JP3162161B2

JP3162161B2 - ボイラ装置の演算装置

Info

Publication number: JP3162161B2
Application number: JP07981392A
Authority: JP
Inventors: 秀久吉廻; 哲郎伊丹; 拓大島
Original assignee: Babcock Hitachi KK
Current assignee: Mitsubishi Power Ltd
Priority date: 1992-01-21
Filing date: 1992-04-01
Publication date: 2001-04-25
Anticipated expiration: 2016-04-25
Also published as: JPH05264005A

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明はボイラ装置の演算装置に
係わり、特に好適な動特性予測を与える物理モデルに関
する。

【０００２】

【従来の技術】事業用ボイラは電力需要の伸びに伴い、
年々大型化しているが、それと共に一層の性能向上が求
められている。特に、これまでは高効率化が主体であつ
たが、最近は時間的に変化する負荷に追従する動特性性
能が重要になつている。これは、家庭で使うエアコン、
レンジ等の短時間ながら電力消費量の大きい電気製品が
普及したためである。

【０００３】事業用ボイラの動特性性能を示す値とし
て、負荷変化率（％／分）がある。最近は５（％／分）
程度の負荷変化率が要求されている。この場合５０％負
荷から１００％負荷まで僅か１０分で上昇する。事業用
ボイラのような高温高圧の大型装置では、負荷変化にお
いて一番問題となるのは材料の内外温度差によつて生じ
る熱応力である。これに対し、事業用ボイラではヘツダ
とかドラムなどの肉厚の大きい部分の温度を常に計測
し、温度の変化速度が設計値を越えないように監視し、
制御を行つている。

【０００４】このような動特性性能は静的（定常）な設
計のみを行つていたのでは評価することができない。そ
こで、最近ではコンピユータを駆使した動特性予測技術
が発達しつつあり、ボイラ設計においてはもちろんそれ
以外にも種々の用途に使われている。例えば、実機ボイ
ラの運転において動特性予測を行つて制御量を決める予
測制御に使われたり、ボイラの運転員を育成する際の運
転シミユレータに組み込まれて使われている。

【０００５】図６は、実機ボイラの制御装置に組み込ま
れた動特性予測部分の構造の一例である。復水器１８を
出た水は給水ポンプ１１によつて節炭器５に送られる。
ここで一旦加熱された後、火炉６でさらに加熱され蒸気
となる。そして、１次過熱器７、２次過熱器８で過熱蒸
気となり高圧タービン１５に入る。この時の蒸気の温度
は約５４０℃、圧力は２５０気圧程度である。

【０００６】蒸気は高圧タービン１５から一旦ボイラに
戻り、１次再熱器９および２次再熱器１０で過熱され、
再び低圧タービン１６に至る。タービンは発電機１７を
回し発電する。タービンから戻つた蒸気は復水器１８で
水になり循環する。

【０００７】一方、燃焼ガスは最初に火炉６で主として
輻射によつて伝熱し、以下過熱器７，８、再熱器９，１
０、節炭器５等の管群に対して対流によつて伝熱する。
従つて、これらの伝熱ループは下流側が上流側に作用し
複雑なので、通常はコンピユータを使つて解析が行われ
る。解析ではさらに、実機と同じようにスプレー２０，
２１，２２の量とか燃料量、排ガス循環量等の調整が加
わり、主蒸気３０と再熱蒸気３１の温度が一定になるよ
うに制御されるので非常に複雑になる。従つて、大型コ
ンピユータを使つても実機の変化時間（１０〜３０分）
と同程度の解析時間を要する大規模な計算である。

