JP2022165286A - プラント制御装置、プラント制御方法、および発電プラント - Google Patents

Abstract

【課題】一軸型コンバインドサイクルにおける蒸気タービンを適切に停止することが可能なプラント制御装置を提供する。【解決手段】一の実施形態によれば、プラント制御装置は、ガスタービンからの排ガスの熱を用いて蒸気を生成する排熱回収ボイラと、排熱回収ボイラにより生成された蒸気により駆動される蒸気タービンと、ガスタービンおよび蒸気タービンにより駆動される発電機と、排熱回収ボイラからの蒸気を搬送する第１流路と、第１流路から蒸気タービンに蒸気を搬送する第２流路と、第１流路から蒸気タービンをバイパスして蒸気を搬送する第３流路と、第１流路内の蒸気に関する値を計測する計測器と、を備える発電プラントを制御する。前記装置は、前記値に基づいて第３流路上の第２弁を制御することで、蒸気タービンの負荷を所定の負荷へと変化させ、第２弁が前記装置により制御される場合に第２流路上の第１弁を制御することで、蒸気タービンを停止する。【選択図】図２

Description

本発明の実施形態は、プラント制御装置、プラント制御方法、および発電プラントに関する。

ガスタービン（ＧＴ）と、排熱回収ボイラ（ＨＲＳＧ）と、蒸気タービン（ＳＴ）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。排熱回収ボイラは、ガスタービンの排ガスから熱回収し主蒸気を生成する。蒸気タービンは、排熱回収ボイラが生成する主蒸気により駆動される。

特開２０２０－１１２０６９号公報 特開２０１８－００３８２４号公報 特開２０２１－０２５４１９号公報

コンバインドサイクル発電プラントの系統構成方式は、おおまかには一軸型コンバインドサイクルと多軸型コンバインドサイクルとに分類される。以下、コンバインドサイクル発電プラントのプラント停止方法に組み込まれるＳＴ（蒸気タービン）停止方法について説明する。

多軸型では、ガスタービン用の１台以上の発電機と、蒸気タービン用の発電機が、独立して設置されている。ガスタービンの出力（ＧＴ出力）は、ガスタービン用の発電機が発生している電力量（ＧＴ発電機ＭＷ）を計測することで簡単に検知でき、蒸気タービンの出力（ＳＴ出力）は、蒸気タービン用の発電機が発生している電力量（ＳＴ発電機ＭＷ）を計測することで簡単に検知できる。多軸型におけるＳＴ停止方法は、すでに確立されている。多軸型における蒸気タービンは、ＳＴ発電機ＭＷを使用してＳＴ負荷（ＳＴ出力）を制御することで、適切に停止することができるからである。

これに対し、一軸型では、ガスタービンと、蒸気タービンと、ガスタービンおよび蒸気タービンに共通の発電機が、１つの同じ軸に直結されている。一軸型における発電機ＭＷは、ＧＴ出力とＳＴ出力との合算値に対応しているため、発電機ＭＷからＳＴ出力を単独で検知することができない。そのため、一軸型における蒸気タービンは、多軸型における蒸気タービンに比べて、適切に停止することが難しい。

そこで、本発明の実施形態は、一軸型コンバインドサイクルにおける蒸気タービンを適切に停止することが可能なプラント制御装置、プラント制御方法、および発電プラントを提供する。

一の実施形態によれば、プラント制御装置は、ガスタービンと、前記ガスタービンからの排ガスの熱を用い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により生成された前記蒸気により駆動される蒸気タービンと、前記ガスタービンおよび前記蒸気タービンにより駆動される発電機と、前記排熱回収ボイラにより生成された前記蒸気を搬送する第１流路と、前記第１流路から前記蒸気タービンに前記蒸気を搬送する第２流路と、前記第１流路から前記蒸気タービンをバイパスして前記蒸気を搬送する第３流路と、前記第１流路内の前記蒸気に関する値を計測する少なくとも１つの計測器と、前記第２流路に設けられた第１弁と、前記第３流路に設けられた第２弁と、を備える発電プラントを制御する。前記装置は、前記計測器により計測された前記値に基づいて前記第２弁を制御することで、前記蒸気タービンの負荷を所定の負荷へと変化させる第２弁制御部と、前記第２弁が前記第２弁制御部により制御される場合に前記第１弁を制御することで、前記蒸気タービンを停止する第１弁制御部とを備える。

第１実施形態の発電プラントの構成を示す模式図である。 第１実施形態のプラント制御装置の構成を示す回路図である。 第２実施形態の発電プラントの構成を示す模式図である。 第２実施形態のプラント制御装置の構成を示す回路図である。 比較例の発電プラントの構成を示す模式図である。 比較例のプラント制御装置の構成を示す回路図である。

以下、本発明の実施形態を、図面を参照して説明する。

図１から図６では、同一または類似の構成には同一の符号を付し、重複する説明は省略する。また、以下の説明中で用いられる種々の物理量に関し、これらの物理量の値を示す具体的な数値は説明を理解しやすくするための一例であり、これらの物理量の値はこれらの数値のみに限定されるものではない。

（比較例）
（１）比較例の発電プラント１００
図５は、比較例の発電プラント１００の構成を示す模式図である。図５の発電プラント１００は、一軸型のコンバインドサイクル（Ｃ／Ｃ）発電プラントである。

図５の発電プラント１００は、発電プラント１００の動作を制御するプラント制御装置１０１を備え、さらには、ガスタービン（ＧＴ）１０２と、蒸気タービン（ＳＴ）１０３と、排熱回収ボイラ（ＨＲＳＧ）１０４と、ＭＣＶ弁（加減弁）１０５と、燃料調節弁１０６と、圧縮機１０７と、燃焼器１０８と、蒸発器１０９と、ドラム１１０と、過熱器１１１と、蒸気配管１１２と、復水器１１３と、循環水ポンプ１１４と、海水１１５の取込部および排出部と、燃料１１６の供給部と、主配管１１７と、バイパス配管１１８と、タービンバイパス弁１１９と、発電機１２０と、発電機遮断器１２１とを備えている。図５はさらに、発電機遮断器１２１に接続された系統グリッド１２２と、蒸気タービン１０３のロータ１０３ａと、蒸気タービン１０３のケーシング１０３ｂとを示している。図５の発電プラント１００はさらに、ＭＷトランスデューサＭＷ－Ｔｒと、主蒸気圧力センサに相当する圧力センサＰＳ－１とを備えている。

燃料調節弁１０６は、燃料配管に設けられている。燃料調節弁１０６を開弁すると、燃料配管から燃焼器１０８に燃料１１６が供給される。圧縮機１０７は、その入口から空気を導入し、燃焼器１０８に圧縮空気を供給する。燃焼器１０８は、燃料１１６を圧縮空気中の酸素と共に燃焼させ、高温・高圧の燃焼ガスを発生させる。

図５の発電プラント１００は、一軸型のＣ／Ｃ発電プラントであるため、ガスタービン１０２と蒸気タービン１０３と発電機１２０は、１つの同じ回転軸（ロータ）に固定されている。そのため、発電機１２０は、この回転軸を介してガスタービン１０２および蒸気タービン１０３により駆動される。

ガスタービン１０２は、燃焼ガスにより回転駆動されることで、上記の回転軸を回転させる。発電機１２０は、この回転軸に接続されており、この回転軸の回転を利用して発電を行う。ガスタービン１０２から排出されたガスタービン排ガスＡ１は、排熱回収ボイラ１０４に送られる。排熱回収ボイラ１０４は、後述するように、ガスタービン排ガスＡ１の熱を用いて主蒸気Ａ２を生成する。なお、排熱回収ボイラ１０４は図示されない他の蒸気、例えば蒸気タービン１０３の起動時に必要とされる補助蒸気等も生成するので、それらと区別するためにこの蒸気を主蒸気と呼ぶ。

蒸発器１０９、ドラム１１０、および過熱器１１１は、排熱回収ボイラ１０４内に設けられており、排熱回収ボイラ１０４の一部を構成している。ドラム１１０内の水は、蒸発器１０９に送られ、蒸発器１０９内でガスタービン排ガスＡ１により加熱されることで飽和蒸気となり、飽和蒸気がドラム１１０に溜まる。飽和蒸気は、過熱器１１１に送られ、過熱器１１１内でガスタービン排ガスＡ１により過熱されることで過熱蒸気となる。排熱回収ボイラ１０４により生成された過熱蒸気は、主蒸気Ａ２として蒸気配管１１２に排出される。圧力センサＰＳ－１は、蒸気配管１１２に設けられており、蒸気配管１１２内の主蒸気Ａ２の圧力を測定し、この圧力の測定結果をプラント制御装置１０１に出力する。

蒸気配管１１２は、主配管１１７とバイパス配管１１８とに分岐している。主配管１１７は蒸気タービン１０３に接続されており、バイパス配管１１８は復水器１１３に接続されている。ＭＣＶ弁１０５は、主配管１１７に設けられている。タービンバイパス弁１１９は、バイパス配管１１８に設けられている。排熱回収ボイラ１０４から蒸気配管１１２に排出された主蒸気Ａ２は、蒸気配管１１２内を搬送され、蒸気配管１１２から主配管１１７およびバイパス配管１１８に流入する。

ＭＣＶ弁１０５は、後述するプラント制御装置１００からの開度指令値Ｂ２を受けて開弁し、開弁すると主配管１１７からの主蒸気Ａ２（以下「ＭＣＶ流入蒸気Ａ３」と呼ぶ）が蒸気タービン１０３に供給される。蒸気タービン１０３は、ＭＣＶ流入蒸気Ａ３により回転駆動され、そのとき発電機１２０も、蒸気タービン１０３により駆動される。蒸気タービン１０３の排気口から排出された排気蒸気は、復水器１１３に送られる。復水器１１３は、排気蒸気や後述するバイパス蒸気Ａ４を海水１１５により冷却し、これにより、冷却された蒸気が凝縮して復水に戻る。循環水ポンプ１１４は、海水１１５を海から取り込み、復水器１１３に供給する。

一方、タービンバイパス弁１１９は、後述するプラント制御装置１０１からの開度指令値Ｂ３を受けて開弁し、開弁するとバイパス配管１１８からの主蒸気Ａ２（以下「バイパス蒸気Ａ４」と呼ぶ）が蒸気タービン１０３をバイパスして復水器１１３に送られる。

発電機１２０は、発電機遮断器１２１やＭＷトランスデューサＭＷ－Ｔｒが設けられた電力送電線に接続されており、この電力送電線を介して系統グリッド１２２に接続されている。発電機１２０が発電した電力（これはガスタービン１０２と蒸気タービン１０３が駆動した電力の合算値となる）は、この電力送電線を介して系統グリッド１２２へと送電される。ＭＷトランスデューサＭＷ－Ｔｒは、発電機１２０の電力（発電機ＭＷ）を測定し、この電力の測定結果をプラント制御装置１０１に出力する。

プラント制御装置１０１は、発電プラント１００の種々の動作を制御し、例えばＭＣＶ弁１０５やタービンバイパス弁１１９の開閉や開度を制御する。なお、発電プラント１００が停止している状態からプラント起動が行われるとき、排熱回収ボイラ１０４からの蒸気発生を受けてタービンバイパス弁１１９が最初に開弁されて、その後に温度、流量、圧力それぞれの通気要件が成立してからＭＣＶ弁１０５が開弁（ＳＴの通気）される。

これら両弁はＳＴ通気の後もしばらくの間は双方ともに開弁状態にあり、協調しながら発電プラント１００の起動が進行していく。このようにタービンバイパス弁１１９側が先に開弁されており、ＭＣＶ弁１０５が後追いで開弁する操作手順については、それは通常の制御方法であり手法的には確立されている。しかし発電プラント１００のプラント停止ではこの手順が逆転し、ＭＣＶ弁１０５が開弁中に、後追いでタービンバイパス弁１１９が開弁される。その制御には発電プラント停止に特有の問題が以下のように生じる。

（２）発電プラント停止とＳＴアンローディング
ここで発電プラント停止に関して、簡単に説明する。

先ず発電プラント１００を停止するときは、ガスタービン１０２の燃料調節弁１０６を徐々に閉弁し燃料１１６を低減させガスタービン１０２の負荷を降下させていく（ＧＴ負荷降下）。燃料１１６の低減に伴いガスタービン排ガスＡ１の温度や保有する熱量は低下する。このＧＴ負荷降下により主蒸気Ａ２の圧力、流量および温度は低下する。

しかしＧＴ負荷降下中に著しく燃料１１６を低下させると、ガスタービン排ガスＡ１が低温となる。その結果、主蒸気Ａ２（ＭＣＶ流入蒸気Ａ３）の温度も低下して、蒸気タービン１０３に熱応力の問題を生じる。

そこでＧＴ負荷はガスタービン排ガスＡ１の温度が、ＳＴ側の熱応力の問題を生じない下限の温度（例えば約５５０℃）までＧＴ負荷降下させた後、当該負荷で保持しこの間に後述のＳＴアンローディングが行われる。以下、このＧＴ負荷を「停止時ＧＴホールド負荷」と呼ぶ。この停止時ＧＴホールド負荷は、ガスタービン１０２の（定格１００％負荷に対する）凡そ１５％負荷相当の極低負荷となる。しかし毎回の発電プラント停止における停止時ＧＴホールド負荷はある定まった値ではなく、例えば１５％を挟んでバラツキを有する。このバラツキの理由はガスタービン排ガスＡ１の温度は大気温度に依存するためである。

一方、蒸気タービン１０３の方ではＧＴ負荷降下の最中にはＭＣＶ弁１０５は全開１００％の状態にあり、またタービンバイパス弁１１９は全閉の状態にある。ＭＣＶ弁１０５は全開であるが、ＧＴ負荷降下中ではガスタービン排ガスＡの温度や熱量が低下するのに伴い、主蒸気Ａ２すなわちＭＣＶ流入蒸気Ａ３の圧力、流量および温度が低下する。そのため、蒸気タービン１０３の出力（ＳＴ負荷）は、徐々に降下していき停止時ＧＴホールド負荷に到達したときのＳＴ負荷は約４０％乃至５０％程度のＳＴ負荷となる。先に述べたとおり停止時ＧＴホールド負荷はＧＴ負荷１５％程度の極低負荷ではあるが、ガスタービン１０２には電力発生分の他に圧縮機１０７を駆動するための多くの燃料１１６が供給されており、排熱回収ボイラ１０４は未だ相当な熱量の主蒸気Ａ２を発生させている。この状態で蒸気タービン１０３を停止する。最終的な蒸気タービン１０３の停止状態は、ＭＣＶ弁１０５を全閉させた状態であり、この状態をＳＴトリップと呼ぶ。

しかし、４０％乃至５０％のＳＴ負荷で運転中の蒸気タービン１０３をいきなりＳＴトリップに移行させると、蒸気タービン１０３や発電プラント１００の諸設備に多大なショックを与えるおそれがある。

そこで徐々にＳＴ負荷を低減させて低負荷状態にしてからＳＴトリップとすることが必要となる。冒頭に述べたように、もし多軸型コンバインドの場合であれば蒸気タービン１０３単独のＳＴ発電機ＭＷを計測できる。よって、これを使用して４０％乃至５０％のＳＴ負荷から徐々に蒸気タービン１０３のＳＴ負荷を低減させて、適切な低負荷状態を確認した後にＳＴトリップとすることができる。しかし発電プラント１００は一軸型コンバインドサイクルなので、ガスタービン１０２と蒸気タービン１０３は共同で発電機１２０を駆動し、発電機ＭＷはガスタービン負荷と蒸気タービン負荷の合算値として検知されるのみであり、蒸気タービン１０３の単独のＳＴ負荷は判らない。そこで次善の方策としてＭＣＶ弁１０５を所定の閉弁レートを保ちながらゆっくりと一定のレートで閉弁して、徐々にＳＴ負荷を低減させていく。この停止操作をＳＴアンローディング（ST Unloading）と呼ぶ。これを以下、制御回路の作用を用いて説明する。

（３）比較例のプラント制御装置１０１
図６は、比較例のプラント制御装置１０１に内蔵されるＭＣＶ弁１０５およびタービンバイパス弁１１９の制御回路を示している。実際のプラント制御装置１０１は、その他の制御回路（例えばＧＴ負荷を降下させる回路）も含むが、このような制御回路は本比較例との関連が希薄であり、記載は省略されている。

