱されて主蒸気ｂとなる。

しかし蒸気タービン５０３の加減弁５０５は閉弁したままで蒸気タービン５０３の起動は未だ開始されない。何故なら着火からの時間が経過していない時点では主蒸気ｂの温度が不充分であり、加減弁５０５を開弁して蒸気タービン５０３に入れること（これを通気と呼ぶ）が許容されないからである。

タービンバイパス調節弁５１２は、通気が許容されるまでの間、過熱器５１１からの主蒸気ｂを圧力制御しながら開弁して復水器５１３に導く。復水器５１３には循環水ポンプ５１４より汲み上げられた海水５１５が供給されており、タービンバイパス調節弁５１２を経由してきた主蒸気ｂは復水器５１３内で海水５１５により冷却される。その結果、主蒸気ｂは凝結して復水となる一方、海水５１５は熱交換により温度上昇を伴って海に戻る。

（比較例における制御装置６０１の処理）
比較例に係る制御装置６０１が実行する主蒸気温度マッチング制御は、蒸気タービン５０３に発生する熱応力を抑制する目的で、後述するガスタービン排ガス温度目標値を算出してガスタービン出力（負荷）を増減させる制御である。例えば、一軸型コンバインドサイクル発電プラント６００において無負荷定格回転運転のガスタービン５０２の入口案内翼開度を大きくしてＧＴ排ガス温度を低下させてミスマッチ温度を小さくする。

ここで、ミスマッチ温度は下記（１）式の定義で与えられる温度偏差である。

ミスマッチ温度＝主蒸気温度−蒸気タービンの第一段シェル内面メタル温度――（１）

ここで、第一段シェル内面メタル温度は、起動毎に変わる温度であり、前回起動したときからの経過時間が長いほど温度が低くなる傾向にある。第一段シェル内面メタル温度は、例えば、１５０度から５５０度の範囲で変わりうる。

入口案内翼開度は、ガスタービンの空気の量を調節する入口案内翼（Ｉｎｌｅｔ Ｇｕｉｄｅ Ｖａｎｅ）の開度である。入口案内翼開度を大きくした場合、同じ燃料に対して多くの空気がガスタービン５０２に流入するので、ＧＴ排ガス温度が低下する。このように、入口案内翼開度を調整することにより、ある程度の範囲でＧＴ排ガス温度を調整することができる。

図１１の比較例における主蒸気温度マッチング制御処理Ｐ４０１は、起動の要ともいうべきミスマッチ温度を小さくするのは同様である。主蒸気温度マッチング制御処理Ｐ４０１は、別軸の蒸気タービン５０３を自力起動するため、ガスタービン５０２は、より多くの燃料５１６を供給・燃焼する負荷運転とする。その負荷運転時におけるガスタービン出力を増減するように作用してミスマッチ温度を低減する。なお、別軸の蒸気タービン５０３は、一軸型コンバインドの蒸気タービンより多量の主蒸気ｂを必要とする。

そして主蒸気温度とＧＴ排ガス温度は下記（２）式の相関を有する。但しこれはガスタービン出力変動による過渡時を除き、定常状態において成立する関係式である。

主蒸気温度＝ＧＴ排ガス温度−ΔＴ（℃）――（２）

ここで、ΔＴ（℃）は排熱回収ボイラ設計の熱伝達条件に依拠してコンバインドサイクル発電プラント毎に定まる値であり、一般に約２０℃〜約６０℃程度の値となる。この（２）式を（１）式に代入して主蒸気温度を消去すると、下記（３）式が得られる。

ミスマッチ温度＝ＧＴ排ガス温度−ΔＴ−第一段シェル内面メタル温度――（３）

熱応力の観点から理想的な蒸気タービン起動はミスマッチ温度が零（０℃）のとき通気することであるから、（３）式の左辺に０を代入して、変形すれば下記（４）式が得られる。

ＧＴ排ガス温度＝第一段シェル内面メタル温度＋ΔＴ――（４）

制御装置６０１は、この関係に従いＧＴ排ガス温度目標値を次の（５）式として算出する。

ＧＴ排ガス温度目標値＝第一段シェル内面メタル温度＋ΔＴ――（５）

（比較例にかかる起動方法）
図１１の起動アルゴリズムにより、比較例にかかるコンバインドサイクル発電プラント６００の起動方法を述べる。図１１は、比較例に係る起動アルゴリズムを示すフローチャートである。

最初にガスタービン５０２を起動すると（ステップＳ２０１）、先ずパージ運転が行われ（ステップＳ２０２）、その着火＆昇速の過程（ステップＳ２０３）を経て無負荷定格回転運転（ステップＳ２０４）に到達する。その後、ＧＴ発電機５１７が並列される（ステップＳ２０５）。それとともに、逆電力の外乱を避けるために、直ちにガスタービン５０２はステップ状に初負荷へ負荷上昇するよう制御される（ステップＳ２０６、Ｓ２０７）。

初負荷に到達した場合（ステップＳ２０７ ＹＥＳ）、比較例にかかる制御装置６０１は、第一段シェル内面メタル温度を計測して記憶する（ステップＳ２０８）。

図１１において主蒸気温度マッチング制御処理Ｐ４０１は、ガスタービン５０２が初負荷に負荷上昇した直後に開始される。まず比較例に係る制御装置６０１は、記憶された第一段シェル内面メタル温度を使用して、（５）式の関係に基づきＧＴ排ガス温度目標値（＝第一段シェル内面メタル温度＋ΔＴ）を算出する。但しガスタービン５０２は極端な低温、高温の排ガス温度での運転はできないので、下限値（ＬＬ値）と上限値（ＵＬ値）による制限を付与する。具体的には制御装置６０１は“第一段シェル内面メタル温度＋ΔＴ”と“ＬＬ値”と“ＵＬ値”の中間値をＧＴ排ガス温度目標値に選択してこれを実現する（ステップＳ２０９）。

そして、制御装置６０１は、現時点の実ＧＴ排ガス温度を計測し、それとＧＴ排ガス温度目標値を比較する（ステップＳ２１１）。（ＧＴ排ガス温度目標値−β）が実ＧＴ排ガス温度より高ければ（ステップＳ２１１ ＹＥＳ）、制御装置６０１は、ガスタービン出力を上昇させてＧＴ排ガス温度を上昇させるように作用する（ステップＳ２１２）。ここで、βは所定の数である。

一方、（ＧＴ排ガス温度目標値−β）が実ＧＴ排ガス温度より低ければ（ステップＳ２１３ ＮＯ）、ガスタービン出力を低下させてＧＴ排ガス温度を低下させる（ステップＳ２１４）。これを繰り返して実ＧＴ排ガス温度がＧＴ排ガス温度目標値の許容偏差範囲（＋／−β℃以内）に入るようにガスタービン出力が調整される。このガスタービン出力を以下“第１の出力値ｃ”と呼ぶ。

第１の出力値ｃを保持しながら燃料供給を継続すると、時間経過に伴い主蒸気温度も次第に上昇し、次第に第一段シェル内面メタル温度に漸近する。第一段シェル内面メタル温度と主蒸気温度の偏差が±ε以内か否か判定する（ステップＳ２１５）。そして第一段シェル内面メタル温度と主蒸気温度の偏差が充分に小さい許容偏差（＋／−ε℃以内）となったときに（ステップＳ２１５ ＹＥＳ）、制御装置６０１は、加減弁５０５を開弁して蒸気タービン５０３の通気を開始する。一方、この偏差が±ε以内でなければ（ステップＳ２１５ ＮＯ）、制御装置６０１はそのまま待機する。

なお、通気が開始された後は蒸気タービン５０３の昇速やガスタービン５０２／蒸気タービン５０３の出力上昇がひき続き行われるが、本発明に係わるものではないので詳細な説明は割愛する。最終的にはガスタービン５０２はそのときの大気温度条件で許容される最大出力（ベース負荷）に到達し、このＧＴ排ガスａを熱回収して生成される主蒸気ｂにより蒸気タービン５０３も定格出力に到達する。