【０００８】なお、図において、１は水・蒸気流路、２
はガス流路、３は再循環ガス流路、４は再循環フアン、
１２は燃料、１３は空気である。

【０００９】計算の一例を図８に示す。図８は横軸に時
間、縦軸に１次過熱器出口蒸気温度５０、主蒸気温度５
１、再熱蒸気温度５２をとつたものである。

【００１０】この時ボイラ出力は時間０で１００％負荷
から降下を開始し、１０分後に５０％負荷に至り降下を
終了している。主蒸気温度５１はスプレー水の注入によ
つて制御されているので殆ど変化しないが、スプレーの
上流にある１次過熱器出口蒸気温度５０は３０℃程上昇
している。また、再熱蒸気温度５２も１０℃程下降して
いる。このように、僅かではあるが温度変化が発生する
と管が集中する管寄せとか、肉厚の厚い汽水分離器など
には内部流体の温度変化により大きな熱応力が発生し、
ボイラ寿命を著しく縮める。

【００１１】このように、火炉水壁、管群のレイアウト
によつて左右され、しかも静的な計算では予測できない
ので、負荷変化の度合いの大きい事業用ボイラでは動特
性予測が設計および運転で非常に重要である。

【００１２】

【発明が解決しようとする課題】上記のように、動特性
予測は計算量が膨大なため火炉とか管群はできるだけ単
純な要素モデルで模擬しなくてはならず、各要素では次
式のような簡単な集中定数系でエネルギバランスをと
り、温度変化を求めるのが一般的である。

【００１３】ＶρＣΔＴ＝（ＱＩＮ−ＱＯＵＴ）×Δｔ（１）ここに、Ｖ：要素の体積（Ｍ３） ρ：比重（ＫＧ／Ｍ３）Ｃ：比熱（ＫＣＡＬ／ＫＧ℃） ΔＴ：温度変化（℃）ＱＩＮ：要素への流入熱量（ＫＣＡＬ／Ｓ）ＱＯＵＴ：要素からの流出熱量（ＫＣＡＬ／Ｓ） Δｔ：微小時間（Ｓ）本発明に関わる火炉要素も、従来は火炉に投入された総
発熱量（燃焼熱およびガス、空気の持込み熱）を用いて
火炉水壁への伝熱量の計算を行つていた。

【００１４】ところが、最近のボイラは公害規制から低
ＮＯｘ運転として２段燃焼を採用するようになつてき
た。

【００１５】２段燃焼は図７に示すように主燃焼域４０
で理論空気比以下の燃焼を行い、バーナ４１の下流に設
けた空気ポート４６から補足用の空気を吹き込み完全燃
焼させ、排ガス中のＮＯｘを低下させる方法である。こ
の方法は低ＮＯｘ燃焼法としては最も効果があり広く使
われている。しかし、従来の燃焼法に比べ、発熱域が火
炉の下流側に移る性質がある。そのため、従来の火炉と
は放射伝熱の状態が変わつてきており、火炉の伝熱量が
正しく評価できないという問題がある。なお、図におい
て、４５は２段燃焼域である。

【００１６】その例として燃焼用空気量を変化させた時
の計算結果を比較して図９に示す。図９はボイラの燃焼
用空気を減らしたステツプ応答の結果を、本発明と従来
例とで比較したものである。横軸は時間であり、縦軸は
燃焼用空気量および再熱蒸気温度であり、いずれも、変
化前の状態を基準にした偏差（％）で示している。燃焼
用空気量は２．５％だけステツプ的に減少させている。

【００１７】再熱蒸気温度において、曲線ロは火炉を１
個の要素とした１段モデル、曲線イは火炉を２個の要素
に分割した２段モデルの結果である。両者は全く逆の結
果となつているが、２段モデルの結果の方が実機（曲線
ハ）と一致している。この原因について以下に述べる。

【００１８】再熱器への伝熱は主として対流によつて行
われるので、次式で表される。

【００１９】Ｑ＝ｈ・（Ｔｇ−Ｔｒ）・Ａ（２）ここで、ｈ：熱伝達率Ｔｇ：ガス温度Ｔｒ：再熱器表面温度Ａ：再熱器表面積１段モデルでは火炉を一つの要素で考えているので、空
気量が減ると火炉の過剰空気量が減り、炉内のガス温度
は上昇する。その結果、火炉水壁に伝わる熱量は増加
し、火炉出口のガス温度Ｔｇは低下する。さらに、ガス
量の減少による熱伝達率ｈの低下と相まつて再熱器への
伝熱量Ｑは減少する。