図６のプラント制御装置１０１は、ＭＣＶ弁１０５の制御回路内に、切替器２００と、設定器２０１と、設定器２０２と、変化率制限器２０３と、設定器２０４と、比較器２０５と、設定器２０６とを備えている。図６のプラント制御装置１０１はさらに、タービンバイパス弁１１９の制御回路内に、サンプルホールド２１０と、減算器２１１と、ＰＩＤ（Proportional-Integral-Derivative）コントローラ２１２と、ワンショットタイマー２１３とを備えている。

（３ａ）ＭＣＶ１０５のＳＴアンローディング制御
ＳＴアンローディングは停止時ＧＴホールド負荷のとき、ＭＣＶ弁１０５を一定のレートで閉弁して、蒸気タービンを停止する操作である。

切替器２００（Analog Swich、ASW）は、図示されないガスタービン負荷制御部が検知し出力する停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１を取りこむ。これに加えて、切替器２００は２つの入力ポートを保有しており、ポート１は設定器２０１に設定された０％を取りこみ、ポート２は設定器２０２に設定された１００％を取りこむ。切替器２００は停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１のＯＮ－ＯＦＦの状態に応じて動作する。具体的には、切替器２００は、停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１がＯＮのときはポート１を選択し、開度目標値Ｂ１として０％を出力し、停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１がＯＦＦのときはポート２を選択し、開度目標値Ｂ１として１００％を出力する。

変化率制限器２０３は、切替器２００より開度目標値Ｂ１を取りこみ、開度目標値Ｂ１が急激に低下したとき、所定のレート（変化率）で穏やかにＢ１に追従して低減する開度指令値Ｂ２を生成する。この場合のレートは、変化率制限器２０３に設定されるＤＥＣＥＬ（Ramp Decceleration Rate）であり、変化率制限器２０３は設定器２０４に設定された１０％／分をＤＥＣＥＬとして取りこむ。これより開度指令値Ｂ２は１００％から０％までを１０分で低下するように変化率が制限される。なお変化率制限器２０３は開度目標値Ｂ１が上昇したとき、所定のレートで穏やかに増加させる機能も有するが、比較例に係るＳＴアンローディングでは、開度指令値Ｂ２を増加させる局面は生じないので、増加に関する回路の記載は省略する。開度指令値Ｂ２はＭＣＶ弁１０５に接続され、ＭＣＶ弁１０５の弁開度は開度指令値Ｂ２と等しくなる様に構成されている。

比較器２０５は変化率制限器２０３から開度指令値Ｂ２を取得する。比較器２０５は設定器２０６に設定された３％を設定値として取りこみ、開度指令値Ｂ２が３％より小さいとき、比較器２０５はＳＴトリップ指令Ｄ２をＯＮにして出力し、開度指令値Ｂ２が３％より大きいときはＳＴトリップ指令Ｄ２をＯＦＦにする。ＳＴトリップ指令Ｄ２は、図示されないＳＴトリップ電磁弁（トリップ機構）に接続されている。ＳＴトリップ指令Ｄ２がＯＮになると、ＭＣＶ弁１０５が全閉され、蒸気タービン１０３が停止する。

（３ｂ）作用
発電プラント１００のプラント停止において、このＳＴアンローディング回路は以下のように作用する。

発電プラント１００の停止は、最初にＧＴ負荷降下を行いガスタービン１０２の燃料１１６を停止時ＧＴホールド負荷に到達するまで低下させる。このＧＴ負荷降下の間は停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１はＯＦＦしており、切替器２００が出力する開度目標値Ｂ１は１００％が選択され、変化率制限器２０３が生成する開度指令値Ｂ２も１００％であり、ＭＣＶ１０５は全開１００％を保持している。

ＧＴ負荷が停止時ＧＴホールド負荷まで低下したとき、停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１がＯＮに転じて切替器２００が出力する開度目標値Ｂ１は０％が選択されて、ここにＳＴアンローディングが開始される。すなわち、変化率制限器２０３が生成する開度指令値Ｂ２は、Ｂ１に追従して１００％から０％に向けて１０％／分のレートで低減し、Ｂ２に駆動されるＭＣＶ弁１０５は１０％／分の一定レートで１００％から０％に向けて閉弁操作がなされる。

開度指令値Ｂ２が３％まで低下したとき（これはＳＴアンローディングが開始されて９分４２秒後）、ＳＴトリップ指令Ｄ２がＯＮして、トリップ機構であるＳＴトリップ電磁弁（図示されない）に伝えられる。これにより、ＭＣＶ弁１０５は３％開度より即時に全閉されて、蒸気タービン１０３はＳＴトリップ（完全停止）となる。

なお、ＳＴトリップ（完全停止）後も発電プラント１００のプラント停止は継続される。プラント制御装置１０１は（図示されない制御回路により）ＳＴトリップを確認した後、停止時ＧＴホールド負荷を保持していたガスタービン１０２の燃料１１６を低減させて更に負荷を低下させた後、発電機遮断器１２１を開放する（解列）。その後も燃料１１６を低減させてガスタービン１０２は回転数を落としていき、所定の回転数に到達したとき燃料１１６を遮断して、プラント停止は終了する。

（３ｃ）タービンバイパス弁１１９の圧力制御
主蒸気圧力Ｐ１は、圧力センサＰＳ－１により計測され、サンプルホールド２１０に入力される。一方、ワンショットタイマー２１３は、停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１がＯＮしたとことを入力し、パルス状のワンショット信号Ｂ４をＯＮにして出力し、その１秒後にＢ４はＯＦＦになる。

サンプルホールド２１０は、ワンショット信号Ｂ４がＯＮのときの主蒸気圧力Ｐ１を記憶し、この主蒸気圧力Ｐ１をＳＶ値として出力する。サンプルホールド２１０は、ワンショット信号がＯＦＦした後も記憶した主蒸気圧力Ｐ１を保持して、この主蒸気圧力Ｐ１を継続してＳＶ値として出力する。

減算器２１１は、プロセス値（ＰＶ値）として、圧力センサＰＳ－１が計測した主蒸気圧力の計測値を取得する。そして、減算器２１１は、ＰＶ値からＳＶ値を減算して、偏差Δ１を出力する。

ＰＩＤコントローラ２１２は、減算器２１１から偏差Δ１を取得して、偏差Δ１をゼロにするようにＰＩＤ制御を行う。ＰＩＤコントローラ２１２から出力される操作量（ＭＶ値）は、タービンバイパス弁１１９の開度指令値Ｂ３である。よって、タービンバイパス弁１１９は、主蒸気圧力をＳＶ値に保持する圧力制御を行う。主蒸気圧力とドラム１１０の内部圧力は（配管圧力損失の差を少し有するが）ほぼ等しいので、タービンバイパス弁１１９は、ドラム１１０の内部圧力をＳＶ値に保持する圧力制御を行うとも言える。このような圧力制御を行うことで、タービンバイパス弁１１９は、ドラム１１０の圧力を安定させることができる。

（３ｄ）サンプルホールド２１０の設置理由と作用
サンプルホールド２１０は以下の理由で設置される。

先に述べたとおり最初にＧＴ負荷降下が行われている間はタービンバイパス弁１１９は全閉しており、ＭＣＶ弁１０５は全開している。この状態でガスタービン排ガスＡ１の熱量は低減するので、主蒸気Ａ２の圧力は低下する。このときドラム１１０の内部圧力も低下するが、その低下のレート（変化率）は比較的緩慢に低下するので、ドラム１１０の水位への影響はない。

しかし停止時ＧＴホールド負荷に到達し、ＳＴアンローディングによるＭＣＶ弁１０５の閉弁操作が始まると、ドラム１１０の内部圧力は速いレートで昇圧する。よって、その場合ドラム１１０の水位は不安定になる。この昇圧を改めて説明すればＭＣＶ弁１０５の開度を減じる結果、蒸気タービン１０３に流入できない余剰のＭＣＶ流入蒸気Ａ３が発生する。これが主蒸気Ａ２の圧力を昇圧させ、ひいてはドラム１１０の内部圧力を昇圧させる。そのときタービンバイパス弁１１９の圧力制御は、この余剰分を復水器１１３に逃がすようにして、昇圧を回避することを期待される。

ここで問題になるのは、ＧＴ負荷降下の間にどれだけ主蒸気圧力Ｐ１が低下するかは事前には判らないことである。そこでサンプルホールド２１０は、停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１がＯＮに転じた瞬間の、言い換えればＭＣＶ閉弁が起こる直前の主蒸気圧力Ｐ１を記憶してＳＶ値を生成する。このように圧力制御の設定値がＳＶ値として与えられた状態でＳＴアンローディングが開始されると、ＭＣＶ閉弁に伴い主蒸気圧力Ｐ１が昇圧することで、すぐさま主蒸気圧力Ｐ１＞ＳＶ値の大小関係が成立する。この場合、ＰＩＤコントローラ２１２は主蒸気圧力Ｐ１をＳＶ値に保つようにタービンバイパス弁１１９を即時に開弁して、圧力上昇を回避できる。すなわち、タービンバイパス弁１１９が即時に閉弁状態から開弁状態に移行することで、圧力上昇を回避できる。

以上に述べた実圧トラッキングという手法を用いれば、事前にＧＴ負荷降下中の主蒸気圧力Ｐ１がどこまで低下するのかが判らなくても、圧力制御は適切なＳＶ値を選定することができて、ドラム１１０の水位を安定させてプラント停止を継続することができる。

（４）比較例の問題
（４ａ）期待される挙動
上述のドラム水位の安定化に加えて、タービンバイパス弁１１９の開弁は、ＭＣＶ弁１０５の閉弁操作に伴い余剰となったＭＣＶ流入蒸気Ａ３（主蒸気Ａ２）をバイパス蒸気Ａ４として復水器１１３に棄てる作用をもたらす。これより蒸気タービン１０３を駆動するＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量は低減して、蒸気タービン１０３の負荷は降下する。更にＭＣＶ弁１０５の開度が絞られると、余剰蒸気は増えてタービンバイパス弁１１９の開弁は増し、ＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量もより低下する。すなわちタービンバイパス弁１１９がバイパス蒸気Ａ４に相当する分を駆動蒸気（ＭＣＶ流入蒸気Ａ３）から抜くことでＳＴ負荷降下が実現する。

（４ｂ）現実の挙動
しかし現実的にはＭＣＶ弁１０５を一定のレートで閉弁させても、タービンバイパス弁１１９は意図されるような一定レートでの開弁とはならないため、ＳＴ負荷降下はムラのある不安定な制御となる。その概要とこれをひき起こす理由を以下に述べる。

先ず理解されなければならないのは、加熱器１１１と蒸気配管１１２を合算した配管ボリュームは非常に大きな容量（体積）となることである。従って１００％全開状態からＭＣＶ弁１０５の開度を少々絞ってみても、この大容量の圧力を上昇させるまですこし時間を要する。換言すれば主蒸気圧力Ｐ１の値がＳＶ値を上回る現象は遅れて発生するので、圧力制御によりタービンバイパス弁１１９が開弁を開始するのも遅れる。その結果、ＳＴアンローディングを開始してしばらくの間は、バイパス蒸気Ａ４の抜けは起こらず、ＳＴ負荷降下はなされない状況となる。

この状況をしばらく継続した後、ＭＣＶ弁１０５の開度もある程度絞られたときに、主蒸気圧力Ｐ１は急激な上昇を見せはじめ、これに応答して漸くタービンバイパス弁１１９は開弁を開始する。しかしこのとき同バイパス弁の圧力制御は、プロセス制御一般にみられるオーバーシュートを伴う傾向がある。そのため、その弁開度は必要以上に大きく開弁する応答波形となり、多量のバイパス蒸気Ａ４が抜ける結果、急激なＳＴ負荷降下を呈する。そしてタービンバイパス弁１１９がオーバーシュートした後は、その反動でアンダーシュートが発生し、今度はバイパス蒸気Ａ４による「抜き」が減る結果、ＳＴ負荷は降下ではなく上昇する挙動を示す。これらオーバーシュートやアンダーシュートはＰＩＤコントローラ２１２のゲインチューニングによりある程度は緩和できる。しかし、本来ＳＴ負荷を降下させることを目的とするＳＴアンローディングにおいて、それと真逆の負荷上昇が生じる可能性は好ましくない。

以上述べたようにＳＴアンローディングにおいてＭＣＶ弁１０５を一定のレートで閉弁させても、タービンバイパス弁１１９の圧力制御では、同バイパス弁は一定レートで開弁操作はなされない。そのためＳＴアンローディング中には、ＳＴ負荷降下がなされない局面や、あるいは急激なＳＴ負荷降下が行われる局面や、場合によっては逆のＳＴ負荷上昇が発生する局面等が混在し、ムラのある不安定なＳＴ負荷降下となる。

（５）発電機ＭＷを使用する場合のＳＴ停止方法（参考）
先に述べたように多軸型コンバインドサイクルではＳＴ発電機ＭＷを計測できるので、これをＳＴ停止方法に使用する場合を参考までに紹介する。それは計測された発電機ＭＷをフィードバック制御のＰＶ値として使用し、発電機ＭＷを一定のレートで低減させながら、ＳＴ負荷降下をさせるフィードバック制御の一類型であり、これが望ましい停止方法をもたらす。なぜなら発電機ＭＷは蒸気タービンの出力状態（負荷）を最も的確に示す指標であるからである。例えばこの制御方式において、前記比較例の如くタービンバイパス弁（１１９相当の弁）が閉塞気味となり、バイパス蒸気（Ａ４に相当）が復水器にうまく抜けない問題が生じた場合は、ＰＶ値の発電機ＭＷは正常な低減を示さないので、これを察知してＭＣＶ弁（１０５相当の弁）の更なる閉弁を促すようにフィードバック補正が働く。よって比較例の問題は自動的に解消或いは緩和されるように作用する。

因みに技術史的に発電プラントの沿革を遡れば、コンバインドサイクルが登場する以前、一般の汽力ボイラ発電プラントにおけるＳＴ停止方法も同様の制御方式が採用されてきた。いわばＳＴ発電機ＭＷを使用してＳＴ停止を行うことは従来からの伝統の手法であり、一軸型コンバインドサイクルのみが、この手法から疎外されてきたとも言い得る。

（第１実施形態）
以上を背景に一軸型コンバインドサイクルに適用される第１実施形態は、発電機ＭＷの代替となるＳＴ負荷の指標、すなわち蒸気タービン１０３の駆動蒸気の流量、に着目したＳＴ負荷降下及び停止方法を採用する。

（１）第１実施形態のプラント１００ａ
図１は、第１実施形態の発電プラント１００ａの構成を示す模式図である。図１の発電プラント１００ａは、一軸型コンバインドサイクルである。

図１の発電プラント１００ａは、発電プラント１００ａの動作を制御するプラント制御装置１０１ａを備えている。図１の発電プラント１００ａはさらに、図５の発電プラント１００の構成要素に加えて、主蒸気Ａ２の流量を計測する流量センサＦＳ－１と、タービンバイパス弁１１９の出口圧を計測する圧力センサＰＳ－２とを備えている。図５において、蒸気配管１１２、主配管１１７、およびバイパス配管１１８はそれぞれ、第１、第２および第３流路の例である。また、ＭＣＶ弁１０５およびタービンバイパス弁１１９はそれぞれ、第１および第２弁の例である。さらに、流量センサＦＳ－１、圧力センサＰＳ－１、およびＭＷトランスデューサＭＷ－Ｔｒはそれぞれ、流量計測器、圧力計測器、および電力計測器の例である。流量センサＦＳ－１および圧力センサＰＳ－１は、少なくとも１つの計測器の例である。

流量センサＦＳ－１は、蒸気配管１１２に設けられており、蒸気配管１１２内の流量の測定結果をプラント制御装置１０１ａに出力する。圧力センサＰＳ－２は、バイパス配管１１８に設けられており、バイパス配管１１８内の圧力の測定結果をプラント制御装置１０１ａに出力する。圧力センサＰＳ－２は、バイパス配管１１８上でタービンバイパス弁１１９の下流側に設けられている。