図１２は比較例に係る起動方法の起動チャートである。図１２には、比較例に係る起動方法を実行した場合の、各センサの出力の時間変化が示されている。図１２において、ガスタービン出力の時間変化を示す波形Ｗ２１が示すように、初負荷後に、ガスタービン出力が第１の出力値ｃで一定である。これにより、ＧＴ排ガス温度の時間変化を示す波形Ｗ２３が示すように、ガスタービン出力が第１の出力値ｃの間、ＧＴ排ガス温度も一定である。図１２の主蒸気温度の時間変化を示す波形Ｗ２４と第１段メタル温度の時間変化を示す波形Ｗ２２に示されているように、比較例によるコンバインドサイクル発電プラント６００の主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度にゆっくりと漸近上昇する。

（補足）
主蒸気温度が短時間では上昇しないことに起因する難しさは、主蒸気温度マッチング制御の方法に端的に示されている。即ち主蒸気温度マッチング制御はＧＴ排ガス温度目標値を算出して実排ガス温度をそれに一致させる、いわばＧＴ排ガス温度を媒介して「間接的」に主蒸気温度を調整する方法である。もしＧＴ排ガス温度を排除した上で、主蒸気温度マッチング制御を、「直接的」に主蒸気温度を調整する制御方式に変更した場合、その主蒸気温度マッチング処理Ｐ４０１のメカニズムは『主蒸気温度マッチング制御は現時点の実主蒸気温度を計測し、それと主蒸気温度目標値を比較して、実主蒸気温度が低ければガスタービン出力を上昇させて主蒸気温度を上昇させる』と記載できる。しかし、主蒸気温度は迅速に上昇しないのでそれを待っている間にガスタービン出力は適切な値を超えて最大出力（ベース負荷）まで上昇してしまう問題がある。この理由で主蒸気温度マッチング制御はＧＴ排ガス温度を媒介して、「間接的」に主蒸気温度を調整する方法を採用する。

（第１の実施形態）
以下、図面を参照しながら、本発明の実施形態について説明する。図１は、第１の実施形態におけるコンバインドサイクル発電プラント５００の構成を示す概略構成図である。
図１のコンバインドサイクル発電プラント５００の構成は、図１０のコンバインドサイクル発電プラント６００の構成に対して、主蒸気温度センサＴＳ２が追加されたものになっている。主蒸気温度センサＴＳ２は、過熱器５１１と加減弁５０５を繋ぐ配管の温度を主蒸気温度として検出し、検出した主蒸気温度を示す主蒸気温度信号を制御装置５０１へ供給する。

制御装置５０１はコンバインドサイクル発電プラント５００の運転及び制御を統括する。図２を用いて、第１の実施形態における制御装置５０１の構成について説明する。

（制御装置５０１の構成）
図２は、第１の実施形態における制御装置５０１の構成を示す概略ブロック図である。図２に示すように、制御装置５０１は、制御部ＣＯＮ、記憶部ＭＥＭ、入力部ＩＮ、及び出力部ＯＵＴを備える。各構成要素は、互いにバスを介して接続されている。

入力部ＩＮは、コンバインドサイクル発電プラント５００が備える各センサで計測されたセンサ計測信号を受信し、受信したセンサ計測信号を制御部ＣＯＮへ出力する。
具体的には、入力部ＩＮは例えば、排ガス温度センサＴＳ１から排ガス温度信号を受信し、受信した排ガス温度信号を制御部ＣＯＮへ出力する。また入力部ＩＮは例えば、主蒸気温度センサＴＳ２から主蒸気温度信号を受信し、受信した主蒸気温度信号を制御部ＣＯＮへ出力する。また入力部ＩＮは例えば、内面メタル温度センサＴＳ３から内面メタル温度信号を受信し、受信した内面メタル温度信号を制御部ＣＯＮへ出力する。

また、入力部ＩＮは例えば、ＧＴ出力センサＯＳからＧＴ出力信号を受信し、受信したＧＴ出力信号を制御部ＣＯＮへ出力する。

記憶部ＭＥＭには、後述する図４のフローチャートで示された起動アルゴリズムに従ってプログラムされたソフトウェアが記憶されている。

制御部ＣＯＮは、記憶部ＭＥＭからソフトウェアを読み出して実行することで、コンバインドサイクル発電プラント５００を制御する。
その一例として、制御部ＣＯＮは、ガスタービン５０２の出力を制御する。その際、制御部ＣＯＮは、燃料調節弁５０６を制御して、ガスタービン５０２への燃料５１６の供給量を調節する。ここで燃料調節弁５０６の開閉とガスタービン５０２の出力は比例関係にあるので、制御部ＣＯＮは、燃料調節弁５０６を制御することで、ガスタービン５０２の出力を制御することができる。

また他の例として、制御部ＣＯＮは、加減弁５０５及びタービンバイパス調節弁５１２を制御する。
ここで、制御部ＣＯＮは、出力設定部１０１、判断部１０２及び主蒸気温度マッチング制御部４０１を備える。制御部ＣＯＮの各部の処理は、後述する。

図３は、第１の実施形態における蒸気タービンの５０３の断面図である。この断面図において、回転軸ＲＡを中心として回転可能な動翼ＲＶ、空隙を介して動翼ＲＶの周りを取り囲む静翼ＳＶ、及び主蒸気ｂが流入する蒸気流入口ＩＮＬＥＴが示されている。内面メタル温度センサＴＳ３が第一段シェル内面メタル温度を検出する場合、内面メタル温度センサＴＳ３は一例として図３に示す位置に配置され、静翼ＳＶのメタル温度を検出する。

＜第１の実施形態における起動方法＞
上述した比較例における起動に対して、第１の実施形態における起動は、図４における出力設定処理Ｐ１０１と判断処理Ｐ１０２とが追加されたものになっている。以下、第１の実施形態における起動方法について説明する。
上述した比較例のプラント起動方法の一部を繰り返せば、主蒸気温度マッチング制御のＧＴ排ガス温度目標値は、第一段シェル内面メタル温度に応じて前記（５）式により算出される。

ＧＴ排ガス温度目標値＝第一段シェル内面メタル温度＋ΔＴ――（５）

そして蒸気タービン５０３の通気前のガスタービン出力は、（５）式のＧＴ排ガス温度を与える出力値（“第１の出力値”ｃ）に保持され、ここで主蒸気温度の上昇を待って通気が開始された。

第１の実施形態のコンバインドサイクル発電プラント５００の起動処理を図４の起動アルゴリズムに沿って説明する。図４は、第１の実施形態の起動アルゴリズムを示すフローチャートである。
ガスタービン５０２を起動すると（ステップＳ１０１）、先ず空気を流して滞留している燃料を排出するパージ運転が行われ（ステップＳ１０２）、その着火＆昇速（ステップＳ１０３）の過程を経て無負荷定格回転運転に到達する（ステップＳ１０４）。その後、ＧＴ発電機５１７を並列して（ステップＳ１０５）、制御部ＣＯＮは第一段シェル内面メタル温度を計測させ、計測して得た第一段シェル内面メタル温度を記憶部ＭＥＭに記憶する。制御部ＣＯＮは、その直後に逆電力の外乱を避けるためガスタービン出力をステップ状に増加させて初負荷に到達するよう制御する（ステップＳ１０６、Ｓ１０７）。

初負荷に到達した場合（ステップＳ１０７ ＹＥＳ）、制御装置５０１の制御部ＣＯＮは、第一段シェル内面メタル温度を計測して記憶する（ステップＳ１０８）。ここまでの処理は図１１の比較例による起動アルゴリズムと同様である。

ガスタービン５０２が初負荷に到達した後、より急速な主蒸気温度の上昇を促すために図４の起動アルゴリズムに以下の出力設定処理Ｐ１０１が新たに設けられている。
出力設定部１０１は、図４の出力設定処理Ｐ１０１を実行する。具体的には出力設定部１０１は、第１の出力値ｃより大きい出力（これを“第２の出力値”ｄと呼ぶ。この具体的な値については後述）になるようにガスタービン５０２の出力上昇を行い（ステップＳ１０９、Ｓ１１０）、そこで出力を保持する。この第２の出力値ｄで保持されている間は、排熱回収ボイラ５０４はより高温かつ多量のＧＴ排ガスａを受け入れてエネルギシュな熱回収を行うことが可能となり主蒸気温度はより迅速に上昇する。