【００２０】一方、２段モデルではバーナの空気量が減
少すると、理論空気比以下であつたバーナゾーンの空気
比はさらに低下する。空気比が下がれば発熱量が減少し
バーナゾーンのガス温度が低下する。その結果、火炉へ
の伝熱量が減少するので火炉出口ガス温度Ｔｇは上昇す
る。ガス量が減少しているので熱伝達率ｈが僅かに低下
し、打ち消し合うようになるが、Ｔｇの上昇分が大きい
ので再熱器への伝熱量は増加し、再熱器の出口蒸気温度
は上昇する。

【００２１】このように、２段燃焼を行う火炉に対して
は燃焼域を分割して伝熱計算を行わないと実機の現象を
正しく再現できない。

【００２２】火炉を細分割すると予測精度が向上するこ
とは静的計算の分野では常識である。しかし、動特性予
測計算では以下に述べる理由により用いられていなかつ
た。すなわち、火炉内の伝熱計算は放射と対流を加味し
た４次式の解析法である上に、要素間の放射による熱収
支を考慮した反復計算となるので、計算時間が格段に長
くなる。

【００２３】例えば火炉を分割しないで、１個の要素で
計算した場合の計算時間をｔ１とすると、Ｎ個の要素で
計算した場合に要する時間は次式となる。

【００２４】ｔ＝Ｎ2 ×ｔ１通常、事業用ボイラ火炉を正確に模擬しようとすると、
１０（奥行き）×１０（幅）×２０（高さ）＝２，００
０要素程度は最低でも必要となる。この場合、最高速で
演算するスーパコンピユータを使用しても、ｔ１＝１×
１０- 4 （秒）程度だから、４００秒かかる。これに対
し、動特性予測は大体１秒ごとの刻みで計算を行う上
に、他の要素とのやりとりを行う反復計算であることを
考慮すると、火炉での計算時間は少なくとも０．１秒以
内に止めなければならない。つまり、要素分割数を増や
した一般の静的な計算は動特性予測では時間がかかり過
ぎて使用できない。

【００２５】この改良として、要素数を３０個程度に抑
え、粗計算を行つた後、経験的な補正係数を用いて修正
する方法も試みられている。この場合、高価なスーパコ
ンピユータを使用すれば０．１秒以内で計算できるので
原理的には可能である。しかし、一般に使われる動特性
予測用コンピユータでは計算時間がこの１０倍以上はか
かるのでやはり使用できない。

【００２６】本発明は、火炉モデルの部分を最低でも２
分割にし、２段燃焼による火炉吸熱の変化を取り入れら
れるようにすると共に、蒸気温度の予測制御における制
御性向上を図ることができるボイラ装置の演算装置を提
供することを目的とする。

【００２７】

【課題を解決するための手段】上記目的は、バーナ域で
の燃焼と２段燃焼域での燃焼の差異を表現するために火
炉要素をバーナ段数に応じてバーナ域と２段燃焼域とに
要素分割して各部燃焼ガスと火炉水壁部との熱伝達を表
現する物理式を構成し、これを解くことによつて火炉の
燃焼ガス温度を計算し、この燃焼ガス温度から１次過熱
器外部ガス温度を計算する方式を採用することによつて
達成される。

【００２８】

【作用】これまでの火炉の伝熱計算では、要素間の対流
および放射による熱移動を考え、反復計算を行つていた
ために計算時間が長くなつていた。

【００２９】本発明では、２段燃焼を考慮したボイラ火
炉の物理モデルを用いて１次過熱器外部ガス温度を算出
しこれを過熱器モデルに適用すれば、従来技術に比較し
て遙に高精度な１次過熱器出口蒸気温度を計算予測する
ことができ、予測計算値に基づく燃料流量制御の制御性
能を向上させることができる。