第１実施形態はタービンバイパス弁１１９の制御に関し、比較例とは異なるタイプの制御を採用する。これに伴い図１の発電プラント１００ａは、タービンバイパス弁１１９の開度指令値が「Ｂ３」から「Ｅ８」に置き換わっている。なお、タービンバイパス弁１１９の実際の弁開度〔％〕は、速やかに開度指令値Ｅ８〔％〕に追従してＥ８〔％〕と同じになる。よって、本実施形態が係わる技術領域では、開度指令値Ｅ８とは、タービンバイパス弁１１９の開度Ｅ８と読み替えることが可能である。以下、文脈に応じて開度指令値Ｅ８と開度Ｅ８の表記を併用する。

また、第１実施形態では、ＭＣＶ弁１０５の制御も比較例とは異なる。そのため、図１の発電プラント１００ａでは、ＭＣＶ弁１０５の開度指令値が「Ｂ２」から「Ｅ２」に置き換わっている。タービンバイパス弁１１９の場合と同じく、ＭＣＶ弁１０５の開度指令値Ｅ２は、ＭＣＶ弁１０５の開度Ｅ２と読み替えることが可能であり、以下の文脈に応じて開度指令値Ｅ２と開度Ｅ２の表記を併用する。

図１においては、主蒸気Ａ２の流量をＦ_Ａ２と表記し、タービンバイパス蒸気Ａ４の流量をＦ_Ａ４と表記し、ＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量をＦ_Ａ３と表記する。

（２）駆動蒸気流量に着目したＳＴ停止方法
繰返すように、一軸型コンバインド発電プラントでは単独のＳＴ発電機ＭＷを計測できない。そこで第１実施形態は、発電機ＭＷに替わり、蒸気タービン１０３の駆動蒸気であるＭＣＶ流入蒸気Ａ３（図２中では駆動蒸気流量Ｃ６として示される）に着目する。一般に熱力学的に蒸気タービンの出力（負荷）に関し、駆動蒸気の圧力および温度が一定の場合、ＳＴ負荷は駆動蒸気の流量に近似的に比例することが知られている。この場合、ＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量を一定のレートで低下させれば、ＳＴ負荷も（ほぼ）一定のレートで低減する。

因みに付帯要件である圧力および温度に関しては、第１実施形態は比較例と同じく停止時ＧＴホールド負荷を保持した状態で蒸気タービン１０３の停止を行う。そのため、第１実施形態では、その間のＭＣＶ流入蒸気Ａ３（主蒸気Ａ２）の温度と圧力はほぼ一定であり、要件は充足されている。従って、ＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量を一定のレートで低減させれば、ＳＴ負荷は概ね一定に低下する。しかしＭＣＶ弁１０５に直接的に閉弁制御を施して、駆動蒸気の流量を一定に低減するようなＭＣＶ１０５の閉弁操作を行うことはしない。なぜなら、一言で言えばそれではＳＴアンローディングと大差なく、タービンバイパス弁１１９の適切な開弁はなされず、比較例と同じ問題を呈するからである。これらに係る技術的な詳細は後程の考察で改めて言及するが、この点を踏まえた上で、本実施形態は次のようなＳＴ負荷降下および停止方法とする。

（３）系統構成に着目したＳＴ負荷降下および停止方法
第１実施形態において着目する「駆動蒸気の流量」、すなわち、ＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量（Ｆ_Ａ３）は、主蒸気Ａ２の流量（Ｆ_Ａ２）からバイパス蒸気Ａ４の流量（Ｆ_Ａ４）を減算した値である。Ｆ_Ａ３＝Ｆ_Ａ２－Ｆ_Ａ４の関係が成立し、且つ停止時ＧＴホールド負荷を保持したときのＦ_Ａ２は一定であるため、Ｆ_Ａ４を一定レートで増加させれば、Ｆ_Ａ３は一定レートで減少する。

これを利用して本実施形態では、タービンバイパス弁１１９に新規の開弁制御を施し、バイパス蒸気Ａ４の流量（Ｆ_Ａ４）を一定レートで増加させて、ＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量（Ｆ_Ａ３）を一定レートで減少させる。このことは、「圧力制御」を採用していた比較例のタービンバイパス弁１１９が、本実施形態では「流量制御」に転換されることを意味する。流量制御の採用により、タービンバイパス弁１１９は、主蒸気Ａ２（すなわちドラム１１０の内部圧力）の圧力を制御してドラム１１０の水位を安定させる本来の機能を果たせなくなる。そこで本実施形態では、ＭＣＶ弁１０５がこの圧力制御を担い、圧力制御によりＭＣＶ１０５の閉弁操作が行われる。

（４）バイパス蒸気Ａ４の流量（Ｆ_Ａ４）の算出
タービンバイパス弁１１９の流量を取扱う制御では、バイパス蒸気Ａ４の流量（Ｆ_Ａ４）を把握することが必要となる。その目的の為には、タービンバイパス弁１１９が設置されるバイパス配管１１８に新たに流量センサを設けて流量計測を行うことでもよい。しかし第１実施形態では、流量センサに替わり圧力センサＰＳ－１、ＰＳ－２を用いて流量Ｆ_Ａ４を算出する。

一般に調節弁の弁体を通過する流量Ｆ（質量流量）は、流量係数Ｃｖを使用して次のように求まることが知られている。

Ｆ＝Ｃｖ＊γ＊√｛（Ｐin－Ｐout）／Ｇ｝・・・（１）
ここに、
Ｆ・・・流量
Ｃｖ・・・流量係数
Ｐin・・・弁一次圧（入口圧）
Ｐout・・・弁二次圧（出口圧）
γ・・・・密度
Ｇ・・・比重
である。

流量係数Ｃｖは調節弁設計上の主要諸元であり、一般にタービンバイパス弁の製造メーカーより情報提供を受けることが可能である。その場合、弁開度に応じて流量係数Ｃｖは決まるので、横軸（ｘ軸）を弁開度、縦軸（ｙ軸）を流量係数Ｃｖとしたグラフである関数Ｆ（ｘ）により情報提供がなされることが一般的である。

図１の発電プラント１００ａにおいて、タービンバイパス弁１１９が後述する流量制御により、開度Ｅ８〔％〕に開弁したとき、本弁を通過する流量、すなわちバイパス蒸気Ａ４の流量（Ｆ_Ａ４）は、式（１）の関係を利用して次のように表せる。

Ｆ_Ａ４＝Ｃｖ＊γ＊√｛（Ｐ１－Ｐ２）／Ｇ｝・・・（２）
ここに、
Ｆ_Ａ４・・・バイパス蒸気Ａ４の流量
Ｃｖ・・・開度Ｅ８でのタービンバイパス弁１１９の流量係数
Ｐ１・・・圧力センサＰＳ－１の計測値
Ｐ２・・・圧力センサＰＳ－２の計測値
γ・・・・バイパス蒸気Ａ４の密度
Ｇ・・・・バイパス蒸気Ａ４の比重
である。

圧力Ｐ１は、主蒸気Ａ２の圧力であり、若干の圧力損失があるがタービンバイパス弁１１９の入口圧にほぼ等しい。よって、圧力センサＰＳ－１が計測する主蒸気圧力でＰ１は与えられる。圧力Ｐ２は、タービンバイパス弁１１９の出口圧であり、圧力センサＰＳ－２がこれを計測する。また停止時ＧＴホールド負荷を保持した状態でのバイパス蒸気Ａ４の温度と圧力はほぼ一定であり、γとＧは蒸気表（Steam table）より数値として求めることができる。

さて開度Ｅ８に応じて流量係数Ｃｖは決まるので、ｘ軸に開度Ｅ８、ｙ軸をＣｖとしたグラフを関数Ｆφ（ｘ）とすれば、Ｃｖは次のように表せる。

Ｃｖ＝Ｆφ（Ｅ８）・・・（３）
これを式（２）に代入すれば次のとおりである。

Ｆ_Ａ４＝Ｆφ（Ｅ８）＊γ＊√｛（Ｐ１－Ｐ２）／Ｇ｝・・・（４）
これを変形すれば
Ｆφ（Ｅ８）＝Ｆ_Ａ４／γ＊√｛Ｇ／（Ｐ１－Ｐ２）｝・・・（５）
関数Ｆφ（ｘ）の逆関数であるＦ^－１φ（ｘ）をＦσ（ｘ）と表せば、式（５）は次のように変形できる。

Ｅ８＝Ｆσ（Ｆ_Ａ４／γ＊√｛Ｇ／（Ｐ１－Ｐ２）｝）・・・（６）
この式（６）の右辺のＦ_Ａ４は「バイパス蒸気目標流量Ｃ７」として次の図２の制御回路により算出・提供される制御量である。また逆関数のＦσ（ｘ）はＦφ（ｘ）のグラフのｘ軸とｙ軸を入れ替えるだけなので、簡単に求まる。

これより式（６）に示すタービンバイパス弁１１９の開度指令値Ｅ８は、図２の制御回路により以下のように実現し、生成することが可能となる。

（５）第１実施形態のプラント制御装置１０１ａ
図２は、第１実施形態のプラント制御装置１０１ａの構成を示す回路図である。

図２は、停止時ＧＴホールド負荷に到達した後にＳＴ停止を行う、ＭＣＶ弁１０５の制御回路およびタービンバイパス弁１１９の制御回路を示している。本実施形態のプラント制御装置１０１ａは、これらの制御回路によりＭＣＶ弁１０５およびタービンバイパス弁１１９を制御して、蒸気タービン１０３を停止する。

図２のプラント制御装置１０１ａは、ＭＣＶ弁１０５の制御回路内に、ワンショットタイマー３００と、サンプルホールド３０１と、減算器３０２と、ＰＩＤコントローラ３０３と、比較器３６０と、設定器３６１とを備えている。図２のプラント制御装置１０１ａはさらに、タービンバイパス弁１１９の制御回路内に、サンプルホールド３２０と、ワンショットタイマー３２１と、切替器３２２と、設定器３２３と、除算器３２４と、設定器３２５と、変化率制限器３２６と、設定器３２７と、減算器３２８と、減算器３４０と、設定器３４１と、除算器３４２と、開平器３４３と、設定器３４４と、除算器３４５と、乗算器３４６と、関数発生器３４７とを備えている。図２において、ＭＣＶ弁１０５の制御回路は第１弁制御部の例であり、タービンバイパス弁１１９の制御回路は第２弁制御部の例である。

以下、先にタービンバイパス弁１１９の制御回路について説明し、次にＭＣＶ弁１０５の制御回路について説明する。

（５ａ）タービンバイパス弁１１９の流量制御
主蒸気Ａ２の流量Ｆ_Ａ２は、流量センサＦＳ－１により計測されて主蒸気流量Ｆ１として取り込まれ、サンプルホールド３２０に入力される。なお、発電プラント等の発生蒸気量の単位系は、一般にはｔ／ｈ（トン／時間）が採用されるが、本明細ではより直截に理解され易い制御回路とするため、主蒸気流量Ｆ１の単位は、ｔ／分（トン／分）を採用する。

一方、ワンショットタイマー３２１は、停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１がＯＮしたことを入力し、パルス状のワンショット信号Ｃ２をＯＮにして出力し、その１秒後にＣ２はＯＦＦになる。サンプルホールド３２０は、ワンショット信号Ｃ２がＯＮのときの主蒸気流量Ｆ１を記憶し、これを主蒸気流量メモリ値Ｃ３として出力する。サンプルホールド３２０は、ワンショット信号がＯＦＦした後も主蒸気流量メモリ値Ｃ３を記憶・保持してその値を出力する（なお停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１は、信号Ｃ１として分岐されて、後述するＭＣＶ弁１０５の圧力制御にも使用される）。

切替器３２２は、ワンショットタイマー３２１からワンショット信号Ｃ２を取りこむ。これに加えて、切替器３２２は２つの入力ポートを保有しており、ポート１はサンプルホールド３２０が記憶する主蒸気流量メモリ値Ｃ３を取りこみ、ポート２は設定器３２３に設定された０（零）を取りこむ。切替器３２２は、ワンショット信号Ｃ２のＯＮ－ＯＦＦの状態に応じて動作する。具体的には、切替器３２２は、ワンショット信号Ｃ２がＯＮのときはポート１を選択し、タービン目標流量Ｃ４として主蒸気流量メモリ値Ｃ３を出力し、ワンショット信号Ｃ２がＯＦＦのときはポート２を選択し、タービン目標流量Ｃ４として０を出力する。

変化率制限器３２６は、タービン目標流量Ｃ４が上昇したとき、所定のレートでＣ４に追従して増加する駆動蒸気流量Ｃ６を生成する。この場合の所定のレートは、変化率制限器３２６が取り込むＡＣＣＥＬ（Ramp Acceleration Rate）であり、変化率制限器３２６は、設定器３２７に設定された９９９９９ｔ／分^２をＡＣＣＥＬとして取りこむ。これにより、タービン目標流量Ｃ４が急増したとき、変化率制限器３２６は駆動蒸気流量Ｃ６を９９９９９ｔ／分^２の上昇レートで制限する。但し９９９９９ｔ／分^２の上昇レートは、極端に大きなレートなので、事実上はこれは無制限である。すなわち、タービン目標流量Ｃ４が急に増加する場合は、変化率制限器３２６が出力する駆動蒸気流量Ｃ６はほぼ瞬時にタービン目標流量Ｃ４に到達して、駆動蒸気流量Ｃ６は主蒸気流量メモリ値Ｃ３に等しくなる。

一方、除算器３２４は、サンプルホールド３２０から主蒸気流量メモリ値Ｃ３を取りこみ、これを設定器３２５に設定された１０で除算（割り算）して流量低減レートＣ５を出力する。この流量低減レートＣ５は、ｔ／分^２の単位を有する。

変化率制限器３２６は、切替器３２２より入力するタービン目標流量Ｃ４が急激に低下したときに、所定のレートでＣ４に向かってゆっくり低減する駆動蒸気流量Ｃ６を生成する。この場合の所定のレートは、変化率制限器３２６が取り込むＤＥＣＥＬ（Ramp Decceleration Rate）であり、変化率制限器３２６は、除算器３２４から流量低減レートＣ５をＤＥＣＥＬとして取りこむ。

そして減算器３２８は、主蒸気流量Ｆ１から、変化率制限器３２６により出力された駆動蒸気流量Ｃ６を減算して、バイパス蒸気目標流量Ｃ７を出力する。

圧力センサＰＳ－１により計測された主蒸気圧力Ｐ１は、分岐されて減算器３４０に入力される。

減算器３４０は、圧力センサＰＳ－２が計測するタービンバイパス弁１１９の出口圧であるＰ２も取得する。減算器３４０は、Ｐ１からＰ２を減算してＰ１－Ｐ２を算出し、これをＥ３として出力する。設定器３４１には、バイパス蒸気Ａ４の比重であるＧが設定されている。除算器３４２は、設定器３４１からのＧと減算器３４０の出力Ｅ３とを取得し、Ｇ÷Ｅ３を演算してＥ４を出力する。

開平器３４３は、Ｅ４を入力し、その平方根を演算してこれをＥ５として出力する。設定器３４４には、バイパス蒸気Ａ４の密度であるγが設定されている。除算器３４５は、開平器３４３からの出力Ｅ５と設定器３４４からのγとを取得し、Ｅ５÷γを演算してＥ６を出力する。

乗算器３４６は、減算器３２８からのバイパス蒸気目標流量Ｃ７と除算器３４５からの出力Ｅ６とを取得し、Ｃ７×Ｅ６を演算してＥ７を出力する。このＥ７を算術式で表せば下記の式（７）のようになる。

Ｅ７＝Ｃ７／γ＊√｛Ｇ／（Ｐ１－Ｐ２）｝・・・（７）
乗算器３４６からの出力Ｅ７は、関数発生器３４７に入力される。関数発生器３４７はその内部にＦσ（ｘ）のグラフを内蔵している。このグラフのｘ軸として関数発生器３４７にＥ７が入力されると、このグラフのｙ軸のＦσ（Ｅ７）が決定される。関数発生器３４７は、これをタービンバイパス弁１１９の開度指令値Ｅ８として出力する。なお、関数Ｆσ（ｘ）は、先述のタービンバイパス弁１１９の流量係数ＣｖであるグラフＦφ（ｘ）の逆関数Ｆ^－１φ（ｘ）である。