そして主蒸気温度の上昇を待って適切なタイミングで第２の出力値ｄから第１の出力値ｃに切り替えるようにする。熱応力の観点から理想的な主蒸気温度は第一段シェル内面メタル温度に等しいときであるから、主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度にまで上昇したときに第１の出力値ｃに切り替えることも一案である。

しかし、そこまで上昇してから切り替えると主蒸気温度は目標である第一段シェル内面メタル温度を越えて、いわゆるオーバーシュート現象を引き起こす。そこで本起動アルゴリズムにおいて、制御部ＣＯＮは、目標温度到達の一歩手前のタイミングで第２の出力値ｄから第１の出力値ｃに切り替えるように制御する。

具体的には、図４の起動アルゴリズムには新たに以下の判断処理Ｐ１０２が設けられている。判断部１０２は、例えば、主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度より所定の温度（ここでは、一例として２０℃）だけ低い温度になったか否か判断する（ステップＳ１１１）。主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度より所定の温度（ここでは、一例として２０℃）だけ低い温度になったになった場合（ステップＳ１１１ ＹＥＳ）、主蒸気温度マッチング制御部４０１は、その処理を開始する。

以下、比較例と同様に、主蒸気温度マッチング制御部４０１は、図４における主蒸気温度マッチング処理Ｐ４０１を実行する。具体的には、主蒸気温度マッチング制御部４０１は、比較例と同様に、記憶された第一段シェル内面メタル温度を使用して（５）式の関係に基づきＧＴ排ガス温度目標値（＝第一段シェル内面メタル温度＋ΔＴ）を算出する。比較例と同様に、主蒸気温度マッチング制御部４０１は下限値（ＬＬ値）と上限値（ＵＬ値）による制限を付与し、“第一段シェル内面メタル温度＋ΔＴ”と“ＬＬ値”と“ＵＬ値”のうちの中間値をＧＴ排ガス温度目標値に選択する（ステップＳ１１２）。

そして主蒸気温度マッチング制御部４０１は、現時点の実ＧＴ排ガス温度を計測し（ステップＳ１１３）、それとＧＴ排ガス温度目標値を比較する（ステップＳ１１４）。（ＧＴ排ガス温度目標値−β）が実ＧＴ排ガス温度より高ければ（ステップＳ１１４ ＹＥＳ）、主蒸気温度マッチング制御部４０１は、ガスタービン出力を上昇させる（ステップＳ１１５）。

一方、（ＧＴ排ガス温度目標値−β）が実ＧＴ排ガス温度より低ければ（ステップＳ１１４ ＮＯ）、主蒸気温度マッチング制御部４０１は、ガスタービン出力を低下させる（ステップＳ１１７）。ここで、第２の出力値ｄの実ＧＴ排ガス温度はＧＴ排ガス温度目標値より高温なので、第１の実施形態の起動方法では必ずガスタービン出力を低下させて、実ＧＴ排ガス温度がＧＴ排ガス温度目標値の許容偏差範囲（＋／−β℃以内）に入るように第１の出力値ｃにガスタービン出力が調整される。

このように第２の出力値ｄから第１の出力値ｃにガスタービン出力を切り替えるので、主蒸気温度は目標である第一段シェル内面メタル温度に対して−２０℃だけ低い温度から第一段シェル内面メタル温度に漸近する結果となり、比較例による起動方法に較べて格段に短い時間で第一段シェル内面メタル温度と主蒸気温度の偏差が小さくなる（許容偏差の＋／−ε℃以内）。従って、比較例に比べて早期に加減弁５０５を開弁して、蒸気タービン通気が開始される。

図５は、第１の実施形態に係る起動方法の起動チャートである。図５において、ガスタービン出力の時間変化を示す波形Ｗ１が示すように、ガスタービン出力が上記第２の出力値ｄから第１の出力値ｃに切替えられる。これにより、ＧＴ排ガス温度の時間変化を示す波形Ｗ３が示すように、ＧＴ排ガス温度は、ガスタービン出力に応じて変化する。図５の主蒸気温度の時間変化を示す波形Ｗ４と第１段メタル温度の時間変化を示す波形Ｗ２に示されているように、第１の実施形態によるコンバインドサイクル発電プラント５００の主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度に急速に漸近上昇する。

蒸気タービン通気開始前のガスタービン出力値を、図５と図１２を比較すると、図１２の比較例の出力チャートが第１の出力値ｃで一定であるのに対し、第１の実施形態の出力チャートは、第２の出力値ｄが第１の出力値ｃより大きいという大小関係に従い、ガスタービン出力の波形Ｗ１が第２の出力値ｄを取る部分で盛り上がる波形の特徴を呈する。

図５に示すように、制御部ＣＯＮは、ガスタービン５０２にＧＴ発電機５１７を並列した後に、ガスタービン５０２の排ガス温度が蒸気タービン５０３のメタル温度に基づいて決定される温度範囲に収まるときのガスタービン出力である第１の出力値より大きい第２の出力値にガスタービン５０２の出力を制御する。ここで、上述したメタル温度は、例えば、第一段シェル内面メタル温度であることが好ましい。なお、上述したメタル温度は、蒸気タービン５０３の他の段のシェル内面メタル温度であってもよい。

更に、制御部ＣＯＮは、制御部ＣＯＮは、排熱回収ボイラ５０４が生成する蒸気の温度が上記メタル温度に基づく温度（例えば、上記メタル温度より所定の温度だけ低い温度）を超えた場合、第１の出力値にガスタービン５０２の出力を制御する。

第１の実施形態の起動方式を採用するに際し、第２の出力値ｄの決定が重要な問題となる。急速な主蒸気温度の上昇を促すために第２の出力値ｄは大きければ大きいほど良いが、しかしガスタービン５０２が着火運転しているのに蒸気タービン５０３が通気されていない運転状態はある意味で特殊な状況下にあり、第２の出力値ｄが適正値を超えて大きく成り過ぎた場合、下記の三つの状況が生じ得る。以下、各状況に応じた第２の出力値ｄの設定方法について説明する。

（第２の出力値ｄの第１の設定方法）
一番目の状況は、第２の出力値ｄが大きく成り過ぎると過熱器５１１からの主蒸気ｂの発生流量が増大してタービンバイパス調節弁５１２の開度が１００％に全開することである。

即ち、図１に示された運転状態において、ガスタービン５０２が第２の出力値ｄになり、しかし主蒸気温度の上昇が未だ不充分で加減弁５０５を開弁しての蒸気タービン５０３の通気が許容されない間、タービンバイパス調節弁５１２は通気が許容されるまで過熱器５１１からの主蒸気ｂを圧力制御しながら復水器５１３に導く。

このとき、第２の出力値ｄを受けて過熱器５１１から多量の主蒸気ｂがタービンバイパス調節弁５１２へ流入し、この主蒸気ｂがタービンバイパス調節弁５１２の容量を超えると、その開度が全開する怖れがある。この全開状態はドラム５１０の圧力制御が喪失した状態であり、同ドラム５１０の水位が極端に変動する等、安定運転に支障をきたす。

そこで第１の実施形態の出力設定部１０１は、第２の出力値ｄを過熱器５１１からの全ての主蒸気ｂがタービンバイパス調節弁５１２を経由して復水器５１３に流入したとしても、本調節弁の開度が全開しない最も大きいガスタービン出力Ｙ１に設定してもよい。

このガスタービン出力Ｙ１の算出方法を以下に説明する。
主蒸気ｂの主蒸気流量Ｇはガスタービン５０２の出力値にほぼ比例することが一般的に知られているため、Ｙ_１は主蒸気流量Ｇを用いて以下の（６）式で表される。

Ｙ_１＝αＧ_１――（６）

一方、タービンバイパス調節弁５１２に限らず一般調節弁の弁開度特性は開度Ｘに対する弁容量係数Ｃｖとの関係によって表現される。また、調節弁を流れる蒸気流量Ｇ_１は、この弁容量係数Ｃｖ、調節弁上流圧力Ｐ_１、下流圧力Ｐ_２、蒸気過熱度Ｔ_ｓｈを用いて下記（７）式にて算出される。

Ｇ_１＝Ｃｖ×１３．５×√（（Ｐ_１−Ｐ_２）（Ｐ_１＋Ｐ_２））／（１＋０．００１２６Ｔ_ｓｈ）――（７）

よって、弁開度に対するガスタービン出力は（７）式を（６）式に代入した下記式にて算出され、タービンバイパス調節弁が制御可能域にある最大開度θＭａｘ時のガスタービン出力Ｙ_１は次の（８）式のように与えられる。