【００３０】

【実施例】図１に第１の発明による出力６００ＭＷのボ
イラの動特性予測装置の構成を示す。

【００３１】図６に示す従来例と異なる点は、火炉（高
さ４０ｍ、奥行き１３ｍ、幅１５ｍ）がガス流の流れに
対応してバーナ部と２段燃焼部との２つの要素に分かれ
ていることである。なお、１４は２段燃焼用空気であ
る。以下、その作用について図２（ａ），（ｂ）を用い
て説明する。

【００３２】バーナ部と２段燃焼部におけるエネルギバ
ランスは次式のようになつている。

【バーナ部】

Ｑ１＋ｑｃ１＋ｑｒ２１＝ｑｃ１２＋ｑ１ｗ＋ｑｒ１２

【００３３】

【２段燃焼部】Ｑ２＋ｑｃ１２＋ｑｒ１２＝ｑｃ２＋ｑ２ｗ＋ｑｒ２１ここに、Ｑ１：バーナゾーンの発熱量Ｑ２：２段燃焼部の発熱量ｑｒ１２：バーナ部から２段燃焼部への放熱量〜Ｔ１4 ｑｒ２１：２段燃焼部からバーナ部への放射量〜Ｔ２4 ｑｃ１：バーナ部に流入する排ガス混合による対流伝熱
量ｑｃ１２：バーナ部から２段燃焼部への対流伝熱量ｑｃ２：２段燃焼部から管群部への対流伝熱量ｑ１ｗ：バーナ部の水壁への伝熱量ｑ２ｗ：２段燃焼部の水壁への伝熱量ｑｒ１２，ｑｒ２１は要素間の放射伝熱量であり、各要
素の絶対温度の４乗に比例している。この項があるため
に各要素を独立に解くことができず、従来は計算時間の
長い反復計算を行つていた。

【００３４】これに対し、本発明では放射伝熱量がｑｒ＝ｑｒ１２−ｑｒ２１であることから、ｑｒ＝Ｆ×ｑ１ｗと近似している。Ｆは変換係数である。事業用ボイラ１
５缶についてＦを逆算したところ、同一燃料であれば１
０％以内で一致していた。放射伝熱量ｑｒは対流伝熱量
ｑｃ１２の約１割と小さいので、この程度のばらつきで
あれば実用上問題はない。

【００３５】このように、放射伝熱量ｑｒを近似して与
え、また、ガスの流れ方向に沿つて要素を分割している
ので、下段側から順番に計算すればよい。つまり、従来
のような反復計算は不要となり、下段から順に上段へと
計算を進める１回の計算で火炉出口温度と水壁の熱吸収
量が求められる。

【００３６】なお本実施例ではバーナ部と２段燃焼部と
の境界位置を色々変えてみたところ、空気ポートの下
１．５ｍに設定した時に最も誤差が小さかつた。

【００３７】図３は火炉をさらにバーナの段数に合わせ
て分割するようにしたものである。細分化すれば部分負
荷時のようにバーナ段ごとの燃料量が異なる場合にも対
応でき、精度は一段とよくなる。本実施例の場合、計算
時間は次式となる。

【００３８】ｔ＝Ｎ×ｔ１つまり、要素数に比例して計算時間は増加する。

【００３９】本実施例では要素数が４個なので、火炉部
分の計算時間が２分割の場合に比べて２倍となつてい
る。

【００４０】なお、さらに、バーナ段程ではないがエア
ポート部より上流を細分割しても効果があつた。

【００４１】図４は全てのバーナ、エアポートを模擬で
きるまでに細分化したものである。この場合、幅方向熱
移動は無視している。従つて、各々の列で下段から上段
へと計算するだけである。当然、精度はこれまでのもの
より向上する。反面、全体の計算時間が図１の場合に比
べ１２倍となるが、十分動特性計算に使える。

【００４２】なお、部分負荷時には再熱器の蒸気温度を
制御するために炉底から排ガスを投入し、燃焼ガス量の
減少に伴う熱伝達率の低下を防止しているが、上述した
いずれの場合も、要素への流入量の増加として扱つてい
る。