以上より、開度指令値Ｅ８はＦσ（Ｅ７）で与えられ、算術式で表せば下記の式（８）のようになる。

開度指令値Ｅ８＝Ｆσ（Ｃ７／γ＊√｛Ｇ／（Ｐ１－Ｐ２）｝）・・・（８）
式（８）は、上記式（６）の右辺のＦ_Ａ４をバイパス蒸気目標流量Ｃ７で置き換えたものである。よって、タービンバイパス弁１１９の制御回路は、上記式（６）を実現したものとなっている。

本実施形態のタービンバイパス弁１１９の制御回路は、開度指令値Ｅ８によりタービンバイパス弁１１９を制御することで、蒸気タービン１０３の負荷（ＳＴ負荷）を「所望するＳＴ負荷」へと変化させる。本実施形態の「所望するＳＴ負荷」は、ゼロ（０％）である。この「所望するＳＴ負荷」は、所定の負荷の例であり、そのさらなる詳細については後述する。

（５ｂ）ＭＣＶ弁１０５の圧力制御
分岐された信号Ｃ１である停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１は、ワンショットタイマー３００に取り込まれる。ワンショットタイマー３００は、停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１がＯＮしたことを入力し、パルス状のワンショット信号Ｅ１をＯＮにして出力し、その１秒後にＥ１はＯＦＦになる。

圧力センサＰＳ－１が計測した主蒸気圧力Ｐ１は、サンプルホールド３０１に入力される。サンプルホールド３０１は、ワンショット信号Ｅ１がＯＮのときの主蒸気圧力Ｐ１を記憶し、これをＳＶ値として出力する。サンプルホールド３０１は、ワンショット信号Ｅ１がＯＦＦした後も記憶したＳＶ値を保持し、その値を継続してＳＶ値として出力する。

減算器３０２は、プロセス値（ＰＶ値）として、主蒸気圧力Ｐ１を取得する。そして、減算器３０２は、ＰＶ値からＳＶ値を減算して偏差Δ２を出力する。

ＰＩＤコントローラ３０３は、減算器３０２から偏差Δ２を取得して、偏差Δ２をゼロにするようにＰＩＤ制御を行う。ＰＩＤコントローラ３０３から出力される操作量（ＭＶ値）は、ＭＣＶ弁１０５の開度指令値Ｅ２である。よって、ＭＣＶ弁１０５は、主蒸気Ａ２の圧力をＳＶ値に保持する圧力制御を行う。主蒸気圧力とドラム１１０の内部圧力は（配管圧力損失の差を少し有するが）ほぼ等しいので、ＭＣＶ弁１０５は、ドラム１１０の内部圧力をＳＶ値に保持する圧力制御を行うとも言える。このような圧力制御を行うことで、ＭＣＶ弁１０５は、ドラム１１０の圧力を安定させることができる。

比較器３６０は、ＰＩＤコントローラ３０３から開度指令値Ｅ２を取得する。比較器３６０は、設定器３６１に設定された３％を設定値として取りこむ。比較器３６０は、開度指令値Ｅ２が３％より小さいときは、ＳＴトリップ指令Ｄ２をＯＮにして出力し、開度指令値Ｅ２が３％より大きいときは、ＳＴトリップ指令Ｄ２をＯＦＦにする。ＳＴトリップ指令Ｄ２は、図示されないＳＴトリップ電磁弁（トリップ機構）に接続されている。ＳＴトリップ指令Ｄ２がＯＮになると、ＭＣＶ弁１０５が全閉され、蒸気タービン１０３が停止する。

以上のように、本実施形態のタービンバイパス弁１１９の制御回路は、流量センサＦＳ－１により計測された流量Ｆ１、圧力センサＰＳ－１により計測された圧力Ｐ１、および圧力センサＰＳ－１により計測された圧力Ｐ２に基づいて、タービンバイパス弁１１９を制御する。これにより、ＳＴ負荷を「所望するＳＴ負荷」へと変化させることができる。この際、本実施形態のタービンバイパス弁１１９の制御回路は、上述の説明から理解されるように、ＭＷトランスデューサＭＷ－Ｔｒにより計測された電力（発電機ＭＷ）に基づかずに、タービンバイパス弁１１９を制御する。よって、図２にはＭＷトランスデューサＭＷ－Ｔｒが示されておらず、上記の発電機ＭＷはタービンバイパス弁１１９の制御回路に入力されていない。

さらに、タービンバイパス弁１１９の制御回路によりタービンバイパス弁１１９が制御される場合に、本実施形態のＭＣＶ弁１０５の制御回路は、圧力センサＰＳ－１により計測された圧力Ｐ１に基づいて、ＭＣＶ弁１０５を制御する。これにより、図２のＰＶ値を図２のＳＶ値に保持することや、蒸気タービン１０３を停止することができる。このＰＶ値は、圧力センサＰＳ－１により計測された圧力Ｐ１であり、主蒸気Ａ２の圧力に相当する。一方、このＳＶ値は、ワンショット信号Ｅ１がＯＮのときの圧力Ｐ１であり、ワンショット信号Ｅ１がＯＦＦした後もサンプルホールド３０１内に記憶されている。

（６）作用
本実施形態の発電プラント１００ａのプラント停止に関し、図２のタービンバイパス弁１１９の流量制御とＭＣＶ弁１０５の圧力制御の作用を説明する。

比較例と同様に発電プラント１００ａを停止するときは、ガスタービン１０２の燃料調節弁１０６を徐々に閉弁し燃料１１６を低減させガスタービン１０２の負荷を降下させていく（ＧＴ負荷降下）。燃料１１６の低減に伴い、ガスタービン排ガスＡ１の温度や保有する熱量は低下する。このＧＴ負荷降下により主蒸気Ａ２の圧力、流量および温度は低下する。ＧＴ負荷はガスタービン排ガスＡの温度が極端に低下しない、許容できる下限の温度すなわち停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１まで降下する。

ＧＴ負荷が停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１に到達したとき、図２の制御回路によるＳＴ停止操作が開始される。すなわち、停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１がＯＮして、ワンショットタイマ３２１のワンショット信号Ｃ２がＯＮすると、サンプルホールド３２０にはその瞬間に計測された主蒸気流量Ｆ１が主蒸気流量メモリ値Ｃ３として記憶され、切替器３２２の出力であるタービン目標流量Ｃ４も主蒸気流量メモリ値Ｃ３となる。そのとき、変化率制限器３２６の出力である駆動蒸気流量Ｃ６は、ほぼ瞬時に主蒸気流量メモリ値Ｃ３に到達する（なぜならＡＣＣＥＬは９９９９９ｔ／分^２の極大レートのため）。この「Ｃ３」という駆動蒸気流量Ｃ６は、初期値の例である。

ワンショット信号Ｃ２はＯＮした１秒後にＯＦＦするので、切替器３２２が出力するタービン目標流量Ｃ４は１秒後に設定器３２３に設定されている０（零）になる。そのとき駆動蒸気流量Ｃ６は、変化率制限器３２６の作用により主蒸気流量メモリ値Ｃ３の値から０（零）に向かって低減レートのＤＥＣＥＬで低減する。この場合のＤＥＣＥＬは除算器３２４が主蒸気流量メモリ値Ｃ３を１０で除算して演算した流量低減レートＣ５なので、駆動蒸気流量Ｃ６は、主蒸気流量メモリ値Ｃ３の値から１０分を掛けて０に向けて一定レートで低減する。この「０」という駆動蒸気流量Ｃ６は、最終値の例である。

以上の一連のＳＴ停止手順と、比較例（図６）のＳＴアンローディングとの間にはあるアナロジー（類似）が指摘できる。すなわち比較例のＳＴアンローディングでは１００％を有するＭＣＶ弁１０５の開度が１０分を掛けて一定レートで０に低減するように作用するが、本実施形態では主蒸気流量メモリ値Ｃ３を有する駆動蒸気流量Ｃ６が１０分を掛けて一定レートで０に低減する。この場合、開度１００％は「主蒸気流量メモリ値Ｃ３」に対応し、１０％／分は「流量低減レートＣ５」に対応している。但し、本実施形態では、停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１がＯＮしたときの駆動蒸気流量Ｃ６がどのような値になるか実際にやってみないと精度よくは判らない。そこで、サンプルホールド３２０は、停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１がＯＮに転じた瞬間の、主蒸気流量Ｆ１を「主蒸気流量メモリ値Ｃ３」として記憶するのである。この手法は制御上、実流量トラッキングと呼ばれる。そして主蒸気流量メモリ値Ｃ３を１０で除算して「流量低減レートＣ５」を算出する。

本実施形態の基本的なＳＴ停止法は、以上の必要措置を施した上で、駆動蒸気流量Ｃ６を流量低減レートＣ５の一定レートで低減する。先に述べたようにＳＴ発電機ＭＷは蒸気タービン１０３の駆動蒸気流量Ｃ６に近似的に比例する。そのため、駆動蒸気流量Ｃ６を１０分掛けて一定レートで０に低減させれば、ＳＴ負荷（ＭＷ）もほぼ一定のレートで低減する。この方法は、従来技術において単独のＳＴ発電機ＭＷを計測できるときに採用されるＳＴ負荷降下を模したものとも言い得る。

しかし第１実施形態は駆動蒸気流量Ｃ６を求めた後、このＣ６に基づきＭＣＶ弁１０５を直接的に流量制御することは行わない。第１実施形態は減算器３２８の働きにより、全体の主蒸気流量Ｆ１から駆動蒸気流量Ｃ６を減算してバイパス蒸気目標流量Ｃ７を算出して、当該バイパス蒸気目標流量Ｃ７が復水器１１３に流入するタービンバイパス弁１１９の開度指令値Ｅ８を（上記（８）に従い）生成する。その結果、本実施形態のＭＣＶ弁１０５には、残余の主蒸気Ａ２（即ち駆動蒸気流量Ｃ６）が通過する。

これを以下、時系列的に説明する。

最初、停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１がＯＮに転じた瞬間は、主蒸気流量Ｆ１の計測値は主蒸気流量メモリ値Ｃ３であり、駆動蒸気流量Ｃ６も主蒸気流量メモリ値Ｃ３である。そのため、減算器３２８は等量のメモリ値Ｃ３同志を減算するので、減算器３２８による減算結果は０（零）であり、タービンバイパス弁１１９の開度Ｅ８は０（全閉）である。

従ってそれ以前と同様に主蒸気流量Ｆ１の全量はＭＣＶ弁１０５を通過している。しかしその後の駆動蒸気流量Ｃ６は、１０分間の間、流量低減レートＣ５の一定レートで低減し、逆に減算器３２８からは、流量低減レートＣ５のレート（極性は逆のプラス）で増加するバイパス蒸気目標流量Ｃ７が算出される。減算器３２８から算出されるバイパス蒸気目標流量Ｃ７が増加するに従い、タービンバイパス弁１１９の開度Ｅ８は、上記式（８）に従って次第に開弁していく。

蒸気タービン１０３に流入する蒸気量とは、計測された主蒸気流量Ｆ１からバイパス蒸気（Ｆ_Ａ４）を減算した残余である。そのため、ＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量（Ｆ_Ａ３）は、主蒸気流量メモリ値Ｃ３から１０分をかけて一定レートで０に低減していく駆動蒸気流量Ｃ６となる（Ｃ６として制御することが可能となる）。上述のように、停止時ＧＴホールド負荷保持の期間中に計測される主蒸気流量Ｆ１の値はほぼ一定（主蒸気流量メモリ値Ｃ３）であるので、バイパス蒸気目標流量Ｃ７の増加分は、それと等量のＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量（Ｆ_Ａ３）の低減分になる。

一方、発電プラント１００ａのＭＣＶ弁１０５の圧力制御は以下のように作用する。

上述のプロセスを経てタービンバイパス弁１１９が開度Ｅ８にて開弁されて、復水器１１３にバイパス蒸気目標流量Ｃ７が流出するとき、この分だけ圧力Ｐ１が減圧され、ドラム１１０の内部圧力は高速のレートで減圧され、ドラム１１０の水位が不安定になる。そのとき、ＭＣＶ弁１０５の圧力制御は、復水器１１３に逃げたバイパス蒸気目標流量Ｃ７と等量のＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量を絞り、減圧を回避することが期待される。

しかしここで比較例のタービンバイパス弁１１９の圧力制御と同様の不都合が生じる。すなわち、ＧＴ負荷降下の間にどれだけ主蒸気圧力Ｐ１が低下するかは事前には判らないことである。

そこで、サンプルホールド３０１は、停止時ＧＴホールド負荷Ｄ１がＯＮに転じた瞬間の、すなわちタービンバイパス弁１１９の開弁が起こる直前の、主蒸気圧力Ｐ１を記憶してＳＶ値を生成する。このように圧力制御の設定値がＳＶ値として与えられた状態でタービンバイパス弁１１９の開弁が開始された場合、バイパス蒸気目標流量Ｃ７が復水器１１３に流入した直後に主蒸気圧力Ｐ１が減圧すると、すぐさま主蒸気圧力Ｐ１＜ＳＶ値の大小関係が成立する。その結果、ＰＩＤコントローラ３０３が主蒸気圧力Ｐ１をＳＶ値に保つようにＭＣＶ弁を開度Ｅ２に閉弁操作して、圧力の減圧を回避できる。

以上に述べた実圧トラッキングという手法を用いれば、事前にＧＴ負荷降下中の主蒸気圧力Ｐ１がどこまで低下するのかが判らなくても、圧力制御は適切なＳＶ値を選定することができる。これにより、ドラム１１０の水位を安定させてプラント停止を継続することができる。

タービンバイパス弁１１９の開度Ｅ８が大きくなるにしたがって、復水器１１３に逃げるタービンバイパス蒸気Ａ４の流量（Ｆ_Ａ４）も大きくなり、圧力保持のためにＭＣＶ弁１０５を開度Ｅ２は徐々に小さくなっていく。なお、ＳＴ負荷降下を行う場合に一般にイメージされるＭＣＶ弁１０５の「閉弁」という動作は、この圧力制御の結果としてもたらされ、ＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量（Ｆ_Ａ３）は、主蒸気流量メモリ値Ｃ３から１０分をかけて０（零）に低減される。

但し、零に到達する近傍のタイミングでは、ＭＣＶ弁１０５が極端に微開（例えば３％以下）になると圧力損失が大きくなりすぎて、この状態が長時間継続すると弁体にとってよくない。そこで、比較器３６０は、変化率制限器３６１から開度指令値Ｅ２と、設定器３６１に設定された３％を設定値として取りこみ、開度指令値Ｅ２が３％より小さくなったとき、ＳＴトリップ指令Ｄ２をＯＮにして出力する。このＳＴトリップ指令Ｄ２は、トリップ機構であるＳＴトリップ電磁弁（図示されない）に伝えられ、ＭＣＶ弁１０５は３％開度より即時に全閉されて、蒸気タービン１０３はＳＴトリップ（完全停止）となる。

図２の制御回路は以上のように作用するが、その後も発電プラント１００ａのプラント停止は継続される。プラント制御装置１０１ａは、（図示されない制御回路により）ＳＴトリップを確認した後、停止時ＧＴホールド負荷を保持していたガスタービン１０２の燃料１１６を低減させて更に負荷を低下させる。プラント制御装置１０１ａはその後、発電機遮断器１２１を開放する（解列）。その後も燃料１１６を低減させてガスタービン１０２は回転数を落としていき、ガスタービン１０２の回転数が所定の回転数に到達したとき燃料１１６を遮断して、プラント停止は終了する。

（７）考察
以上のとおり、第１実施形態は駆動蒸気流量Ｃ６を求めた後、減算器３２８の働きにより、全体の主蒸気流量Ｆ１から駆動蒸気流量Ｃ６を減算してバイパス蒸気目標流量Ｃ７を算出して、タービンバイパス弁１１９から当該バイパス蒸気目標流量Ｃ７を復水器１１３に流出させる。その結果、ＭＣＶ弁１０５には残余の主蒸気Ａ２（即ち駆動蒸気流量Ｃ６）が通過する。