Ｙ_１＝α×［Ｃｖ×１３．５×√（（Ｐ_１−Ｐ_２）（Ｐ_１＋Ｐ_２））／（１＋０．００１２６Ｔ_ｓｈ）］ ――（８）

（第２の出力値ｄの第２の設定方法）
二番目の状況は、第２の出力値ｄが大きく成り過ぎると過熱器５１１からの主蒸気ｂの発生流量が増大して復水器出入口の海水温度差が許容される温度差を越えて、環境保全上に影響を及ぼすということである。

即ち図１の運転状態においてガスタービン５０２が第２の出力値ｄになり、しかし主蒸気温度の上昇が未だ不充分で蒸気タービン５０３の通気が許容されない間、タービンバイパス調節弁５１２は通気が許容されるまで過熱器５１１からの主蒸気ｂを圧力制御しながら復水器５１３に導く。復水器５１３内に入った主蒸気ｂは循環水ポンプ５１４より汲み上げられた海水５１５により冷却されて凝結して復水となる一方、海水５１５は熱交換により温度が上昇する。このとき第２の出力値ｄを受けて過熱器５１１から多量の主蒸気ｂが復水器５１３に流入するので、復水器５１３の熱交換量が増加して復水器５１３出口の海水温度が大きく上昇し、環境面から許容される復水器５１３出入口の海水温度差を越える怖れがある。

そこで第１の実施形態の出力設定部１０１は、第２の出力値ｄを、過熱器５１１からの全ての主蒸気ｂがタービンバイパス調節弁５１２を経由して復水器５１３に流入したとしても、復水器５１３出入口の海水温度差が所定値を越えない最も大きいガスタービン出力Ｙ２に設定してもよい。

このガスタービン出力Ｙ２の算出方法を以下に説明する。
復水器５１３における交換熱量Ｑ_ｄは海水冷却水量Ｗ、海水入口温度ＣＷＴ_１、出口温度ＣＷＴ_２、及び冷却水である海水の密度γおよび比熱Ｃ_ｐによって下記（９）式にて表現することができる。

Ｑ_ｄ＝Ｗ×γ×Ｃ_ｐ／６０×（ＣＷＴ_２−ＣＷＴ_１）――（９）

ここで、Ｗ×γ×Ｃ_ｐ／６０の項はすべて常数であり、環境保全上に影響を及ぼさない程度の復水器出入口温度差をΔＣＷＴとすると下記（１０）式にて表現することができる。

Ｑ_ｄ＝Ｒ×ΔＣＷＴ――（１０）

一方、前述のように復水器５１３に流入する主蒸気ｂの主蒸気流量Ｇ_２はガスタービン５０２の出力値にほぼ比例することが一般的に知られており、下記（１１）式で表される。

Ｙ_２＝ηＧ_２――（１１）

ここで、ηは比例係数である。さらに、復水器５１３における蒸気側の交換熱量Ｑ_ｄ´は主蒸気流量をＧ_２、タービンバイパス調節弁下流での主蒸気エンタルピをＨ_１、復水器出口の復水のエンタルピをＨ_２とすると下記（１２）式で表現することができる。

Ｑ_ｄ´＝Ｇ_２×（Ｈ_１−Ｈ_２）――（１２）

Ｑ_ｄ´はＱ_ｄと同じ交換熱量となることから、復水器出入口の海水温度差が許容される温度差ΔＣＷＴを超えないガスタービン出力Ｙ_２は次の（１３）式のように与えられる。

Ｙ_２＝η×Ｒ×ΔＣＷＴ／（Ｈ_１−Ｈ_２）――（１３）

（補足）
蒸気タービン５０３が通気された後、ガスタービン５０２の出力は最大出力まで上昇する。このときの排熱回収ボイラ５０４より発生する主蒸気量は、第２の出力値をＹ２として運転するときの発生量を上回る。しかし、通気後に復水器５１３に流入するのは蒸気タービン５０３を駆動した後の排気蒸気であり、熱エネルギー的には主蒸気に較べて顕著に低減されており復水器５１３出入口の海水温度差の問題は生じない。

（第２の出力値ｄの第３の設定方法）
排熱回収ボイラ５０４に内蔵される過熱器５１１に代表される熱交換器は、その使用される材質により最高使用温度が定められている。この最高使用温度を越える温度のＧＴ排ガスを受け入れることは基本的には出来ない。排熱回収ボイラ５０４による主蒸気ｂの発生がある場合は、主蒸気ｂがこれら熱交換器のチューブ内部から冷却する効果を発揮するのでＧＴ排ガス温度が最高使用温度を超えても問題ない。

しかし第１の実施形態による起動方式は主蒸気の発生がない（または極端に少ない）段階で第２の出力値ｄによる運転を行うので、最高使用温度を超えるＧＴ排ガス温度が流入するいわゆる“熱交換器のから焚き”が生じ得る。
そこで第１の実施形態の出力設定部１０１は、第２の出力値ｄを、排熱回収ボイラ５０４に内蔵する熱交換器の最高使用温度を超えないＧＴ排ガス温度を与える最も大きいガスタービン出力Ｙ３としてもよい。

このガスタービン出力Ｙ３は以下のようにして求まる。一般的にはＧＴ排ガス温度の最高値は６００℃から６５０℃の範囲でガスタービン設計がなされ、熱交換器の最高使用温度は経済性等に勘案しながら通常は５５０℃から６００℃の間で決定される。以後、熱交換器の最高使用温度となるＧＴ排ガス温度を“ＭａｘＴ”と表記する。ガスタービン５０２の出力とＧＴ排ガス温度の関係は、図６のグラフで示すように一意に定まっている。

図６は、ガスタービン５０２の出力とＧＴ排ガス温度の関係の一例を示すグラフである。ガスタービン５０２の出力に対するＧＴ排ガス温度を示す波形Ｗ１１が示されている。ここで、波形Ｗ１１において、熱交換器の最高使用温度となるＧＴ排ガス温度ＭａｘＴに対応するガスタービン出力が、熱交換器の最高使用温度を超えないＧＴ排ガス温度を与える最も大きいガスタービン出力Ｙ３になる。

このように、熱交換器の最高使用温度となるＧＴ排ガス温度ＭａｘＴが決まれば、ガスタービン５０２の出力とＧＴ排ガス温度の関係に照らして、ガスタービン出力Ｙ３は求まる。

（第２の出力値ｄの第４の設定方法）
上記の第２の出力値ｄに設定可能なガスタービン出力Ｙ１、Ｙ２、Ｙ３はいずれも蒸気タービン５０３の通気前に許容される最大のガスタービン出力の観点で求めたものである。しかし許容限界のガスタービン運転は弊害を伴うことも指摘される。商用機としてのコンバインドサイクル発電プラント用ガスタービン５０２にはいわゆるガバナーフリー運転が要求され、そのためにＤＲＯＯＰ制御が適用されるのが一般である。ＤＲＯＯＰ制御は系統グリッドの周波数低下を検知してその周波数偏差に応じて燃料５１６（出力）をバイアス分として印加するもので、許容限界のガスタービン出力Ｙ１、Ｙ２、Ｙ３でガスタービン５０２を運転しているとき、このバイアス分が加わると許容限界を超える出力及びＧＴ排ガス温度となる。

これに対し、第１の実施形態の出力設定部１０１は、プラント起動時に想定される第一段シェル内面メタル温度の最高温度（上限値）から第１の出力値ｃの最大値を評価し、これを第２の出力値ｄとして設定してもよい。この設定によれば、いかなる第一段シェル内面メタル温度を伴うプラント起動であろうと、必ず第１の出力値ｃより大きい出力となる第２の出力値ｄを比較的簡便な手法で決定することができる。