【００４３】また、低ＮＯｘ燃焼を行うために燃焼用空
気に排ガスを混入する場合もあるので、これも同様に評
価できるようにしている。

【００４４】このように、本発明は火炉モデルで行つて
いた反復計算を省略し、計算時間を従来のモデルに要素
を１個追加しただけの簡単なものであるが、得られる結
果は実機の結果に非常に近いものとなる。しかも、計算
時間は従来のものに比べ２％程度しか長くならず、発明
の効果は著しい。

【００４５】また、本発明はボイラ動特性予測の最も上
流部に位置づけられるので、実施例以外の構成となつて
いるボイラ動特性予測装置に組み込んでも同等の効果が
得られる。

【００４６】そして、本発明は設計段階におけるボイラ
動特性予測に使えるのは勿論、図５に示すように数分後
のボイラ出力を予想する手段として実機ボイラに組み込
み、ボイラ運転の先行制御の手段として使うことも可能
である。また、同様に運転訓練用シミユレータにも使用
できる。

【００４７】次に図１１を用いて第２の発明（請求項
５）の成立過程で検討された予測制御方法を説明する。
なお、ここでは変圧ベンソンボイラへの適用を例示する
もので、過熱器物理モデルを１次過熱器に適用するもの
として説明する。

【００４８】この制御方法は、ボイラの蒸気温度応答遅
れによる制御修正動作の遅れを補償するために、過熱器
物理モデル１０４から計算されるｎ分先の蒸気温度予測
値１０６により先行的に燃料流量を補正するものであ
る。

【００４９】即ち、１次過熱器の物理モデルにおいて水
／蒸気エンタルピＨｓとメタル温度Ｔｍとに対するエネ
ルギ保存方程式はＶＲｄＨｓ／ｄｔ＝（Ｈｉｎ−Ｈｓ）Ｆｓ＋Ａｓαｓ（Ｔｍ−Ｔｓ）（３）ＭｍＣｍｄＴｍ／ｄｔ＝−Ａｓαｓ（Ｔｍ−Ｔｓ）＋Ａｍαｍ（Ｔｇ−Ｔｍ）（４）である。ここで、Ｖ：１次過熱器流路容積Ｒ：１次過熱器流体比重量Ｈｓ：１次過熱器出口流体エンタルピＨｉｎ：１次過熱器入口流体エンタルピＦｓ：１次過熱器流体流量Ａｓ：１次過熱器流体側伝熱面積 αｓ：１次過熱器メタル／流体熱伝達率Ｔｓ：１次過熱器流体温度（Ｈｓの関数）Ｍｍ：１次過熱器メタル質量Ｔｍ：１次過熱器メタル温度Ｔｇ：１次過熱器外部ガス温度Ａｍ：１次過熱器メタル側伝熱面積 αｍ：１次過熱器ガス／メタル熱伝熱率ここで、１次過熱器外部ガス温度は経験式Ｔｇ＝Ｆｅｍｐ（Ｆｆ，Ｆａ，Ｆｇｒ）（５）で与える。但し、Ｆｆ：燃料流量Ｆａ：空気流量Ｆｇｒ：再循環ガス流量であり、Ｔｇはこの他にも燃料、空気、ガスのエンタル
ピ、比熱および経験的な定数に依存して算出される。

【００５０】上記方程式（３），（４）は時間常微分方
程式であるから、Ｈｉｎ〔入口エンタルピ（上記温
度）〕と（５）から計算されるＴｇを与えれば、現時点
のＨｓとＴｍを初期条件として積分することによりｎ分
後のＨｓとＴｍを計算予測することができる。但し、Ｈ
ｉｎとＴｇは現時点からｎ分間一定であると仮定する。

【００５１】以上のようにして計算される１次過熱器出
口蒸気温度のｎ分後の予測値１０６と目標値設定回路１
０５から得る目標値偏差に応じてフイードバツク信号１
０７を作成し、これとボイラ入力指令１０８から決まる
先行値１１０との和を燃料量指令１１１とし、さらに燃
料流量１１２との偏差をフイードバツクすることにより
燃料調節弁１１４の操作信号１１３を作成する。