このように、タービンバイパス弁１１９に流量制御を施し、その結果ＭＣＶ弁１０５は「間接的」に流量制御がなされるという手法は、有効な制御法である。以下「間接的」に流量制御されることの効果とメリットを説明する。そのためには「直接的」な流量制御と比較し両者を対照するのが判り易い。この場合の直接的な制御とは、上記式（１）に示す弁体の弁一次圧力と弁二次圧力との弁差圧を計測し、ＭＣＶ弁１０５の流量係数Ｃｖと弁差圧との関係を利用して（第１実施形態のタービンバイパス弁１１９の制御法に倣うやり方で）駆動蒸気流量Ｃ６が通過するようなＭＣＶ弁１０５の開度指令値を直求める制御法である。ＭＣＶ弁１０５の弁差圧に関しては、弁一次圧（入口圧）は既に主蒸気圧力ＰＳ－１で計測されているので、弁二次圧（出口圧）を計測する新たな圧力センサを設置することとなる。

しかしこの制御法ではうまくいかないと考えられる。

その第一の理由は、ＭＣＶ弁１０５側の都合だけで一方的にＭＣＶ弁１０５を閉弁してみても、タービンバイパス弁１１９の圧力制御はそれと協調のとれた開弁を実現しないからである。その結果、比較例におけるＳＴアンローディングと同じ問題が生じる。

その第二の理由は、ＭＣＶ弁１０５を通過する蒸気流量を求めるのは難しく、本実施形態が採用するタービンバイパス弁１１９を通過する蒸気流量を求める方が簡単であるからである。上記式（１）に示すとおり弁体を通過する流量Ｆは、弁一次圧と弁二次圧の弁差圧により決定される。そしてＭＣＶ弁１０５の弁二次圧とは蒸気タービン１０３の初段圧力であり、その圧力値は後流のタービン段落（第二段、第三段、、、）に影響を受けて決定される。そしてＭＣＶ弁１０５が開度を減じる過程で、蒸気タービン１０３の内部を通過する駆動蒸気流量が低減するとき、タービン段落全体の圧力バランスも変動し、結局それは弁二次圧力に波及する。別の言い方をすると、ある弁差圧に基づき、所定の駆動蒸気流量Ｃ６を通過させるＭＣＶ弁１０５の開度指令値を算出し、それに従ってＭＣＶ弁１０５が閉操作されると、その閉操作の瞬間に、それまで算出の前程であった弁差圧は変動している。そのため、目標とする駆動蒸気流量Ｃ６を通過させるためには、再度、変動後の弁差圧に基づき新しい開度指令値を求める必要がある。これの繰返しとなってしまう。つまり開度指令値と弁差圧は（いわゆる数学で言うところの）収束演算の結果で定まる値であり、ＭＣＶ弁１０５の開度指令値は安定せず、制御は難しくなる。

これに対し、本実施形態が取扱うタービンバイパス弁１１９を通過する蒸気流量に関しては、タービンバイパス弁１１９の出口側（弁二次側）は、復水器１１３に接続されている。容器としての復水器１１３は、蒸気タービン１０３の数倍の容積を有しており、その器内圧は（バイパス蒸気Ａ４がいくら流入しようが）真空が保持される。よってタービンバイパス弁１１９の開度指令値Ｅ８が変動しても、弁二次圧に影響を与えない。従って、本実施形態では、バイパス蒸気目標流量Ｃ７を実現する開度指令値Ｅ８は弁一次圧によってのみ決定され、上記のような収束演算的な難解さから解放されている。よってタービンバイパス弁１１９による流量制御は簡単で安定したものとなる。

以上のように、本実施形態では、ＭＣＶ弁１０５に所定の蒸気量（駆動蒸気流量Ｃ６）を通過させようとする場合、全体の主蒸気Ａ２から余計なバイパス蒸気Ａ４（バイパス蒸気目標流量Ｃ７）を復水器１１３に抜いて、後に残った残余分をＭＣＶ弁に流す。これにより、円滑で無理のないＳＴ負荷降下およびＳＴ停止方法が実現できる。なお復水器１１３の器内圧は真空が保持されるので、タービンバイパス弁１１９の弁二次圧を計測する圧力センサＰＳ－２も、ほぼ常時真空値を計測する。従ってＰＳ－２の設置を省略して、同弁二次圧を真空値の固定数として制御回路を構成する変形例も可能である。これに対し第１実施形態では、基本となる上記式（１）に忠実な構成とするため圧力センサＰＳ－２を設置し、容易な理解に配慮した。

最後に比較例と本実施形態の圧力制御を比較する。

先に述べたタービンバイパス弁１１９による比較例の圧力制御の問題をここに再度掲載すれば、加熱器１１１と蒸気配管１１２を合算した配管ボリュームは非常に大きな容量になるので、ＭＣＶ弁１０５の開度を少々絞ってみても、この大容量の圧力を上昇させるまで時間を要する。その結果、ＳＴアンローディングの開始後も、しばらくはバイパス蒸気Ａ４の抜けは起こらず、ＳＴ負荷降下が開始されない。

本実施形態でも、この大容量の配管ボリュームは同じなので、タービンバイパス弁１１９の開弁開始の直後、バイパス蒸気Ａ４の抜けが多少発生しても、この大容量の圧力を低下させるまで時間を要する。その結果、本実施形態のＭＣＶ弁１０５の圧力制御が主蒸気圧力の低下を検知して、その開度を減じるまでに遅れが生じる。

しかしこの遅れによるプラント運転上の支障は生じない。なぜならバイパス蒸気Ａ４の抜けが実際にある限りは、ＳＴ負荷降下は確実に行われているからである。その後タービンバイパス弁１１９がバイパス蒸気Ａ４を増加させるに従い、円滑な主蒸気圧力の低下が生じ、これに応答してＭＣＶ弁１０５の圧力制御は安定して閉弁操作を行うことが可能となる。本実施形態によれば、比較例にみられる突発的な主蒸気圧力の上昇に起因して、圧力制御がオーバーシュートやアンダーシュートの応答を示すような問題を抑制することが可能となる。

（第２実施形態）
（１）第２実施形態のプラント１００ｂ
図３は、第２実施形態の発電プラント１００ｂの構成を示す模式図である。図３の発電プラント１００ｂは、一軸型コンバインドサイクルである。第２実施形態では、「ＳＴ冷却停止」と言われる蒸気タービン１０３の新しい制御方法を提案する。

図３の発電プラント１００ｂは、発電プラント１００ｂの動作を制御するプラント制御装置１０１ｂを備えている。図３の発電プラント１００ｂはさらに、図１の発電プラント１００ａの構成要素に加えて、蒸気タービン１０３を構成する部材の温度を計測する温度センサＴＳ－１を備えている。温度センサＴＳ－１は、温度計測器の例である。

本実施形態では、温度センサＴＳ－１が、蒸気タービン１０３のロータ１０３ａの温度を計測し、具体的には、ＳＴ第１段内面メタル部の温度を計測する。よって、温度センサＴＳ－１は、蒸気タービン１０３のロータ１０３ａの第１段落部に接続されており、この温度の測定結果をプラント制御装置１０１ｂに出力する。

（２）ＳＴ冷却停止の概要
第２実施形態が取扱うＳＴ冷却停止につき、その概要や目的に簡単に触れる。

先の第１実施形態は、いわゆる設備運用に基づき発電プラント１００ａを停止する通常のＳＴ停止方法を採用している。一方、第２実施形態が係るＳＴ冷却停止は、主蒸気Ａ２の温度を徐々に低減させながら蒸気タービン１０３を冷却した後にＳＴ停止（トリップ）を行うＳＴ停止方法である。

しばしば見受ける多くのケースでは、発電プラント１００ｂを停止した後にプラント定期検査が予定される場合にＳＴ冷却停止を適用する。プラント定期検査では、蒸気タービン１０３を分解・開放して、各種検査や消耗品・パーツ類の交換を含む保守作業が予定される（そのためＳＴ冷却停止は「ＳＴ保守停止」とも呼ばれる）。

その際には早く分解に取り掛かりたいのだが、その障害になるのがタービン部材が保有する高温の残熱である。例えば最新のコンバインドサイクルでは、主蒸気Ａ２は６００℃近傍の高温であるため、第１実施形態により通常にＳＴ停止をさせた後では、タービン部材は概ね６００℃近傍の高温残熱を保有する。

この高温残熱は次回の蒸気タービン起動時にはホット起動モードによる高速起動をもたらすので、一般には好都合と認識される。つまりプラント定期検査などがない限り、残熱は高温であればあるほど歓迎されるのである。しかし分解作業に取り掛かるとなると、作業員の安全作業の面にも係り、分解が可能となる概ね３００℃またはそれ以下の温度領域の残熱になるまで自然冷却の待ちを余儀なくされる。その待ち時間は貴重な定期検査の時間を浪費する。

ＳＴ冷却停止は、この待ち時間を短くするために行われる。ＳＴ冷却停止に依れば、タービン部材の残熱を４００℃近傍の残熱にまで下げることが可能となる。この４００℃の残熱を先に述べた６００℃近傍の通常停止の高温残熱と比較した場合、前記冷却待ち時間に換算すれば概ね４０時間程度の節約・早期化となる。なお、更なる節約効果を追求するようなＳＴ冷却停止（例えば残熱３００℃近傍）は、ガスタービン１０２にとっても蒸気タービン１０３にとっても負担が大き過ぎるので、そこまでの冷却は現在実用化されていない。

（３）従来技術によるＳＴ冷却停止の操作手順
一軸型コンバインドサイクルのＳＴ冷却停方法は、各発電プラントで様々なバリエーションを有するが、昨今の一軸型コンバインドサイクル発電プラント１００ｃで実施されているＳＴ冷却停止の事例を従来技術としてここに紹介する。この発電プラント１００ｃは図示はされないが、第２実施形態の発電プラント１００ｂ（図３）と同じ構成の一軸型コンバインドサイクルである。但しそのプラント制御装置は図３の１０１ｂとは別の従来技術による制御装置が備わるものとして、図３を読替えるものとする。

以下の解説には極力具体的な数値を使用して説明の便宜を図る。発電プラント１００ｃの蒸気タービン１０３は、６００℃の高温の主蒸気Ａ２により駆動される。そしてこれにＳＴ冷却停止を施し、その冷却完了の指標・判断としてはＳＴ第１段内面メタル温度が４３０℃まで冷却されすることを数値的目標とする。なおＳＴ第１段内面メタル部は、蒸気タービン１０３の熱的状態を表す代表的な部材であり、図３上での温度センサＴＳ－１により計測される。

さて発電プラント１００ｃのＳＴ冷却停止を開始するときは、通常のＳＴ停止法（第１実施形態）と同じで、先ずはガスタービン１０２のＧＴ負荷降下から開始される。そしてガスタービン１０２の燃料調節弁１０６を徐々に閉弁し燃料１１６を低減させガスタービン１０２の負荷を「停止時ＧＴホールド負荷」まで降下させる（ＧＴ負荷は約１５％）。

因みに燃料１１６の低減に伴いガスタービン排ガスＡの温度や保有する熱量は低下するが、その程度は軽微である。例えば「停止時ＧＴホールド負荷」でのガスタービン排ガスＡ１は、依然として充分な高温（約５５０℃）を有する。第１実施形態のＳＴ停止方法では、この状態でＳＴ停止を行う。その結果、ＳＴ第１段内面メタル温度は、上述したように、概ね６００℃近傍の高温残熱を保有する。

一方、ＳＴ冷却停止では、ＳＴ第１段内面メタル温度を４３０℃にまで冷却する必要がある。単純に考えても、ＳＴ第１段内面メタル温度を４３０℃にするためには主蒸気Ａ２の温度は概ね４００℃近傍まで低減させる必要があり、そのためにはガスタービン排ガスＡ１の温度も４００℃程度にする必要がある。すなわちＳＴ冷却停止のときには、ガスタービン１０２側も４００℃の極低排ガス温度に特化した特殊運転に入る必要がある。以下、この特殊運転を「冷却停止時ＧＴ極低温度」またはその運転・制御と呼ぶ。

排ガスＡ１の温度を下げるための代表的な手段は、燃料１１６の量を減らすことがである。そこで、「冷却停止時ＧＴ極低温度」の制御が開始されると、ガスタービン１０２は燃料１１６の量を減らしてＧＴ負荷１５％からＧＴ負荷１０％に向け負荷降下する。しかし燃料１１６が少量しか供給されないと、ガスタービン１０２は安定した燃焼を保てない。つまり、ＳＴ冷却停止の運転自体が不可能になる。そこで、「冷却停止時ＧＴ極低温度」の制御中はガスタービン１０２は概ね１０％程度のＧＴ負荷が保持される。

しかし、この負荷では、要望される４００℃以下の排ガスＡ１には届かない。燃料１１６の供給量減少に制約がある以上は、「冷却停止時ＧＴ極低温度」は他の手段を用いて排ガスＡ１の温度を４００℃に低減する。そのためには圧縮機１０７の入口案内翼を開操作する温度マッチング制御を利用し、この手法を応用・流用して燃焼器１０８に多量の空気を流入させて排ガスＡ１の温度を４００℃以下に低下させる。なお、入口案内翼による温度マッチング制御は、本実施形態との直接的な係わりは薄いため、ここでの詳細説明は割愛する。

そして、ＳＴ冷却停止中に配慮すべきことは、ガスタービン排ガスＡ１は約５５０℃から４００℃に向けて約２時間程度を掛けて緩慢な低下レートでゆっくりと４００℃に低下させることである。もし温度マッチング制御の降下レートを高速にして排ガスＡ１の温度を一気に４００℃に低減すると、主蒸気Ａ２の温度も一気に低下する。そして、蒸気タービン１０３は急激に冷却された主蒸気Ａ２で駆動される結果、熱収縮による過大な熱応力が生じる。さらには、蒸気タービン１０３のロータ１０３ａとケーシング１０３ｂとの間で熱収縮の度合いが異なる状況が増大して、「タービン伸び差」が大きくなり、蒸気タービン１０３の運転継続に大きな支障を生じる。

ここで、ＳＴ冷却停止と表裏の関係にあるコールド起動について触れておく。発電プラントのコールド起動では、冷機状態の蒸気タービン１０３に対し、いきなり高温の主蒸気Ａ２で通気（起動）を行うと、熱膨張による過大な熱応力やタービン伸び差という問題が生じる。よって、このような過激な起動法は厳禁されている。すなわち、蒸気タービン１０３の運転にとって、熱い主蒸気Ａ２で急速加熱することも、冷たい主蒸気Ａ２で急速冷却することも好ましくない。但し、加熱と冷却は真逆の現象なので、熱応力（値）やタービン伸び差（値）の極性即ちプラス／マイナスは反転した値として現われる。

話をＳＴ冷却停止の温度マッチング制御に戻す。蒸気タービン１０３が好ましくない運転に陥らないように、温度マッチング制御は、ガスタービン排ガスＡ１を約５５０℃から４００℃に向けて約２時間の緩慢な降下レートでゆっくりと低減する（２時間以上とするケースも多く見受けられる）。主蒸気Ａ２の温度も、ほぼこの降下レートに沿うように冷却される。

ここで指摘されるのは、ＳＴ冷却期間中に蒸気タービン１０３は凡そＳＴ負荷３０％乃至４０％の比較的高負荷で運転されることである。同冷却停止中のガスタービン１０２は凡そ極低のＧＴ負荷１０％であるにも係わらず、圧縮機１０７を駆動するための燃料１１６も供給される。そのため、ガスタービン１０２は極低負荷でも、排熱回収ボイラ１０４は相当な流量の主蒸気Ａ２を発生させる。この理由によりＳＴ負荷は比較的高くなるのだが、第２実施形態はこの事象に着目する実施形態であり、後ほど詳述する。

主蒸気Ａ２が冷却されるので、これに駆動される蒸気タービン１０３の内部部材も冷却されていく。温度センサＴＳ－１が計測するＳＴ第１段内面メタル部は部材温度を監視する代表点であり、この温度も次第に低下していく。蒸気タービン１０３は厚い部材で構成されているので、冷却蒸気（すなわち駆動蒸気）が部材の表面を冷却しても、部材内部まで冷却されるのには時間を要する。そしてＳＴ第１段内面メタル部が４３０℃の温度まで低下したとき、ＳＴ冷却停止は完了と判断され蒸気タービン１０３をトリップ（完全停止）する。