この第２の出力値ｄを以下に説明する。
第一段シェル内面メタル温度の最高温度（上限値）を想定するに際し、コンバインドサイクル発電プラント５００がガスタービン最大出力（ベース負荷）で運転されている状態からプラント停止を行い、ある時間経過後に次回のプラント起動がなされる一連のシーケンスを考える。第一段シェル内面メタル温度は、ベース負荷で運転されているときの第一段シェル内面メタル温度（これをベース負荷メタル温度Ｂａｓｅ＿Ｔｍと呼ぶ）を保持しながらプラント停止（蒸気タービントリップ）が行われ、当該トリップ時点を起点として次回プラント起動までの停止時間に応じて自然冷却により温度低下していく。換言すれば次回プラント起動における第一段シェル内面メタル温度は程度の差はあれ必ず自然冷却によりベース負荷メタル温度Ｂａｓｅ＿Ｔｍより小さくなるので、プラント起動時に合理的に想定される第一段シェル内面メタル温度の最高温度（上限値）は、このベース負荷メタル温度Ｂａｓｅ＿Ｔｍと評価できる。

一方、主蒸気温度マッチング制御のＧＴ排ガス目標値は上述したように下記（５）式となる。

ＧＴ排ガス温度目標値＝第一段シェル内面メタル温度＋ΔＴ――（５）

（５）式の右辺の第一段シェル内面メタル温度にベース負荷メタル温度Ｂａｓｅ＿Ｔｍを代入して、最も高いＧＴ排ガス温度目標値は下記（１４）式となる。

最も高いＧＴ排ガス温度目標値＝Ｂａｓｅ＿Ｔｍ＋ΔＴ――（１４）

一方、ＧＴ排ガス温度と第一段シェル内面メタル温度の関係は上述した（４）式（ＧＴ排ガス温度＝第一段シェル内面メタル温度＋ΔＴ）で与えられる。ベース負荷運転時のＧＴ排ガス温度をＢａｓｅ＿Ｔｇと表記して、（４）式の関係をベース負荷時に適用すると下記（７）式が成り立つ。

Ｂａｓｅ＿Ｔｇ＝Ｂａｓｅ＿Ｔｍ＋ΔＴ――（１５）

（１４）式と（１５）式よりＢａｓｅ＿ＴｍとΔＴを消去すると、以下の（１６）式が得られる。

最も高いＧＴ排ガス温度目標値＝Ｂａｓｅ＿Ｔｇ――（１６）

即ち、プラント起動時に想定される最も高いＧＴ排ガス温度目標値はベース負荷時（最大出力）のＧＴ排ガス温度Ｂａｓｅ＿Ｔｇであることを示している。そこからプラント起動時に生成される最も大きい第１の出力値ｃとは、Ｂａｓｅ−Ｔｇの排ガス温度を与えるガスタービン出力であると想定できる。プリミティブに考えれば“ベース負荷のＧＴ排ガス温度（Ｂａｓｅ＿Ｔｇ）”と同じＧＴ排ガス温度を提供できるガスタービン出力はベース負荷以外に存在しないと思われる。

しかし、図６のグラフに示すガスタービン出力とＧＴ排ガス温度の特性に着目すれば、答えはそうでないことが示唆される。即ち、本特性グラフの横軸であるガスタービン出力を低出力域と中間出力域と高出力域に分けた場合、ＧＴ排ガス温度が最も高い出力は中間出力域にあり、低出力域と高出力域ではそれより低い排ガス温度である特性（凸状の特性）を有する。

従って、図６に示すとおりＢａｓｅ＿Ｔｇと同じ排ガス温度を与える低出力域のガスタービン出力Ｙ_４が存在する。換言すればガスタービン５０２を第１の出力値ｃをガスタービン出力Ｙ_４で運転すれば、ＧＴ排ガス温度はベース負荷（最大出力）と同じＢａｓｅ＿Ｔｇとなる。

このガスタービン出力Ｙ_４が合理的に想定される第１の出力値ｃの最大値であり、第１の実施形態の出力設定部１０１は、第２の出力値ｄをこのガスタービン出力Ｙ_４に設定してもよい。

以上をまとめれば、第４の設定方法による第２の出力値ｄは以下のようにして設定される。ガスタービン５０２は、ガスタービン出力の中間出力域において、中間出力域よりガスタービン出力が低い低出力域及び中間出力域よりガスタービン出力が高い高出力域より、排ガス温度が高い特性を有する。そして、出力設定部１０１は、ガスタービン５０２の最大出力（ベース負荷）時における排ガス温度Ｂａｓｅ＿Ｔｇと同じ排ガス温度を与える低出力域のガスタービン出力Ｙ_４を第２の出力値ｄに設定してもよい。

このようにして、第２の出力値ｄをガスタービン出力Ｙ_４とすれば、プラント起動時にいかなる第一段シェル内面メタル温度（Ｂａｓｅ＿Ｔｍより小さい）であろうと第２の出力値ｄは必ず第１の出力値ｃより大きい出力となる。第１の実施形態の起動の意図するところは第２の出力値ｄ＞第１の出力値ｃの大小関係を実現して、主蒸気温度の早期上昇を促す起動方法である。もし逆の第１の出力値ｃ＜第２の出力値ｄになる起動方法では、この利得が失われてナンセンスな起動方法になってしまう。

このガスタービン出力Ｙ_４の算出に必要なものは図６のガスタービン出力とＧＴ排ガス温度の関係というコンバインドサイクル発電プラント５００の代表的な特性であり、比較的容易に把握され得るデータである。よって、出力設定部１０１は、比較的簡便な手法で妥当な第２の出力値ｄを決定することができる。ベース負荷は大気温度に応じて変動し、それに伴ってＢａｓｅ＿ＴｇやＹ_４も少し変動する値となるが、当該コンバインドサイクル発電プラント５００の建設地における平均的な気温（例えば１５℃）を選定して、そのベース負荷に基づいてそれらを決定すれば大気温度による誤差は大きな問題にはならない。これに対し、上述した第２の出力値ｄとしてガスタービン出力Ｙ_１またはＹ_２を求める場合、その算出には熱平衡データに基づく多くのデータと複雑な計算が要求される。

（第２の出力値ｄの第５の設定方法）
続いて、第２の出力値ｄの第５の設定方法について説明する。上述の如くガスタービン５０２をＹ_４の出力で運転すれば、ＧＴ排ガス温度はＢａｓｅ＿Ｔｇとなる。前記（７）式によればＢａｓｅ＿ＴｇとＢａｓｅ＿Ｔｍの関係は上述したように下記（１５）式となる。

Ｂａｓｅ＿Ｔｇ＝Ｂａｓｅ＿Ｔｍ＋ΔＴ――（１５）

即ちガスタービン５０２をガスタービン出力Ｙ_４で運転すれば、第一段シェル内面メタル温度はＢａｓｅ＿Ｔｍとなる。よって、出力設定部１０１は、第２の出力値ｄをガスタービン出力Ｙ_４に設定する際に、上述した第４の設定方法のＧＴ排ガス温度の代わりに、第一段シェル内面メタル温度を使用して以下のように設定してもよい。

以上をまとめれば、第５の設定方法による第２の出力値ｄは以下のようにして設定される。ガスタービン５０２は、ガスタービン出力の中間出力域において、中間出力域よりガスタービン出力が低い低出力域及び中間出力域よりガスタービン出力が高い高出力域より、排ガス温度が高い特性を有する。そして、出力設定部１０１は、ガスタービン５０２の最大出力時（ベース負荷）の第一段シェル内面メタル温度と同じ第一段シェル内面メタル温度を与える低出力域のガスタービン出力Ｙ_４を第２の出力値ｄに設定してもよい。

（第２の出力値ｄの第６の設定方法）
続いて、第２の出力値ｄの第６の設定方法について説明する。上述の如くガスタービン５０２をガスタービン出力Ｙ_４で運転すれば、第一段シェル内面メタル温度はＢａｓｅ＿Ｔｍとなり、また、ガスタービン５０２がベース負荷で運転されている通常運転状態では、主蒸気温度と第一段シェル内面メタル温度は一致する（即ちミスマッチ温度＝０）。

よって、第６の設定方法による第２の出力値ｄは、第一段シェル内面メタル温度に代わり、主蒸気温度を使用して以下のように設定されてもよい。
ガスタービン５０２は、ガスタービン出力の中間出力域において、中間出力域よりガスタービン出力が低い低出力域及び中間出力域よりガスタービン出力が高い高出力域より、排ガス温度が高い特性を有する。そして、出力設定部１０１は、ガスタービン５０２の最大出力時（ベース負荷）の主蒸気温度と同じ主蒸気温度を与える低出力域のガスタービン出力Ｙ_４を第２の出力値ｄに設定してもよい。