【００５２】なお図において、１０１は１次過熱器入口
温度、１０２は１次過熱器出口蒸気温度、１０３は１次
過熱器外部ガス温度、１０９は関数発生器である。

【００５３】しかし、この技術においては過熱器予測モ
デルの計算パラメータとして１次過熱器の外部ガス温度
を必要とするが、これは経験式によつて燃料流量、空気
流量、再循環ガス流量の関数で与えられており、空気流
量は全空気流量であり、バーナ空気流量と２段燃焼空気
流量との総和としてしか考慮がされていない。故に、全
空気流量に対するバーナ空気流量の比であるバーナ空気
比の種々異なる値に対して１次過熱器外部ガス温度の正
確な評価が困難である場合があつた。

【００５４】図１０は上述の不具合に対処してなされた
発明の内容を示すものである。

【００５５】以下に第２の発明の実施例について説明す
る。

【００５６】まずバーナ域と２段燃焼域に火炉を要素分
割した火炉の物理モデルを分割する。

【００５７】火炉をバーナ域と２段燃焼域とに分割し、
両域での熱収支の方程式の解がバーナ域および２段燃焼
域の燃焼ガス温度である。即ち、バーナ域における熱収
支は次の方程式で表現される。

【００５８】ＱＢｉｎ＝ＱＢｏｕｔ＋ＱＢｔｒここで、バーナ域への入熱ＱＢｉｎはバーナ域での燃料
の発生熱量ＱＢｇｅｎと空気、燃料および再循環ガスの
顕熱、それぞれＱＢａｉｒ，ＱｆｕｅｌおよびＱＢｇ
ｒ，ｉｎの持込み量の総和である。

【００５９】ＱＢｉｎ＝ＱＢｇｅｎ＋ＱＢａｉｒ＋Ｑｆ
ｕｅｌ＋ＱＢｇｒ，ｉｎまたバーナ域からの出熱ＱＢｏｕｔは燃焼ガス、再循環
ガス、未燃分の顕熱、それぞれＱＢｇａｓ，ＱＢｇｒ，
ｏｕｔおよびＱｕｂｃの持ち出し量の総和である。即
ち、ＱＢｏｕｔ＝ＱＢｇａｓ＋ＱＢｇｒ，ｏｕｔ＋Ｑｕｂｃさらにバーナ域の火炎からバーナ域の水壁への伝熱量Ｑ
Ｂｔｒは輻射ＱＢｒａｄと熱伝熱ＱＢｃｖとの総和であ
る。即ち、ＱＢｔｒ＝ＱＢｒａｄ＋ＱＢｃｖである。

【００６０】このように、バーナ域の熱収支方程式の両
辺はバーナ域の燃焼ガス温度ＴＧＢの関数であり、この
方程式を解くことによりＴＧＢが算出される。即ち、Ｔ
ＧＢは燃料流量、空気流量、再循環ガス流量、２段燃焼
空気流量の関数として求められる。

【００６１】一方、２段燃焼域における熱収支は次の方
程式で表現される。

【００６２】ＱＹｉｎ＝ＱＹｏｕｔ＋ＱＹｔｒここで、２段燃焼域への入熱ＱＹｉｎはバーナ域での未
燃分の発生熱量ＱＹｇｅｎとバーナ域からの流入ガス、
２段燃焼空気、再循環ガスの顕熱、それぞれＱＢｏｕ
ｔ，ＱＹａｉｒ，ＱＹｇｒ，ｉｎの持込み量との総和で
ある。即ち、ＱＹｉｎ＝ＱＹｇｅｎ＋ＱＢｏｕｔ＋ＱＹａｉｒ＋ＱＹ
ｇｒ，ｉｎまた、２段燃焼域からの出熱ＱＹｏｕｔは燃焼ガス、再
循環ガスの顕熱、それぞれＱＹｇａｓ，ＱＹｇｒ，ｏｕ
ｔの持ち出し量の総和である。即ち、ＱＹｏｕｔ＝ＱＹｇａｓ＋ＱＹｇｒ＋ｏｕｔさらに２段燃焼域の火炎から２段燃焼域の水壁への伝熱
量ＱＹｔｒは輻射Ｑｙｒａｄと熱伝熱ＱＹｃｖとの総和
である。即ち、ＱＹｔｒ＝ＱＹｒａｄ＋ＱＹｃｖこのように、２段燃焼域の熱収支方程式の両辺は２段燃
焼域の燃焼ガス温度ＴＧＹおよびバーナ域の燃焼ガス温
度ＴＧＢの関数であり、ＴＧＢはバーナ域の熱収支方程
式から算出されているので、この方程式を解くことによ
りＴＧＹが算出される。即ち、ＴＧＹは燃料流量、空気
流量、再循環ガス流量、２段燃焼空気流量の関数として
求められる。