（４）従来技術の問題
上述のＳＴ冷却停止では、主蒸気Ａ２の温度冷却に際し、緩慢で慎重な降下レートを選択しているにも係わらず、蒸気タービン１０３に大きなタービン伸び差が生じる。

ここで、タービン伸び差について簡単に説明する。蒸気タービン１０３では、ケーシング１０３ｂ内を車軸であるロータ１０３ａが貫いている。ロータ１０３ａおよびケーシング１０３ｂが駆動蒸気により加熱されるとき、ケーシング１０３ｂの長手方向には熱膨張による‘伸び’が生じ、ケーシング１０３ｂが長くなる。同様に、ロータ１０３ａの長さ方向にも熱膨張による‘伸び’が生じ、ロータ１０３ａが長くなる。両者は異なる長さ・度合いで熱膨張するので、両者間には伸びの偏差が存在する。これが「タービン伸び差」であり、略して「伸び差」とも呼ばれる。

本実施形態ではこれとは逆にＳＴ冷却停止中に駆動蒸気による冷却を受ける。よって、ケーシング１０３ｂとロータ１０３ａは異なる度合いで熱収縮して‘短くなる’ので、やはり伸び差が生じる。これら伸び差は、いわゆるタービン監視計器の一種であり、渦電流による計測原理を用いた伸び差計により計測される（図示されない）。蒸気タービンの運転においては、この伸び差は必然的に生じる。そのため、想定内の伸び差は設計上に折り込み済であって、従って通常の起動・停止では運転上での支障は生じない。しかし、過去のＳＴ冷却停止では、想定された数値より伸び差が大きくなるケースがある。この場合は、ロータ１０３ａ（回転部）とケーシング１０３ｂ（静止部）とで摩擦・接触等が生じるおそれが増すので、保安上、冷却完了前に蒸気タービン１０３は緊急停止される。

この場合、蒸気による冷却を受けて、ロータ１０３ａの熱収縮は速くなる（ロータ１０３ａは速く短くなる）のに対し、ケーシング１０３ｂの熱収縮は遅くなり、時間と伴に伸び差が拡大していく。これはロータショート現象と呼ばれる。

なお、一般に蒸気タービンの容量、構成、製造方法は多種多様である。蒸気タービンのモデル機種の中には、上記の手順に順じてＳＴ冷却停止を行っても、ロータショート現象は殆ど生じず（あるいは想定内の範囲に収まり）、ＳＴ冷却に何ら問題の生じないモデル機種もある。伸び差の小さいモデル機種を「白」とし、伸び差の大きいモデル機種を「黒」とするならば、この白黒間にはさまざまな階調のグラデーションを持った灰色機種が存在する。これら多様な色調が示唆するのは、ロータショート現象の複雑さであり、その原因究明の困難さであり、その対策は試行錯誤的なアプローチとなる。

よって、試運転等のＳＴ冷却停止試行で大きな伸び差が観測された場合は、ロータショート現象を緩和するための調整・チューニングが施される。例えば排ガスＡ１を約５５０℃から４００℃に向け降下させる時間を５時間に延長するなどの更に遅い降下レートにして、主蒸気Ａ２の冷却速度を落とす。あるいはＳＴ冷却停止完了の目標値である４３０℃そのものを、例えば４８０℃の温度に妥協する等の処置が採られてきた。

しかし、前者の対策では、ＳＴ冷却停止の完了が遅くなり、非経済的なガスタービン運転（燃料１１６の殆どが発電に貢献せず、圧縮機１０７の駆動に費やされる）が長時間に渡り継続してしまう。一方、後者の対策では、分解・開放までの待ち時間が長くなってしまう。いずれにしても、従来技術で問題が生じた場合は、排ガスＡ１や主蒸気Ａ２やメタル部材の温度という、温度に係る領域での対策・調整に限定されていた。試運転期間内でのこの調整作業は大きな負担であった。

（５）ＳＴ負荷と伸び差
これに対し、第２実施形態では、「ＳＴ負荷」の領域に係る対策を施した新しいＳＴ冷却停止を提供する。上述のように、ロータ１０３ａの熱収縮が速くなり、ケーシング１０３ｂでは熱収縮が遅くなり、伸び差が大きくなるロータショート現象が、伸び差問題の原因とされる。これは、ボリュームの小さいロータ１０３ａが速く熱収縮し、ボリュームの大きいケーシング１０３ｂが遅く熱収縮することが原因である。駆動蒸気（以下「冷却蒸気」と呼ぶ）の流量が多いと、ボリュームの小さいロータ１０３ａがより急速に熱収縮し、ボリュームの小さいロータ１０３ａとボリュームの大きいケーシング１０３ｂとの熱収縮との差が拡大し、よりロータショート現象が助長されると予想される。そこで本実施形態では、冷却蒸気量（ＳＴ負荷）を低減させることで、ロータ１０３ａとケーシング１０３ｂの熱収縮の速度差を緩和することを図る。

これが効果的と考える根拠の１つは、従来技術によるＳＴ冷却停止では、ＳＴ負荷３０％乃至４０％の高いＳＴ負荷で冷却を実施しているからである。この背景には、ＳＴ冷却停止中は、ガスタービン１０２は凡そ１０％程度のＧＴ負荷が保持されており、更にガスタービン１０２には電力発生分に加えて圧縮機１０７を駆動するための燃料１１６が供給されているため、ＧＴ負荷１０％の極低負荷でも排熱回収ボイラ１０４は相当な流量の主蒸気Ａ２を発生させることがある。このようなヒートバランス下で比較的高流量の主蒸気Ａ２で駆動される結果、蒸気タービン１０３は比較的高いＳＴ負荷３０％乃至４０％で冷却が行われる。

なお、より正確にいうと、ＳＴ冷却停止中は蒸気タービン１０３の定格１００％負荷に対する３０％乃至４０％程度の高負荷が維持される。当該ＳＴ負荷数値に‘乃至’の文言が付されているのは、主蒸気Ａ２が高温状態のＳＴ冷却停止開始時では負荷４０％、主蒸気Ａ２の冷却時には負荷は３０％に低減するからである。

本実施形態の効果を示唆する二つ目の根拠は、上述したタービン起動時のコールド起動である。参考になるのが、ＳＴ負荷を発電機ＭＷとして単独に検知できる汽力ボイラ発電プラント等の蒸気タービンの事例である。ＳＴ負荷の大小に係る議論は、汽力ボイラ発電プラントにおけるコールド起動の事例を参考にする。

冷機状態の蒸気タービンに対しては、充分な高温である主蒸気で通気（起動）を行い、タービン昇速を行う。そしてタービン回転数が系統グリッドの周波数に一致して、発電機遮断器を入り（並列）がなされた後、ＳＴ負荷は初負荷（一般的には５％負荷）に上昇する。しかしコールド起動では初負荷到達後の直後からいきなり高負荷に向けての負荷上昇は行なわない。初負荷到達後は「初負荷ヒートソーク」と称して、ＳＴ負荷５％の極低負荷運転を凡そ９０分前後のオーダーで継続維持する。

この初負荷ヒートソークの負荷保持は、熱膨張が引き起こす可能性のある大きな熱応力や大きな伸び差（熱膨張時では逆のロータロング現象に起因）に配慮したものである。簡単に言えばタービン熱膨張に備えて、コールド起動ではＳＴ負荷５％での慣らし運転が配慮されているのである。翻ってＳＴ冷却停止のタービン熱収縮では、その６倍から８倍に相当するＳＴ負荷３０％乃至４０％でのタービン冷却が従来行われている。ＳＴ冷却停止とコールド起動では、前者は停止であり後者は起動である等、諸般の運転条件が異なる。しかし、趨勢的に数倍の高いＳＴ負荷を見直し、伸び差の緩和対策とすることは合理的な措置と言えよう。

具体的には第２実施形態は、ＳＴ負荷１０％の低負荷によるＳＴ冷却停止を採用する。ＳＴ冷却停止中のＧＴ負荷１０％は既に下限にあり、これ以下に負荷降下して主蒸気Ａ２を減らすことはできない。そのため、ＳＴ負荷１０％を実現するためにはタービンバイパス弁１０９を開弁することが必要となる。

このＳＴ負荷１０％を選定する根拠は、コールド起動でのＳＴ負荷５％を参考に、従来技術におけるＳＴ負荷４０％の１／４であるＳＴ負荷１０％を選定したものである。先に述べたように、ＳＴ負荷は駆動蒸気の流量に近似的に比例する（蒸気の圧力と温度条件が一定下）ので、概ね蒸気タービン１０３を通過するの冷却蒸気（駆動蒸気）の流量も従来１／４になる。またＳＴ負荷１０％であれば、ＳＴ冷却中にＭＣＶ弁１０５の開度が極端に微開（例えば３％以下）になり、トリップ保護を不要とすることができる。なお、ＳＴ負荷１０％は説明上の便宜にも配慮して選定する一例であり、この近傍のＳＴ負荷を選定してもよい。

（６）第２実施形態のプラント制御装置１０１ｂ
図４は、第２実施形態のプラント制御装置１０１ｂの構成を示す回路図である。

図４のプラント制御装置１０１ｂは、ＭＣＶ弁１０５の制御回路内に、ワンショットタイマー４００と、サンプルホールド４０１と、減算器４０２と、ＰＩＤコントローラ４０３と、比較器４６０と、設定器４６１とを備えている。図４のプラント制御装置１０１ｂはさらに、タービンバイパス弁１１９の制御回路内に、サンプルホールド４２０と、ワンショットタイマー４２１と、切替器４２２と、設定器４２３と、除算器４２４と、設定器４２５と、変化率制限器４２６と、設定器４２７と、減算器４２８と、減算器４４０と、設定器４４１と、除算器４４２と、開平器４４３と、設定器４４４と、除算器４４５と、乗算器４４６と、関数発生器４４７とを備えている。図４において、ＭＣＶ弁１０５の制御回路は第１弁制御部の例であり、タービンバイパス弁１１９の制御回路は第２弁制御部の例である。

図４における４００番台の各ブロックは、図２における参照番号が１００だけ小さい３００番台のブロックと対応している。例えば、図４のＰＩＤコントローラ４０３は、図２のＰＩＤコントローラ３０３と対応している。以下、図４の各ブロックについて、図２の対応ブロックとの相違点を中心に説明し、図２の対応ブロックとの共通点については説明を適宜省略する。

また、図４における信号Ｋ１～Ｋ７、Ｌ１～Ｌ８、Ｄ３～Ｄ４はそれぞれ、図２における信号Ｃ１～Ｃ７、Ｅ１～Ｅ８、Ｄ１～Ｄ２と対応している。また、図４における信号ＳＶ、ＰＶ、Δ３はそれぞれ、図２における信号ＳＶ、ＰＶ、Δ２と対応している。以下、図４の各信号について、図２の対応信号との相違点を中心に説明し、図２の対応信号との共通点については説明を適宜省略する。

第２実施形態のＳＴ冷却停止法は、高負荷からＳＴ負荷１０％にＳＴ負荷降下を行う必要がある。これは言い換えるなら、ＭＣＶ１０５弁を全開から１０％負荷相当の中間開度まで閉弁する操作が必要となる。

しかし、上述のように、ＭＣＶ１０５を「直接的」に閉弁制御を行うＳＴ負荷降下はうまくいかない。そこで第２実施形態は第１実施形態に倣って、これに準じた手段でこれらを克服して新しいＳＴ冷却停止の方法を実現する。簡単に言えば第１実施形態と同様のＳＴ負荷降下を行い、ＳＴ負荷１０％になったときに、ＳＴ負荷降下を中断する。このため図４の制御回路は図２の制御回路と類似したものとなる。具体的には、これらの回路の相違は、以下の第１の相違、第２の相違、第３の相違、第４の相違、および第５の相違の５つである。従って、図４の制御回路の構成および作用の詳細な説明は割愛し、これらの５つの相違を中心に以下説明する。但し、図４と図２との間では、上述のように信号の符号やブロックの番号が異なっている。図２の制御回路と図４の制御回路との間には、以下のような相違がある。

（６ａ）タービンバイパス弁１１９の流量制御
（第１の相違）
［図２の制御回路］
図２の設定器３２３には、０（零）が設定されている。これにより、最終的に駆動蒸気流量Ｃ６は０になる。

［図４の制御回路］
図４の設定器４２３は、図２の設定器３２３のカウンターパートである。図４の設定器４２３には、正の値であるＷ（ｔ／分）が設定されている。これにより、最終的に駆動蒸気流量Ｋ６はＷ（ｔ／分）になる。

Ｗ（ｔ／分）は、ＳＴ負荷１０％を出力する駆動蒸気流量Ｋ６であり、以下のように算出される。すなわち、主蒸気Ａ２の圧力および温度を概ね７ＭＰａおよび５５０℃と想定し、蒸気タービン１０３が７ＭＰａおよび５５０℃の駆動蒸気でＳＴ負荷１０％を出力する場合に必要となる駆動蒸気流量をヒートバランス（熱平衡）等に基づき算出する。これにより、Ｗ（ｔ／分）が算出される。

言い換えれば、Ｗ（ｔ／分）は、ＳＴ負荷１０％を駆動蒸気流量Ｋ６に換算した値である。よって、駆動蒸気流量Ｋ６をＷ（ｔ／分）に設定することで、ＳＴ負荷１０％を実現することができる。幸いなことにＳＴ負荷１０％の精度上の厳密さは求められず、５５０℃の温度は最終的には４００℃近傍に冷却される。そのときのＳＴ負荷は多少低下して例えばＳＴ負荷７％に低減するが、なんら深刻な問題は生じない。

本実施形態のタービンバイパス弁１１９の制御回路は、第１実施形態のそれと同様に、開度指令値Ｌ８によりタービンバイパス弁１１９を制御することで、蒸気タービン１０３の負荷（ＳＴ負荷）を「所望するＳＴ負荷」へと変化させる。第１実施形態の「所望するＳＴ負荷」は、設定器３２３の値「０」に対応する０％なのに対し、本実施形態の「所望するＳＴ負荷」は、設定器４２３の値「Ｗ（ｔ／分）」に対応する１０％である。本実施形態の「所望するＳＴ負荷」は、正の値となっている。この「所望するＳＴ負荷」は、所定の負荷の例であり、そのさらなる詳細については後述する
（第２の相違）
［図２の制御回路］
図２のワンショットタイマー３２１は「停止時ＧＴホールド負荷」Ｄ１信号と接続されている。

［図４の制御回路］
図４のワンショットタイマー４２１は「冷却停止時ＧＴ極低温度開始」Ｄ３信号と接続されている。

（６ｂ）ＭＣＶ弁１０５の圧力制御
（第３の相違）
［図２の制御回路］
図２のワンショットタイマー３００は「停止時ＧＴホールド負荷」Ｄ１信号と接続されている。

［図４の制御回路］
図４のワンショットタイマー４００は「冷却停止時ＧＴ極低温度開始」Ｄ３信号と接続されている。

（第４の相違）
［図２の制御回路］
比較器３６０は、ＰＩＤコントローラ３０３から開度指令値Ｅ２を取得する。比較器３６０は、設定器３６１に設定された３％を設定値として取りこみ、開度指令値Ｅ２が３％より小さいとき、比較器３６０はＳＴトリップ指令Ｄ２をＯＮにする。

［図４の制御回路］
ＰＩＤコントローラ４０３から開度指令値Ｌ２を取得する比較器は存在せず、それに係るＳＴトリップ指令Ｄ２をＯＮにする回路も存在しない。

（第５の相違）
［図２の制御回路］
第１実施形態にはＳＴ第１段内面メタル部の温度センサＴＳ－１は存在せず、これらに係るＳＴトリップ指令をＯＮにする回路も存在しない。

［図４の制御回路］
比較器４６０は、ＳＴ第１段内面メタル部の温度センサＴＳ－１が計測するＳＴ第１段内面メタル温度Ｔ１を取得する。比較器４６０は、設定器４６１に設定された４３０℃を設定値として取りこむ。ＳＴ第１段内面メタル温度Ｔ１が４３０℃より低下したとき、比較器４６０は、ＳＴトリップ指令Ｄ４をＯＮにする。ＳＴトリップ指令Ｄ４は、図示されないＳＴトリップ電磁弁（トリップ機構）に接続されている。ＳＴトリップ指令Ｄ４がＯＮになると、ＭＣＶ弁１０５が全閉され、蒸気タービン１０３が停止する。