これらの第５の設定方法及び６におけるガスタービンＹ_４の算出は、図６のガスタービン出力とＧＴ排ガス温度の関係に加えて、ベース負荷時の熱平衡データ等を用いて比較的簡便な手法で算出することができる。

（第２の出力値ｄの第７の設定方法）
上述した第１の設定方法〜３における第２の出力値ｄをＹ_１、Ｙ_２、Ｙ_３のいずれかに設定するのは、いずれも蒸気タービン５０３の通気前に許容される最大のガスタービン出力の観点で求めたものである。しかし、これら各々の許容限界値はコンバインドサイクル発電プラント５００の建設コストと大きく関連し、例えばタービンバイパス調節弁５１２に廉価な、従って寸法サイズの小さい小容量弁を採用すれば、第２の出力値ｄとして設定されるガスタービン出力Ｙ_１は他のガスタービン出力Ｙ_２、Ｙ_３よりも小さくなる。

このように、第２の出力値ｄとして設定されるガスタービン出力Ｙ_１、Ｙ_２、Ｙ_３は各々関連する設備仕様のコスト及び／または経済性により当該プラント毎に大小関係が変わってくるので、現実的に第２の出力値ｄを決定する際にはガスタービン出力Ｙ_１、Ｙ_２、Ｙ_３のなかの最小値を選択するのが妥当である。

また第４の設定方法〜第６の設定方法により第２の出力値ｄとして設定されるＹ_４は、一般にはＹ_１、Ｙ_２、Ｙ_３より小さいと考えられる。しかし、より確実かつ妥当性を期して、第７の設定方法では、出力設定部１０１は、第２の出力値ｄをガスタービン出力Ｙ_１、Ｙ_２、Ｙ_３、Ｙ_４のなかの最小値に設定してもよい。

以上、第１の実施形態における制御装置５０１は、ガスタービン５０２と、ガスタービン５０２の排ガスから熱回収して蒸気を生成する排熱回収ボイラ５０４と、排熱回収ボイラ５０４が生成する蒸気により駆動される蒸気タービン５０３と、を備えるコンバインドサイクル発電プラントを制御する。
そして、制御部ＣＯＮは、ガスタービン５０２にＧＴ発電機５１７を並列した後に、ガスタービン５０２の排ガス温度が蒸気タービン５０３のメタル温度に基づいて決定される温度範囲に収まるときのガスタービン出力である第１の出力値より大きい第２の出力値にガスタービン５０２の出力を制御する。そして、制御部ＣＯＮは、排熱回収ボイラ５０４が生成する蒸気の温度が上記メタル温度に基づく温度（例えば、上記メタル温度より所定の温度だけ低い温度）を超えた場合、第１の出力値ｃにガスタービン５０２の出力を制御する。

これにより、ガスタービン出力を第２の出力値ｄにしてよりエネルギッシュな熱回収を行いながら主蒸気ｂの昇温を行い。その後、適切なタイミングで第一段シェル内面メタル温度に応じたガスタービン出力に切り替えることができる。このため、迅速な主蒸気ｂの昇温が可能となり、ひいてはコンバインドサイクル発電プラント５００の起動時間を短くすることができる。

（第２の実施形態）
続いて、第２の実施形態について説明する。第１の実施形態では、排熱回収ボイラ５０４が生成する蒸気の温度が第一段シェル内面メタル温度より所定の温度だけ低い温度を超えた場合、制御部ＣＯＮは、第２の出力値ｄから第２の出力値ｄより小さい第１の出力値ｃにガスタービン５０２の出力を移行させた。このとき、第１の出力値ｃとは、ガスタービン排ガス温度が、ＧＴ排ガス温度目標値（＝第一段シェル内面メタル温度＋ΔＴ）の許容偏差範囲内（±β℃以内）となるガスタービン出力である。これにより、蒸気タービンの通気に伴い発生する熱応力を極力小さくすることができた。

一方、コンバインドサイクル発電プラントの運転が長時間休止されて、第一段シェル内面メタル温度が低温状態まで冷却されているコールド起動では、低温の主蒸気により蒸気タービンを通気して、発生熱応力を軽減する必要がある。そのため、第１の出力値ｃを低くするので、ガスタービン排ガス温度も低温となる。

図７は、第１の実施形態に係る起動方法をコールド起動に用いた場合の起動チャートの一例である。図７に示すように、主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度−２０℃以上に達し、ガスタービンの出力が第１の出力値ｃに移行した後は、ガスタービン排ガス温度が低いため、主蒸気温度の上昇率が低下する。このため、ガスタービン５０２のＧＴ発電機５１７への並列から、蒸気タービン５０３の通気開始が可能な温度（即ち第一段シェル内面メタル温度-ε）に主蒸気温度が到達するまでに要する所要時間ｔ１が長くなる。

これは、第１の実施形態の効果であるコンバインドサイクル発電プラントの起動時間の短縮という利点を割り引いてしまうという問題がある。更に、深刻な場合、ガスタービンの出力を第１の出力値ｃに移行した場合、主蒸気温度の上昇率が極端に低下して、単位時間あたりの主蒸気温度の変化がマイナスになる。これにより、主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度−２０℃以下に再び低下してしまい、蒸気タービン５０３の通気開始が可能な温度である第一段シェル内面メタル温度-εに主蒸気温度が到達するまでに要する所要時間が図７の所要時間ｔ１より更に長くなる場合がある。

それに対して、第２の実施形態に係る制御部ＣＯＮは、排熱回収ボイラ５０４が生成する蒸気の温度が第一段シェル内面メタル温度より所定の温度だけ高い温度を超えた場合、第１の出力値ｃにガスタービン５０２の出力を制御する。

第２の実施形態のコンバインドサイクル発電プラント５００の構成を示す概略構成図と制御装置５０１の構成を示す概略ブロック図と蒸気タービン５０３の断面図は、第１の実施形態と同様である。即ち第１の実施形態の図１のコンバインドサイクル発電プラント５００の構成を示す概略構成図と図２の制御装置５０１の構成と図３の蒸気タービン５０３の断面図は第２の実施形態も同様であるので、その詳細な説明は省略する。

続いて、図８を用いて、第２の実施形態に係るコンバインドサイクル発電プラント５００の起動処理を説明する。図８は、第２の実施形態に係る起動アルゴリズムを示すフローチャートである。ステップＳ１２１〜Ｓ１３０までの処理は、図４のステップＳ１０１〜Ｓ１１０と同一であるので、その説明を省略する。

図８において、第２の出力値ｄから第１の出力値ｃに切り替えるタイミングを判断するための判断処理Ｐ１０２ｂが、図４の第１の実施計形態に係る判断処理Ｐ１０２とは異なっている。具体的には、第１の実施形態の判断処理Ｐ１０２では、目標温度到達の一歩手前のタイミング、即ち主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度より２０℃低い温度を超えた場合、制御部ＣＯＮは、ガスタービン出力を第２の出力値ｄから第１の出力値ｃに切り替えるように制御した。しかし、上述したように、コールド起動の場合、第１の出力値ｃに移行した後は、主蒸気温度の上昇率が低下して、蒸気タービンの通気開始が可能な温度（即ち第一段シェル内面メタル温度-ε）に主蒸気温度が到達するまでに時間を要する。

そこで、第２の実施形態では、主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度より所定の温度だけ高い温度を超えた場合、制御部ＣＯＮは、ガスタービン出力を第２の出力値ｄから第１の出力値ｃに切り替えるように制御する。

以下、このような制御を行う理由について説明する。熱応力の観点から理想的な主蒸気温度は、第一段シェル内面メタル温度に等しいときであるから、主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度と一致したときに第１の出力値ｃに切り替えることが考えられる。しかし、コールド起動の場合、この切り替えタイミングでは、第１の出力値ｃに切り替えた後のガスタービン排ガス温度が低温になるので、上述した現象と同様に単位時間あたりの主蒸気温度の変化がマイナスに転じて、主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度以下に再び低下してしまうことが懸念される。

逆に、第一段シェル内面メタル温度より極端に高い温度を超えたときに、第２の出力値ｄから第１の出力値ｃに切り替えると、主蒸気温度のオーバーシュートが大き過ぎて却って蒸気タービンの通気の開始が遅延する弊害を生じる。