【００６３】以上のように算出された２段燃焼域の燃焼
ガス温度ＴＧＹを“火炉出口ガス温度”と称するものと
する。

【００６４】以上のような火炉物理モデルを適用するこ
とにより火炉出口ガス温度を、燃料流量、空気流量、再
循環ガス流量、２段燃焼空気流量の関数として算出する
ことが可能となる。

【００６５】次に、火炉出口ガス温度ＴＧＹを条件とし
て１次過熱器外部ガス温度Ｔｇを計算する方法を説明す
る。

【００６６】火炉出口から１次過熱器に至るガス流路に
は２次過熱器と１次および２次再熱器があるので、燃焼
ガスはこれらの熱交換器で熱を吸収される。これらの熱
吸収量は以下の通りである。

【００６７】２次過熱器の熱吸収量は、Ｑ２ＳＨ＝Ｆｓ２ＳＨ（Ｈ２ＳＨｏｕｔ−Ｈ２ＳＨｉ
ｎ）ここで、Ｆｓ２ＳＨ，Ｈ２ＳＨｏｕｔ，Ｈ２ＳＨｉｎは
それぞれ２次過熱器の蒸気流量、出口、入口蒸気エンタ
ルピであり、実測値から計算できる。

【００６８】１次、２次再熱器の熱吸収量は、ＱａＲＨ＝ＦｓａＲＨ（ＨａＲＨｏｕｔ−ＨａＲＨｉ
ｎ）であり、ここで、ａ＝１，２、またはＦｓａＲＨ，Ｈａ
ＲＨｏｕｔ，ＨａＲＨｉｎはそれぞれ蒸気流量、出口、
入口エンタルピであり、実測値から計算できる。一方、
燃焼ガスの全流量をＦｇａｓ、比熱をＣｇとして、ガス
から蒸気に渡つた熱流束は、Ｑｇａｓ＝ＦｇａｓＣｇ（ＴＧＹ−Ｔｇ）である。

【００６９】故に、Ｑｇａｓ＝Ｑ２ＳＨ＋Ｑ１ＲＨ＋Ｑ２ＲＨを解くことにより、１次過熱器外部ガス温度Ｔｇが計算
できる。

【００７０】Ｔｇ＝ＴＧＹ−（Ｑ２ＳＨ＋Ｑ１ＲＨ＋Ｑ２ＲＨ）／ＦｇａｓＣｇ（５）′ 以上で１次過熱器外部ガス温度Ｔｇが計算できるが、次
にこのような１次過熱器外部ガス温度Ｔｇの計算に基づ
く、本発明の蒸気温度予測制御方式を図１０により説明
する。