（７）第２実施形態によるＳＴ冷却停止の作用
発電プラント１００ｂにおいて、プラント制御装置は１０１ｂに内蔵される図４のタービンバイパス弁１１９の流量制御とＭＣＶ弁１０５の圧力制御を使用したＳＴ冷却停止の操作を説明する。

第２実施形態の発電プラント１００ｂは、従来技術の説明に引用した発電プラント１００ｃと同じ構成の一軸型コンバインドサイクルであり、これと同様に発電プラント１００ｂの蒸気タービン１０３は６００℃の高温の主蒸気Ａ２により駆動される。そしてこれにＳＴ冷却停止を施し、ＳＴ第１段内面メタル温度を４３０℃まで冷却することを数値的目標とする。

発電プラント１００ｂのＳＴ冷却停止を開始するときは、通常のＳＴ停止法（第１実施形態）と同じで、先ずはガスタービン１０２のＧＴ負荷降下から開始される。そしてガスタービン１０２の燃料調節弁１０６を徐々に閉弁し燃料１１６を低減させガスタービン１０２の負荷を「停止時ＧＴホールド負荷」まで降下させる。停止時ＧＴホールド負荷は、ガスタービン１０２の（定格１００％負荷に対する）凡そ１５％負荷相当の低負荷であるが、ガスタービン排ガスＡ１は依然として高温（約５５０℃）を有する。

そこで、ガスタービン制御では、前述した「冷却停止時ＧＴ極低温度」の制御が開始される。すなわちガスタービン１０２はＧＴ負荷１５％からＧＴ負荷１０％に向けＧＴ負荷降下されて、同負荷を維持した状態で圧縮機１０７の入口案内翼を開操作する温度マッチング制御が開始される。この手法により燃焼器１０８に多量の空気を流入させて、ガスタービン排ガスＡ１を約５５０℃近傍から２時間を掛けて、ほぼ一定の低下レートでゆっくりと４００℃に低下させる。このガスタービン排ガスＡ１の温度低下に伴い、主蒸気Ａ２の温度もほぼ同じ低下レートにより２時間を掛けて４００℃近傍に向けてゆっくりと冷却される。

以上のガスタービン１０２の制御や、それにより冷却される主蒸気Ａ２の温度低下は、従来技術によるＳＴ冷却停止の場合と同じ操作、同じ現象、同じ挙動である。

図４のタービンバイパス弁１１９の流量制御では、「冷却停止時ＧＴ極低温度」の制御が開始されたことを検知すると、「冷却停止時ＧＴ極低温度開始」Ｄ３がＯＮして、ワンショットタイマ４２１のワンショット信号Ｋ２がＯＮする。サンプルホールド４２０にはその瞬間に計測された主蒸気流量Ｆ１が主蒸気流量メモリ値Ｋ３として記憶され、切替器４２２の出力であるタービン目標流量Ｋ４も主蒸気流量メモリ値Ｋ３となる。そのとき変化率制限器４２６の出力である駆動蒸気流量Ｋ６はほぼ瞬時に主蒸気流量メモリ値Ｋ３に到達する（なぜならＡＣＣＥＬは９９９９９ｔ／分^２の極大レートのため）。

ワンショット信号Ｋ２は、ＯＮした１秒後にＯＦＦするので、切替器４２２が出力するタービン目標流量Ｋ４は１秒後に設定器４２３に設定されているＷ（ｔ／分）になる。

そのとき、駆動蒸気流量Ｋ６は、変化率制限器４２６の作用により、主蒸気流量メモリ値Ｋ３の値からＷ（ｔ／分）に向かって低減レートのＤＥＣＥＬで低減する。この場合のＤＥＣＥＬは、除算器４２４が主蒸気流量メモリ値Ｋ３を１０で除算して演算した流量低減レートＫ５なので、駆動蒸気流量Ｋ６は、主蒸気流量メモリ値Ｋ３から１０分を掛けてＷ（ｔ／分）に向けて一定レートで低減する。そして減算器４２８は、主蒸気流量Ｆ１から変化率制限器４２６からの駆動蒸気流量Ｋ６を減算してバイパス蒸気目標流量Ｋ７を出力する。

最初、「冷却停止時ＧＴ極低温度開始」Ｄ３がＯＮに転じた瞬間は、主蒸気流量Ｆ１の計測値は主蒸気流量メモリ値Ｋ３であり、駆動蒸気流量Ｋ６も主蒸気流量メモリ値Ｋ３である。そのため、減算器４２８は等量のメモリ値Ｋ３同志を減算するので、バイパス蒸気目標流量Ｋ７は０（零）であり、タービンバイパス弁１１９の開度Ｌ８も０（全閉）である。従ってそれ以前と同様に主蒸気流量Ｆ１の全量はＭＣＶ弁１０５を通過している。

しかしその後の駆動蒸気流量Ｋ６は、１０分の間、流量低減レートＫ５の一定レートで低減する。逆に減算器４２８からは流量低減レートＫ５のレート（極性は逆のプラス）で増加するバイパス蒸気目標流量Ｋ７が増加するに従い、タービンバイパス弁１１９の開度Ｌ８は、上記式（８）に従って次第に開弁していく。なお、式（８）に係る制御回路と機能は、図２（第１実施形態）と同様であり、図４の説明からは省略する。

蒸気タービン１０３に流入する蒸気量とは、計測された主蒸気流量Ｆ１からバイパス蒸気（Ｆ_Ａ４）を減算した残余である。そのため、ＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量（Ｆ_Ａ３）は、主蒸気流量メモリ値Ｋ３から１０分をかけてＷ（ｔ／分）に低減していき、１０分経過以後もＷ（ｔ／分）に維持される。ここにＷ（ｔ／分）とはＳＴ負荷１０％を出力する駆動蒸気流量であるから、「冷却停止時ＧＴ極低温度開始」Ｄ３がＯＮして１０分経過した時点で蒸気タービン１０３はＳＴ負荷１０％に到達する。

ここで注意すべきは、当該１０分を経過した後では、タービンバイパス弁１１９の開度Ｌ８は徐々にその開度を低下させていく制御が働き、この作用がＭＣＶ流入蒸気Ａ３をＷ（ｔ／分）に保持するということである。なぜならその後「冷却停止時ＧＴ極低温度」の制御中では２時間を掛けて排ガスＡ１の温度が低下する間に、主蒸気Ａ２の流量も多少低減していく。すなわち、主蒸気流量Ｆ１は低下していくから、主蒸気流量Ｆ１からＷ（ｔ／分）を減算して生成されるバイパス蒸気目標流量Ｋ７も徐々に低減し、タービンバイパス弁１１９の開度Ｌ８は徐々にその開度を低下されていく。

一方、発電プラント１００ｂのＭＣＶ弁１０５の圧力制御は以下のように作用する。

「冷却停止時ＧＴ極低温度開始」Ｄ３がＯＮに転じる前、ＭＣＶ弁１０５は全開で、タービンバイパス弁１１９は全閉しており、そのとき蒸気タービン１０３は約ＳＴ負荷４０％を有する。「冷却停止時ＧＴ極低温度開始」Ｄ３がＯＮに転じた後、前記のプロセスを経てタービンバイパス弁１１９の開弁が開始されて、バイパス蒸気目標流量Ｋ７が復水器１１３に流出すると、その分だけ主蒸気圧力Ｐ１を減圧させ、ドラム１１０の内部圧力が減圧してドラム１１０の水位が不安定になる。

そこで、サンプルホールド４０１は、「冷却停止時ＧＴ極低温度開始」Ｄ３がＯＮに転じた瞬間の、すなわちタービンバイパス弁１１９の開弁が起こる直前の、主蒸気圧力Ｐ１を記憶してＳＶ値を生成する。このように圧力制御の設定値がＳＶ値として与えられた状態でタービンバイパス弁１１９の開弁が開始されると、復水器１１３にバイパス蒸気目標流量Ｋ７が逃げて主蒸気圧力Ｐ１が減圧する。その結果、すぐさま主蒸気圧力Ｐ１＜ＳＶ値の大小関係が成立して、ＰＩＤコントローラ４０３は主蒸気圧力Ｐ１をＳＶ値に保つようにＭＣＶ弁を開度Ｌ２に閉弁操作して、圧力の減圧を回避する。

タービンバイパス弁１１９の開度Ｌ８が大きくなるにしたがって、復水器１１３に逃げるタービンバイパス蒸気Ａ４の流量（Ｆ_Ａ４）も大きくなり、圧力保持のためにＭＣＶ弁１０５の開度Ｌ２は徐々に絞られる。開度Ｌ２が絞られるにつれてＳＴ負荷は低下していき「冷却停止時ＧＴ極低温度」Ｄ３がＯＮして１０分経過した時点でＳＴ負荷１０％に到達する。上述のように、ＳＴ負荷１０％のときＭＣＶ流入蒸気Ａ３の流量（Ｆ_Ａ３）はＷ（ｔ／分）である。

このＳＴ負荷４０％からＳＴ負荷１０％に低下する間の１０分では、短時間のために主蒸気Ａ２の温度は殆ど低下せず、凡そ５５０℃の高温が保持されながらＳＴ負荷１０％に到達する。その後、１１０分（２時間から１０分を差し引いた時間）の間に、主蒸気Ａ２の温度は４００℃近傍に向けてゆっくりと冷却される。

本冷却の過程で駆動蒸気流量はＷ（ｔ／分）が維持される。しかし、蒸気温度低下のためＳＴ負荷は徐々に低下し、主蒸気Ａ２の温度が４００℃近傍まで冷却された時点では、ＳＴ負荷は約７％程度にまで低下する。換言すれば、本実施形態ではＳＴ負荷７％乃至１０％によるＳＴ冷却停止を実現し、従来技術のＳＴ負荷３０％乃至４０％より圧倒的な低負荷でのＳＴ冷却停止方法が実現する。

この低負荷では、冷却蒸気（ＭＣＶ流入蒸気Ａ３）の流量が従来技術の凡そ１／４まで低減する。そのため、この少量の冷却蒸気量によりロータ１０３ａの熱収縮の速度を緩くすることが期待できる。従ってロータ１０３ａとケーシング１０３ｂ間の熱収縮の大きな差を解消してロータショート現象を緩和し、伸び差の問題を生じさせることなく蒸気タービン１０３を冷却することができる。

先に述べたとおり、本実施形態のガスタービン排ガスＡ１の温度低下や主蒸気Ａ２の温度低下の制御は、従来技術と同様に行われる。主蒸気Ａ２（冷却蒸気）の温度が低下するのに従い、すこし時間遅れを伴いながらＳＴ第１段内面メタル温度もそれに追従して低下していく。しかし、冷却蒸気の流量は凡そ１／４になったので、ＳＴ第１段内面メタル温度Ｔ１が４３０℃に低下するまで従来技術により多少遅くなる。しかし、これは伸び差対策の対価・代償であり、以て瞑すべし瑕瑾と言えよう。

比較器４６０はＳＴ第１段内面メタル温度Ｔ１が４３０℃より低下したことを判断し、ＳＴトリップ指令Ｄ４をＯＮにする。これはトリップ機構であるＳＴトリップ電磁弁（図示されない）に伝えられ、ＭＣＶ弁１０５は即時に全閉される。その結果、蒸気タービン１０３はＳＴトリップ（完全停止）となり、ＳＴ冷却停止は完了する。

なお、第１実施形態では蒸気タービン１０５へのショックに配慮し、ＭＣＶ弁の開度が３％以下になってからＳＴトリップを実施している。一方、本実施形態では約ＳＴ負荷７％の充分な極低負荷状態にあるので、ＭＣＶ弁１０５の開度３％以下を確認することなくＳＴトリップを行うことで問題は生じない。その後の発電プラント１００ｂのプラント停止は第１実施形態と同様なので、説明は割愛する。

もしもＳＴ負荷１０％によるＳＴ冷却停止試行においても依然として大きな伸び差が観測された場合は、冷却蒸気量を更に絞り、例えばＳＴ負荷６％にしてＳＴ冷却停止を行うことも可能である。その場合は図４の設定器４２３には、ＳＴ負荷１０％を出力する駆動蒸気流量（＝Ｗ（ｔ／分））に替わり、ＳＴ負荷６％を出力する駆動蒸気流量を設定すればよい。

すなわち、本実施形態では、タービンバイパス弁１１９が全閉状態（従来技術）におけるＳＴ負荷３０％乃至４０％より小さい任意のＳＴ負荷でＳＴ冷却停止を行うことができる。但しあまりにＳＴ負荷が小さいとＭＣＶ弁１０５が微開（概ね開度３％またはそれ以下）となり長時間これが継続すると弁体を損傷するので、この点に配慮する必要がある。

いずれにしても前記「さまざまな階調のグラデーション」に象徴されるロータショート現象の複雑さ・多様性に対しては、従来より実施されてきた排ガスＡ１や主蒸気Ａ２の温度の領域での調整に加えて、本実施形態による冷却蒸気量（ＳＴ負荷）による対策をうまく組み合わせて実施することが現実的であろう。

（８）第１および第２実施形態の考察
以下、第１および第２実施形態の詳細を整理する。

商用運転中すなわち通常運転中における発電プラントは、系統グリッドへの電力需給関係に基づき、発電プラントの負荷（発電機ＭＷ）が厳密に負荷制御されている。一軸型コンバインド発電プラント１００ａ／１００ｂにおいては、燃料調節弁１０６を調整することで、コンバインド負荷が制御される（高効率を確保するためＭＣＶ弁１０５は１００％全開しており調整の余地はない）。コンバインド負荷におけるＧＴ負荷とＳＴ負荷の分担比率は特別に意識されることはなく、制御される対象でもない。従って蒸気タービン単独のＳＴ負荷を制御しようとするニーズ・需要は、一軸型コンバインドにおいては従来無かった。更に技術的には、蒸気タービン単独の発電機ＭＷが不明（一軸型コンバインドでは計測不能）という高い障壁があり、これを実現する技術はこれまで存在しなかった。

しかし多様なプラント運転方法に改善の目を向けたとき、例えば第２実施形態では伸び差問題の対策として、ＳＴ冷却停止を行う際のＳＴ負荷に注文を付けたいというニーズが浮かび上がる。

これらを背景として、第１および第２実施形態は、ＳＴ単独の発電機ＭＷが判らないという状況下で、いかにして「所望するＳＴ負荷」を獲得するかとの課題に応えている。この場合の「所望するＳＴ負荷」は、第２実施形態では、ＳＴ冷却が行われるＳＴ負荷１０％である。第１実施形態では、蒸気タービン１０３を完全停止するのだから、「所望するＳＴ負荷」とはＳＴ負荷０（零）である。

そして両実施形態ともに、いきなりＳＴ負荷を「所望するＳＴ負荷」に急降下させて運転状態を突変させると、蒸気タービン含む発電プラント全体に衝撃を与え、無理な運転を強いることになる。そこで、両実施形態では、現状のＳＴ負荷から一定レートで徐々にこれを低減しながら、最終的にＳＴ負荷１０％や０（零）に降下する。従って、これら連続的に変化する途中の各ＳＴ負荷は全て「所望するＳＴ負荷」に該当する。しかし典型的で判り易い「所望するＳＴ負荷」を選ぶならば、第２実施形態のＳＴ負荷１０％がその代表であり、以下の文脈において「所望するＳＴ負荷」とはＳＴ負荷１０％のことを指す。

さて「所望するＳＴ負荷」の獲得、すなわちＳＴ負荷の調整は、従来であれば（例えば汽力ボイラ発電プラントにおける蒸気タービンでは）、ＭＣＶ弁１０５が蒸気タービン内を通過する駆動蒸気の流量を調整してＳＴ負荷制御の主役を担う。その前提には発電機ＭＷが計測され、これをＰＶ値にするフィードバック制御のＳＴ負荷制御が適用できるということがある。