そこで、制御部ＣＯＮは、主蒸気温度が、第一段シェル内面メタル温度より所定の温度だけ高い温度を超えたときに、ガスタービン出力を第２の出力値ｄから第１の出力値ｃに切り替えるように燃料調節弁５０６を制御する。本実施形態ではその一例として、所定の温度を３０℃として、制御部ＣＯＮは、主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度より３０℃高い温度を超えたか否か判定する（ステップＳ１３１）。判定の結果、主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度より３０℃高い温度を超えた場合（ステップＳ１３１ ＹＥＳ）、主蒸気温度マッチング制御部４０１は、主蒸気温度マッチング処理Ｐ４０１を開始する。このように、この場合、主蒸気温度は目標である第一段シェル内面メタル温度に対して一旦３０℃だけ高い温度までオーバーシュートする。

図８の主蒸気温度マッチング処理Ｐ４０１は、第１の実施形態の図４の主蒸気温度マッチング処理Ｐ４０１と同一であるので、その詳細な説明を省略する。
以下、主蒸気温度マッチング制御部４０１は、主蒸気温度マッチング処理Ｐ４０１を実行している過程で、ガスタービン出力は第１の出力値ｃに低下する結果、第１の出力値ｃに移行後は、ガスタービン排ガス温度が低温であるため、速やかに第一段シェル内面メタル温度に向けて低下していく。

そして、制御部ＣＯＮは、主蒸気温度と第一段シェル内面メタル温度の偏差が所定の許容偏差内（±ε以内）か否か判定する（ステップＳ１３８）。主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度＋ε℃まで低下したとき、第一段シェル内面メタル温度と主蒸気温度の偏差が充分に小さい許容偏差であると判定される（ステップＳ１３８ ＹＥＳ）。

その場合（ステップＳ１３８ ＹＥＳ）、制御部ＣＯＮは、主蒸気温度と第一段シェル内面メタル温度との偏差が所定の許容偏差内であり、且つガスタービンの排ガス温度がＧＴ排ガス目標値の−β℃以上且つＧＴ排ガス目標値の＋β℃以下であるか否か判定する（ステップＳ１３９）。主蒸気温度と第一段シェル内面メタル温度との偏差が所定の許容偏差内であり、且つガスタービンの排ガス温度がＧＴ排ガス目標値の−β℃以上且つＧＴ排ガス目標値の＋β℃以下である場合（ステップＳ１３９ ＹＥＳ）、制御部ＣＯＮは、蒸気タービン５０３へ流入する蒸気の流量を調節する加減弁５０５を開弁して蒸気タービン５０３の通気を開始する（ステップＳ１４０）。

図９は、第２の実施形態に係る起動方法の起動チャートである。図９において、ガスタービン出力の時間変化を示す波形Ｗ１が示すように、ガスタービン出力が上記第２の出力値ｄから第１の出力値ｃに切り替えられる。これにより、ＧＴ排ガス温度の時間変化を示す波形Ｗ３が示すように、ＧＴ排ガス温度は、ガスタービン出力が減少するのに応じて低くなる。図９の主蒸気温度の時間変化を示す波形Ｗ４と第一段シェル内面メタル温度の時間変化を示す波形Ｗ２に示されているように、本実施形態によるコンバインドサイクル発電プラント５００の主蒸気温度は第一段シェル内面メタル温度を３０℃だけ超えるまで急速に上昇する。一旦、主蒸気温度は、第一段シェル内面メタル温度を３０℃だけ超えるまでオーバーシュートして、そこから第一段シェル内面メタル温度に向けて迅速に漸近する。

主蒸気温度の上昇スピードという観点より、蒸気タービン通気に要する時間を図９と図７で比較すると、図７の主蒸気温度の時間変化を示す波形Ｗ４では第一段シェル内面メタル温度−２０℃の時点で、上昇スピードが低下して蒸気タービン通気まで長時間を要する。これに対し、図９の本実施形態の波形Ｗ４は第一段シェル内面メタル温度＋３０℃の時点まで高速の上昇スピードを保持しており、そこから第一段シェル内面メタル温度＋ε℃まで低下する漸近時間を余分に要する。しかし、それでもなお、図９におけるＧＴ発電機５１７の並列から蒸気タービン５０３の通気が開始されるまでの所要時間ｔ３は、図７の所要時間ｔ１より短縮されているので、図７よりコンバインドサイクル発電プラントの起動時間が短縮される。

続いて、図８のステップＳ１３９の処理の必要性について説明する。図９においては、主蒸気温度と第一段シェル内面メタル温度の偏差が所定の許容偏差内（±ε以内）となるときが２回生じる。最初は、図９内の時間ｔ２で示すように、第２の出力値ｄを保持している間に主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度−ε℃まで昇温したときである。２回目は、図９内の時間ｔ３で示すように、第１の出力値ｃに切り替わった後で主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度＋ε℃に降下したときである。

蒸気タービン５０３の通気は、必ず時間ｔ３で開始される必要があり、誤って時間ｔ２のときに蒸気タービン５０３の通気が開始されないように、制御装置５０１は時間ｔ２と時間ｔ３を明確に識別する必要がある。それに対し、第２の実施形態では、時間ｔ２と時間ｔ３の相違は、前者がガスタービン出力が第２の出力値ｄのときであり、後者がガスタービン出力が第１の出力値ｃであることに着目した。

主蒸気温度と第一段シェル内面メタル温度との偏差が所定の許容偏差内であり、且つガスタービン５０２が第１の出力値ｃである場合、時間ｔ３に該当するから、制御部ＣＯＮは、蒸気タービン５０３の通気を開始する。具体的には、制御部ＣＯＮは、主蒸気温度と第一段シェル内面メタル温度との偏差が許容偏差内（±ε℃以内）であり、且つガスタービン排ガス温度がＧＴ排ガス温度目標値−β以上且つＧＴ排ガス温度目標値＋β以下（ＧＴ排ガス目標値±β℃以内）であるか否か判定する。両者が成立する場合、制御部ＣＯＮは、蒸気タービンへ流入する蒸気の流量を調節する加減弁５０５を開弁させる。これにより、制御部ＣＯＮは、蒸気タービン５０３の通気を開始させる。

以上、第２の実施形態に係る制御装置５０１において、制御部ＣＯＮは、排熱回収ボイラ５０４が生成する蒸気の温度が上記メタル温度より所定の温度だけ高い温度を超えた場合、第１の出力値ｃにガスタービン５０２の出力を制御する。ここで、本実施形態に係るメタル温度は、一例として、蒸気タービンの５０３の第一段シェル内面メタル温度である。

これにより、ＧＴ発電機５１７の並列から蒸気タービン５０３の通気開始までに要する時間を短縮することができるので、コンバインドサイクル発電プラント５００の起動時間を短縮することができる。

また、第２の実施形態に係る制御部ＣＯＮは、排熱回収ボイラ５０４が生成する蒸気の温度と第一段シェル内面メタル温度との偏差が所定の許容偏差内であり、且つガスタービン５０２の出力が第１の出力値ｃである場合、蒸気タービン５０３へ流入する蒸気の流量を調節する加減弁５０５を開弁させる。ここで、ガスタービン５０２の出力が第１の出力値ｃである場合とは、ガスタービンの排ガス温度が、第一段シェル内面メタル温度に基づいて決定される温度範囲（具体的には、第一段シェル内面メタル温度＋ΔＴ−β≦ガスタービンの排ガス温度≦第一段シェル内面メタル温度＋ΔＴ＋β）に収まる場合である。

これにより、ガスタービン５０２の出力が第１の出力値ｃに切り替わった後で主蒸気温度が第一段シェル内面メタル温度＋ε℃に降下したとき（図９内の時間ｔ３）に、蒸気タービン５０３の通気を開始することができる。このように、主蒸気温度が第１段シェル内面メタル温度近傍で収束しているときに、蒸気タービン５０３の通気を開始することができるので、蒸気タービン５０３に発生する熱応力を抑制することができる。

なお、第２の実施形態では、コールド起動時を例に説明したが、ホット起動時でも第２の実施形態で説明した起動方法を用いてコンバインドサイクル発電プラント５００を起動してもよい。