【００７１】１次過熱器の物理モデル１０４は従来技術
の式（３），（４）の通りであるが、１次過熱器外部ガ
ス温度Ｔｇはガス温度計算モデルから計算されるもので
あり、１次、２次再熱器出口１１６，１１８および入口
温度１１５，１１７と２次過熱器出口１２５および入口
温度１２４の実測値を適用することにより、式（５）′
で与えられる。この式（５）′の中の火炉出口ガス温度
ＴＧＹ１２６はボイラ火炉モデルによつて燃料流量１２
０、空気流量１２１、再循環ガス流量１２２、全ガス流
量１２３、２段燃焼空気流量１１９により計算される。
このようにして計算した１次過熱器外部ガス温度１０３
を式（３），（４）に適用することで、１次過熱器出口
蒸気温度のｎ分先予測値１０６を計算でき、この予測値
と目標値設定回路１０５から得る目標値との偏差に応じ
てフイードバツク信号を作成し、これとボイラ入力指令
から決まる先行値との和を燃料指令１１１とし、さらに
燃料流量１１２との偏差をフイードバツクすることによ
り燃料調節弁１１４の操作信号を作成する。

【００７２】

【発明の効果】本発明では、２段燃焼を考慮したボイラ
火炉の物理モデルを用いて１次過熱器外部ガス温度を算
出しこれを過熱器モデルに適用すれば、従来技術に比較
して遙に高精度な１次過熱器出口蒸気温度を計算予測す
ることができ、予測計算値に基づく燃料流量制御の制御
性能を向上させることができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】第１の発明の実施例に係るボイラ動特性予測装
置の系統図である。

【図２】本発明の要部を示すブロツク図である。

【図３】火炉分割の他の実施例を示す構成図である。

【図４】詳細な分割を行つた例を示す火炉の構成図であ
る。

【図５】本装置の他の使い方を示すブロツク図である。

【図６】従来のボイラ動特性予測装置の系統図である。

【図７】ボイラの構造を簡略化した側断面図である。

【図８】動特性予測の例を示した説明図である。

【図９】動特性予測結果を比較した説明図である。

【図１０】第２の発明の実施例に係る火力プラントの蒸
気温度制御装置の制御ブロツク図である。

【図１１】第２の発明の成立過程における火力プラント
の蒸気温度制御装置の制御ブロツク図である。

【符号の説明】

１水・蒸気流路２ガス流路３再循環ガス流路４再循環フアン５節炭器６火炉７１次過熱器８２次過熱器９１次再熱器１０２次再熱器１１給水ポンプ１２燃料１３空気１４２段燃焼用空気１５高圧タービン１６低圧タービン１７発電機１８復水器２０，２１，２２スプレー量３０主蒸気３１再熱蒸気５０予測装置５１計測制御器５２計測信号線５３制御信号線

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献特開昭61−99001（ＪＰ，Ａ) 特開昭61−180829（ＪＰ，Ａ) 特開昭61−175406（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) F22B 35/00 F23N 5/00

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】火炉内の燃焼ガス流れ方向に沿つて燃焼
ゾーンが複数あるボイラ装置において、火炉要素をバーナ段数に応じて第１の物理モデルと第２
の物理モデルに分割し、前記第１の物理モデルにおける発熱量（Ｑ１）と、水壁
への伝熱量（ｑ１ｗ）と、第１の物理モデルから第２の
物理モデルへの対流伝熱量（ｑｃ１２）と、前記ｑ１ｗ
に基づいて計算された第１の物理ブロツクと第２の物理
ブロツクの放射量の差（ｑｒ）とを演算し、前記第２の物理モデルにおける発熱量（Ｑ２）と、水壁
への伝熱量（ｑ２ｗ）と、第１の物理モデルから第２の
物理モデルへの対流伝熱量（ｑｃ１２）と、第１の物理
ブロツクと第２の物理ブロツクの放射量の差（ｑｒ）よ
り、第２の物理ブロツクから管群部への対流伝熱量（ｑ
ｃ２）を求める演算手段を備えたことを特徴とするボイ
ラ装置の演算装置。
【請求項２】請求項１記載のボイラ装置の演算装置に
おいて、さらに、燃焼排ガスを火炉に再循環できる物理
モデルにしたことを特徴とするボイラ装置の演算装置。
【請求項３】請求項１または２記載のボイラ装置の演
算装置において、さらに、バーナ、エアポートおよび排
ガスポートに対応させて火炉要素を炉幅方向にも分割し
た物理モデルを有することを特徴とするボイラ装置の演
算装置。