しかしＳＴ単独の発電機ＭＷが判らないという一軸型コンバインドにおいて、第１および第２実施形態は、ＳＴ負荷（発電機ＭＷ）と蒸気タービン内を通過する駆動蒸気流量が概ね比例するという熱力学の性質を利用し、「所望するＳＴ負荷」を駆動蒸気流量に換算する。そして従来のＳＴ負荷制御の主役であったＭＣＶ弁１０５に替わり、本実施形態はタービンバイパス弁１１９が蒸気流量を調整して「所望するＳＴ負荷」に対して余分となる蒸気量を復水器に逃がす方式を採用する。この方式を採用する理由は、ＭＣＶ弁１０５を直接的に閉弁制御していては、それと協調のとれたタービンバイパス弁１１９の開弁が難しいからである。

この難しさについては、比較例のＳＴアンローディングに係る問題で具体的に説明されている。その内容を端的に言えば、それはタービンバイパス弁を“過不足なく”あるいは“適切なレートで”開弁することの難しさである。例えば、タービンバイパス弁１１９が全閉状態にある状態から、圧力制御により同弁を適切に開弁させることは、一般的に考えられているよりもはるかに困難である。

よって、これらの実施形態のもうひとつの課題を挙げるならば、それはタービンバイパス弁１１９の好適な開弁方法の提供である。これらの実施形態では、従来の圧力制御と流量制御の担当を入替えて、一般に圧力制御が適用されるタービンバイパス弁１１９が流量制御（ＳＴ負荷制御）を担い、それに伴う圧力変動はＭＣＶ弁１０５の圧力制御が吸収している。ＭＣＶ弁１０５は、この圧力制御を介して間接的に閉弁操作が行われ、従来の主従関係が逆転しているのである。

ここで「所望するＳＴ負荷」を駆動蒸気流量に換算したことがもたらす別の利得を指摘する。それは、本換算によりこの方式が可能になるということ、つまり本来、電気（電力）の物理量であるＳＴ負荷を駆動蒸気流量に換算したおかげで、蒸気量を取扱うタービンバイパス弁１１９がＳＴ負荷の制御に介入できるのである。

以上を総括すれば、ＳＴ単独の発電機ＭＷが判らない一軸型コンバインドにおいて「所望するＳＴ負荷」を獲得するには、タービンバイパス弁１１９が「所望するＳＴ負荷」に対して余分となる蒸気量を復水器１１３に逃がすのが洗練され且つ実用的な手法となる。なお、このときにポイントとなるのが、余分となる蒸気量を復水器１１３に一定レートで徐々に逃がすことである。

さて以下、別の観点より第１および第２実施形態に備わる実用性につき解説する。

これらの実施形態は、「所望するＳＴ負荷（発電機ＭＷ）」と駆動蒸気流量とが概ね比例関係にあることに立脚すると既に述べた。この比例関係はあくまで近似であって、精度的は「所望するＳＴ負荷」と実際に実現するＳＴ負荷の間には誤差を生じる。

これを改善するためには、駆動蒸気の流量のみならず、駆動蒸気の温度および圧力も使用すれば、より高い精度を得ることができる。例えば、第２実施形態の設定器４２３に設定する固定値のＷ（ｔ／分）に替わり、計測された主蒸気Ａ２の温度および圧力に基づいて、駆動蒸気流量を設定してもよい。具体的には、このような温度および圧力を有する駆動蒸気でＳＴ負荷１０％を出力するときに必要となる駆動蒸気流量（変数）をヒートバランスに基づいて算出して、駆動蒸気流量をこの算出値に設定すれば、より良い精度が確保される。

しかし、この補正でも精度的に誤差を有することは否めず、正確にＳＴ負荷１０％を実現することは叶わない。高い精度を得るために注入したコスト（費やした労力や複雑な計算の導入）が、どれだけの精度向上（効果）をもたらすのかについては、実際のＳＴ単独の発電機ＭＷが判らない以上は確認のしようがなく、注入したコストの妥当性は評価できない。

このような事由もあり、これらの実施形態における「所望するＳＴ負荷」は、駆動蒸気流量で近似された負荷となっている。このような近似は、これらの実施形態にロバスト性（頑強性）と高い実用性をもたらす。例えばＳＴ冷却停止時のＳＴ負荷１０％は、従来技術におけるＳＴ負荷４０％の１／４であることが選定の根拠であり、伸び差問題を解消するために理論的に導き出されたＳＴ負荷の値ではない。これは、伸び差の発生メカニズムが複雑であるという技術的限界にも起因している。これらの実施形態では、凡そ１／４に低減された冷却蒸気が効果を発揮して、伸び差問題が解消すればよいという実用性が重視されている。

換言すれば、ＳＴ負荷１０％はあくまで目安であり、高い精度でＳＴ負荷１０％を追求する必要はない。見方を変えれば、「所望するＳＴ負荷」の実現に高い精度を要求されないプラント停止方法に適用対象を見出したことに、これらの実施形態の着眼があるとも言える。この点、通常運転中の発電プラントは、定められた電力量（ＳＴ負荷）を生み出し送電する社会インフラとしての使命を有し、そこには近似とか誤差が許容される余地は少ない。ここの扱いが、プラント停止と大きく相違するのである。

（９）再熱蒸気タービンとカスケードバイパスの場合
第１および第２実施形態は、非再熱型の蒸気タービン１０３の事例である。しかし一軸型コンバインドサイクル発電プラントは、排熱回収ボイラ内に再熱器を備え、且つ、蒸気タービンとして高圧タービン、中圧タービン、および低圧タービンを備えている場合がある。すなわち、当該蒸気タービンは、３圧方式により構成される再熱式蒸気タービンである場合がある。これらの実施形態は、再熱型蒸気タービンにも適用可能であり、この点に関して以下で補足する。

再熱式における高圧タービンをバイパスする高圧タービンバイパス系統は、主に２つのタイプが知られている。

第１のタイプは、高圧タービンバイパス弁の通過蒸気を直接に復水器に導くタイプである。このタイプでは、高圧タービンと高圧タービンバイパス弁との関係が、第１および第２実施形態の蒸気タービン１０３とタービンバイパス弁１１９との関係と同じである。そのため、両実施形態の制御回路をそのまま第１のタイプに適用することができる。

第２のタイプは、カスケードバイパス系統と呼ばれるタイプである。このタイプでは、高圧タービンバイパス弁を通過した蒸気は、再熱器の入口部（高圧タービンの排気部）に導かれ、再熱器を通過した後、再熱器の出口部から分岐される中圧タービンバイパス弁により復水器に導かれる。この中圧タービンバイパス弁は、再熱器内圧力を一定にする圧力制御により開弁操作される。従って、両実施形態のタービンバイパス弁１１９の制御を高圧タービンバイパス弁に適用すれば、高圧タービンバイパス弁の通過蒸気は再熱器の器内圧力を上昇させて、この圧力上昇を相殺するように中圧タービンバイパス弁は開弁操作される。この結果、余剰の蒸気量が復水器に導かれる。以上の作用により、第１および第２実施形態はカスケードバイパス系統にも適用できる。

以上のように、第１および第２実施形態によれば、一軸型コンバインドサイクルにおける蒸気タービン１０３を適切に停止することが可能となる。

以上、いくつかの実施形態を説明したが、これらの実施形態は、例としてのみ提示したものであり、発明の範囲を限定することを意図したものではない。本明細書で説明した新規な装置、方法、およびプラントは、その他の様々な形態で実施することができる。また、本明細書で説明した装置、方法、およびプラントの形態に対し、発明の要旨を逸脱しない範囲内で、種々の省略、置換、変更を行うことができる。添付の特許請求の範囲およびこれに均等な範囲は、発明の範囲や要旨に含まれるこのような形態や変形例を含むように意図されている。

１００、１００ａ、１００ｂ：コンバインドサイクル発電プラント、
１０１、１０１ａ、１００ｂ：プラント制御装置、
１０２：ガスタービン、１０３：蒸気タービン、１０３ａ：ロータ、
１０３ｂ：ケーシング、１０４：排熱回収ボイラ、１０５：ＭＣＶ弁（加減弁）、
１０６：燃料調節弁、１０７：圧縮機、１０８：燃焼器、１０９：蒸発器、
１１０：ドラム、１１１：過熱器、１１２：蒸気配管、１１３：復水器、
１１４：循環水ポンプ、１１５：海水、１１６：燃料、
１１７：主配管、１１８：バイパス配管、１１９：タービンバイパス弁、
１２０：発電機、１２１：発電機遮断器、１２２：系統グリッド、
２００：切替器、２０１：設定器、２０２：設定器、２０３：変化率制限器、
２０４：設定器、２０５：比較器、２０６：設定器、
２１０：サンプルホールド、２１１：減算器、
２１２：ＰＩＤコントローラ、２１３：ワンショットタイマー、
３００：ワンショットタイマー、３０１：サンプルホールド、
３０２：減算器、３０３：ＰＩＤコントローラ、
３２０：サンプルホールド、３２１：ワンショットタイマー、３２２：切替器、
３２３：設定器、３２４：除算器、３２５：設定器、
３２６：変化率制限器、３２７：設定器、３２８：減算器、
３４０：減算器、３４１：設定器、３４２：除算器、
３４３：開平器、３４４：設定器、３４５：除算器、
３４６：乗算器、３４７：関数発生器、
３６０：比較器、３６１：設定器、
４００：ワンショットタイマー、４０１：サンプルホールド、
４０２：減算器、４０３：ＰＩＤコントローラ、
４２０：サンプルホールド、４２１：ワンショットタイマー、４２２：切替器、
４２３：設定器、４２４：除算器、４２５：設定器、
４２６：変化率制限器、４２７：設定器、４２８：減算器、
４４０：減算器、４４１：設定器、４４２：除算器、
４４３：開平器、４４４：設定器、４４５：除算器、
４４６：乗算器、４４７：関数発生器、
４６０：比較器、４６１：設定器、
ＭＷ－Ｔｒ：ＭＷトランスデューサ、ＦＳ－１：流量センサ、
ＰＳ－１：圧力センサ、ＰＳ－２：圧力センサ、ＴＳ－１：温度センサ

Claims (15)

1. ガスタービンと、
   前記ガスタービンからの排ガスの熱を用い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により生成された前記蒸気により駆動される蒸気タービンと、
   前記ガスタービンおよび前記蒸気タービンにより駆動される発電機と、
   前記排熱回収ボイラにより生成された前記蒸気を搬送する第１流路と、
   前記第１流路から前記蒸気タービンに前記蒸気を搬送する第２流路と、
   前記第１流路から前記蒸気タービンをバイパスして前記蒸気を搬送する第３流路と、
   前記第１流路内の前記蒸気に関する値を計測する少なくとも１つの計測器と、
   前記第２流路に設けられた第１弁と、
   前記第３流路に設けられた第２弁と、
   を備える発電プラントを制御するプラント制御装置であって、
   前記計測器により計測された前記値に基づいて前記第２弁を制御することで、前記蒸気タービンの負荷を所定の負荷へと変化させる第２弁制御部と、
   前記第２弁が前記第２弁制御部により制御される場合に前記第１弁を制御することで、前記蒸気タービンを停止する第１弁制御部と、
   を備えるプラント制御装置。
2. 前記発電プラントは、前記発電機の電力を計測する電力計測器をさらに備え、
   前記第２弁制御部は、前記電力計測器により計測された前記電力に基づかずに前記第２弁を制御することで、前記蒸気タービンの負荷を前記所定の負荷へと変化させる、請求項１に記載のプラント制御装置。
3. 前記計測器は、前記第１流路内の前記蒸気の流量を計測する流量計測器と、前記第１流路内の前記蒸気の圧力を計測する圧力計測器とを含み、
   前記第２弁制御部は、前記流量計測器により計測された前記流量および前記圧力計測器により計測された前記圧力に基づいて前記第２弁を制御することで、前記蒸気タービンの負荷を前記所定の負荷へと変化させる、請求項１または２に記載のプラント制御装置。
4. 前記第１弁制御部は、前記圧力計測器により計測された前記圧力に基づいて前記第１弁を閉弁することで、前記蒸気タービンを停止する、請求項３に記載のプラント制御装置。
5. 前記所定の負荷は、ゼロである、請求項４に記載のプラント制御装置。
6. 前記発電プラントは、前記蒸気タービンのロータの温度を計測する温度計測器をさらに備え、
   前記第１弁制御部は、前記温度計測器により計測された前記温度に基づいて前記第１弁を閉弁することで、前記蒸気タービンを停止する、請求項３に記載のプラント制御装置。
7. 前記第１流路内の前記蒸気の温度を低下させて前記蒸気タービンを冷却した後に、前記蒸気タービンを停止する、請求項６に記載のプラント制御装置。
8. 前記所定の負荷は、正の値である、請求項６または７に記載のプラント制御装置。
9. 前記所定の負荷は、前記第２弁が閉弁状態にある場合の前記蒸気タービンの負荷よりも小さい、請求項６から８のいずれか１項に記載のプラント制御装置。
10. 前記第１弁制御部は、前記蒸気タービンを停止する前の前記第１弁の開度を、前記圧力計測器により計測される前記圧力が設定値に保持されるように制御し、
    前記設定値は、前記第２弁が閉弁状態から開弁状態に移行する瞬間に前記圧力計測器により計測された前記圧力である、請求項３に記載のプラント制御装置。
11. 前記第２弁制御部は、前記蒸気タービンが前記所定の負荷を出力するために必要となる駆動蒸気流量を算出し、前記流量計測器により計測された前記流量から前記駆動蒸気流量を減算してバイパス蒸気流量を算出し、前記バイパス蒸気流量に基づいて前記第２弁を制御する、請求項３または１０に記載のプラント制御装置。
12. 前記駆動蒸気流量は、初期値から最終値に一定のレートで減少し、
    前記初期値は、前記第２弁が閉弁状態から開弁状態に移行する瞬間に前記流量計測器により計測された前記流量であり、
    前記最終値は、ゼロである、
    請求項１１に記載のプラント制御装置。
13. 前記駆動蒸気流量は、初期値から最終値に一定のレートで減少し、
    前記初期値は、前記第２弁が閉弁状態から開弁状態に移行する瞬間に前記流量計測器により計測された前記流量であり、
    前記最終値は、正の値である、
    請求項１１に記載のプラント制御装置。
14. ガスタービンと、
    前記ガスタービンからの排ガスの熱を用い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により生成された前記蒸気により駆動される蒸気タービンと、
    前記ガスタービンおよび前記蒸気タービンにより駆動される発電機と、
    前記排熱回収ボイラにより生成された前記蒸気を搬送する第１流路と、
    前記第１流路から前記蒸気タービンに前記蒸気を搬送する第２流路と、
    前記第１流路から前記蒸気タービンをバイパスして前記蒸気を搬送する第３流路と、
    前記第１流路内の前記蒸気に関する値を計測する少なくとも１つの計測器と、
    前記第２流路に設けられた第１弁と、
    前記第３流路に設けられた第２弁と、
    を備える発電プラントを制御するプラント制御方法であって、
    前記計測器により計測された前記値に基づいて前記第２弁を第２弁制御部により制御することで、前記蒸気タービンの負荷を所定の負荷へと変化させ、
    前記第２弁が前記第２弁制御部により制御される場合に前記第１弁を第１弁制御部により制御することで、前記蒸気タービンを停止する、
    ことを含むプラント制御方法。
15. ガスタービンと、
    前記ガスタービンからの排ガスの熱を用い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により生成された前記蒸気により駆動される蒸気タービンと、
    前記ガスタービンおよび前記蒸気タービンにより駆動される発電機と、
    前記排熱回収ボイラにより生成された前記蒸気を搬送する第１流路と、
    前記第１流路から前記蒸気タービンに前記蒸気を搬送する第２流路と、
    前記第１流路から前記蒸気タービンをバイパスして前記蒸気を搬送する第３流路と、
    前記第１流路内の前記蒸気に関する値を計測する少なくとも１つの計測器と、
    前記第２流路に設けられた第１弁と、
    前記第３流路に設けられた第２弁と、
    前記計測器により計測された前記値に基づいて前記第２弁を制御することで、前記蒸気タービンの負荷を所定の負荷へと変化させる第２弁制御部と、
    前記第２弁が前記第２弁制御部により制御される場合に前記第１弁を制御することで、前記蒸気タービンを停止する第１弁制御部と、
    を備える発電プラント。

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