１０１・・・出力設定部
１０２・・・判断部
４０１・・・主蒸気温度マッチング制御部
５００、６００・・・コンバインドサイクル発電プラント
５０１、６０１・・・制御装置
５０２・・・ガスタービン
５０３・・・蒸気タービン
５０４・・・排熱回収ボイラ
５０５・・・加減弁
５０６・・・燃料調節弁
５０７・・・圧縮機
５０８・・・燃焼器
５０９・・・蒸発器
５１０・・・ドラム
５１１・・・過熱器
５１２・・・タービンバイパス調節弁
５１３・・・復水器
５１４・・・循環水ポンプ
５１５・・・海水
５１６・・・燃料
５１７・・・ＧＴ発電機
５１８・・・ＳＴ発電機
ａ・・・ガスタービン排ガス
ｂ・・・主蒸気
ｃ・・・第１の出力値
ｄ・・・第２の出力値
ｅ・・・排気蒸気
ＴＳ１・・・排ガス温度センサ
ＴＳ２・・・主蒸気温度センサ
ＴＳ３・・・内面メタル温度センサ
ＯＳ・・・ＧＴ出力センサ
ＣＯＮ・・・制御部
ＭＥＭ・・・記憶部
ＩＮ・・・入力部
ＯＵＴ・・・出力部
ＲＶ・・・動翼
ＳＶ・・・静翼

Claims (14)

1. ガスタービンと、前記ガスタービンの排ガスから熱回収して蒸気を生成する排熱回収ボイラと、前記排熱回収ボイラが生成する蒸気により駆動される蒸気タービンと、を備えるコンバインドサイクル発電プラントを制御する制御装置であって、
   前記ガスタービンの出力を制御する制御部を備え、
   前記制御部は、前記ガスタービンに発電機を並列した後に、前記ガスタービンの排ガス温度が前記蒸気タービンのメタル温度に基づいて決定される温度範囲に収まるときのガスタービン出力である第１の出力値より大きい第２の出力値に前記ガスタービンの出力を制御し、
   前記制御部は、前記排熱回収ボイラが生成する蒸気の温度が前記メタル温度に基づく温度を超えた場合、前記第１の出力値に前記ガスタービンの出力を制御する制御装置。
2. 前記制御部は、前記排熱回収ボイラが生成する蒸気の温度が前記メタル温度より所定の温度だけ高い温度を超えた場合、前記第１の出力値に前記ガスタービンの出力を制御する
   請求項１に記載の制御装置。
3. 前記メタル温度は、前記蒸気タービンの第一段シェル内面メタル温度であり、
   前記制御部は、前記排熱回収ボイラが生成する蒸気の温度と前記第一段シェル内面メタル温度との偏差が所定の許容偏差内であり、且つ前記ガスタービンの出力が前記第１の出力値である場合、前記蒸気タービンへ流入する蒸気の流量を調節する加減弁を開弁させる
   請求項２に記載の制御装置。
4. 前記ガスタービンの出力が前記第１の出力値である場合とは、前記ガスタービンの排ガス温度が、前記第一段シェル内面メタル温度に基づいて決定される温度範囲に収まる場合である
   請求項３に記載の制御装置。
5. 前記制御部は、前記排熱回収ボイラが生成する蒸気の温度が前記メタル温度より所定の温度だけ低い温度を超えた場合、前記第１の出力値に前記ガスタービンの出力を制御する請求項１に記載の制御装置。
6. 前記メタル温度は、前記蒸気タービンの第一段シェル内面メタル温度である
   請求項１、２、５のいずれか一項に記載の制御装置。
7. 前記第２の出力値は、前記排熱回収ボイラが生成する全ての蒸気がタービンバイパス調節弁を経由して復水器に流入したとき、前記タービンバイパス調節弁の開度が全開しない最も大きいガスタービン出力である
   請求項１から６のいずれか一項に記載の制御装置。
8. 前記第２の出力値は、前記排熱回収ボイラが生成する全ての蒸気がタービンバイパス調節弁を経由して復水器に流入したとき、前記復水器の出入口の海水温度差が所定値を越えない最も大きいガスタービン出力である
   請求項１から６のいずれか一項に記載の制御装置。
9. 前記第２の出力値は、前記排熱回収ボイラに内蔵する熱交換器の最高使用温度を超えないガスタービン排ガス温度を与える最も大きいガスタービン出力である
   請求項１から６のいずれか一項に記載の制御装置。
10. 前記ガスタービンは、ガスタービン出力の中間出力域において、前記中間出力域より前記ガスタービン出力が低い低出力域及び前記中間出力域より前記ガスタービン出力が高い高出力域より、前記排ガス温度が高い特性を有し、
    前記第２の出力値は、前記ガスタービンの最大出力時の前記ガスタービン排ガス温度と同じ排ガス温度を与える前記低出力域のガスタービン出力である
    請求項１から６のいずれか一項に記載の制御装置。
11. 前記ガスタービンは、ガスタービン出力の中間出力域において、前記中間出力域より前記ガスタービン出力が低い低出力域及び前記中間出力域より前記ガスタービン出力が高い高出力域より、前記排ガス温度が高い特性を有し、
    前記第２の出力値は、前記ガスタービンの最大出力時の前記蒸気タービンの第一段シェル内面メタル温度と同じ第一段シェル内面メタル温度を与える前記低出力域のガスタービン出力である
    請求項１から６のいずれか一項に記載の制御装置。
12. 前記ガスタービンは、ガスタービン出力の中間出力域において、前記中間出力域より前記ガスタービン出力が低い低出力域及び前記中間出力域より前記ガスタービン出力が高い高出力域より、前記排ガス温度が高い特性を有し、
    前記第２の出力値は、前記ガスタービンの最大出力時の主蒸気温度と同じ主蒸気温度を与える前記低出力域のガスタービン出力である
    請求項１から６のいずれか一項に記載の制御装置。
13. 前記ガスタービンは、ガスタービン出力の中間出力域において、前記中間出力域より前記ガスタービン出力が低い低出力域及び前記中間出力域より前記ガスタービン出力が高い高出力域より、前記排ガス温度が高い特性を有し、
    前記排熱回収ボイラが生成する全ての蒸気がタービンバイパス調節弁を経由して復水器に流入したとき、前記タービンバイパス調節弁の開度が全開しない最も大きいガスタービン出力を第１のガスタービン出力とし、
    前記排熱回収ボイラが生成する全ての蒸気がタービンバイパス調節弁を経由して前記復水器に流入したとき、前記復水器の出入口の海水温度差が許容される温度差を越えない最も大きいガスタービン出力を第２のガスタービン出力とし、
    前記排熱回収ボイラに内蔵する熱交換器の最高使用温度を超えないガスタービン排ガス温度を与える最も大きいガスタービン出力を第３のガスタービン出力とし、
    前記ガスタービンの最大出力時の前記ガスタービン排ガス温度と同じ排ガス温度を与える前記低出力域のガスタービン出力、前記ガスタービンの最大出力時の前記蒸気タービンの第一段シェル内面メタル温度と同じ第一段シェル内面メタル温度を与える前記低出力域のガスタービン出力、前記ガスタービンの最大出力時の主蒸気温度と同じ主蒸気温度を与える前記低出力域のガスタービン出力のいずれかを第４のガスタービン出力とした場合、 前記第２の出力値は、前記第１のガスタービン出力、前記第２のガスタービン出力、前記第３のガスタービン出力及び前記第４のガスタービン出力のうちの最小値である
    請求項１から６のいずれか一項に記載の制御装置。
14. ガスタービンと、前記ガスタービンの排ガスから熱回収して蒸気を生成する排熱回収ボイラと、前記排熱回収ボイラが生成する蒸気により駆動される蒸気タービンと、を備えるコンバインドサイクル発電プラントを起動する起動方法であって、
    前記ガスタービンに発電機を並列した後に、前記ガスタービンの排ガス温度が前記蒸気タービンのメタル温度に基づいて決定される温度範囲に収まるときのガスタービン出力である第１の出力値より大きい第２の出力値に前記ガスタービンの出力を制御する工程と、
    前記排熱回収ボイラが生成する蒸気の温度が前記主要部のメタル温度に基づく温度を超えた場合、前記第１の出力値に前記ガスタービンの出力を制御する工程と、
    を有する起動方法。

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