JP4315803B2 - 広範な作動範囲を有する触媒燃焼システムのための設計および制御戦略 - Google Patents

Description

（発明の分野）
本願は、燃焼制御システムに関し、より詳細には、触媒燃焼プロセスと共に使用するための動的実時間燃焼制御システムおよび方法に関し、詳細には、これらは、ガスタービンエンジンに関し、ガスタービンエンジンにより用いられる。

（背景）
従来のガスタービンエンジンにおいて、エンジンは、エンジンスビードをモニタリングし、そしてそのエンジンスピードを制御するのに適切な量の燃料を添加することによって制御される。詳細には、エンジンスピードが減速しているような場合、燃料の流れが増加され、それによりエンジンスピードが増加する。同様に、エンジンスピードが増加しているような場合、燃料の流れが減少され、それによりエンジンスピードが減少する。この場合、エンジンスピードは、制御のためにモニタリングされる制御変数またはプロセス変数である。

ガスタービンがＡＣ電力網（ｅｌｅｃｔｒｉｃａｌ ｇｒｉｄ）に接続されており、このＡＣ電力網において、その電力網の周波数に対する発電機の結合の結果として、エンジンスピードが、一定に保たれる場合に同様のエンジンコントロール戦略が、使用される。このような場合、エンジンへの燃料の流れの合計は、所定の出力電力レベルを提供するようにか、または最大の電力を実行するように制御され得、そのような制御は、排気ガス温度またはタービン入口温度の制御に基づく。再び、制御変数が設定値より高い値に上がった場合、燃料が減少される。あるいは、制御変数が設定値より低い値に下がった場合、燃料が増加される。この制御戦略は、本質的に、フィードバック制御戦略であり、燃料制御弁が、設定値と比較した制御変数またはプロセス変数の値に基づき変化する。

拡散火炎バーナーまたは単純なリーンプレミックスバーナー（ｌｅａｎ ｐｒｅｍｉｘｅｄ ｂｕｒｎｅｒ）を用いる代表的な燃焼システムにおいて、燃焼器は、１つの燃料注入器のみを有する。代表的には、そのようなシステムにおいて、単一の弁が、エンジンへの燃料の流れを制御するため用いられる。しかし、より最近のリーンプレミックスシステムにおいて、この燃焼器の異なる部分への２つ以上の燃料の流れが存在し得、従って、そのようなシステムは、２つ以上の制御弁を有する。そのようなシステムにおいて、閉鎖ループ制御は、固定された（予め計算された）％の流れが燃焼器の種々の部分に流用される状況での、ガスタービンの必要とされる出力電力に基づく燃料の流れの合計の制御に基づく。燃料の流れの合計は経時的に変化する。さらに、種々の燃料経路（燃焼器の種々の部分に導く）の間での所望の燃料分配％は、特定の入力変数の関数であるかまたはこれらは、プロセス入力値（例えば、温度、気流、圧力など）を用いる計算アルゴリズムに基づくかのいずれかであり得る。このような制御システムは、これらの従来の燃焼器の非常に広範な作動範囲、およびタービンが、種々のタービンの構成要素を損傷することなく高温のショートスパークに耐える能力に主に起因して、制御の容易さを提供する。さらに、これらの燃焼器に供給される燃料／空気比は、広範な範囲にわたり有利に変化し得、そして燃焼器は、作動可能なまま維持される。このような種々の広範な制御戦略が用いられ得、そしてこれらのうち多数が文献に記載されている。

適切に作動される触媒燃焼システムは、有意に減少された、特にＮＯｘの排出レベルを提供し得る。しかし、不幸なことに、このようなシステムは、従来の拡散フレーム燃焼器またはリーンプレミックス燃焼器よりも非常に制限された作動ウインドウを有し得る。例えば、特定の限界値より高い燃料／空気率は、触媒のオーバーヒートを引き起こし、非常に短い時間の間に活性を失い得る。さらに、入口温度は、エンジンの負荷が変化するかまたは周囲温度もしくは他の作動条件が変化する場合、調整されるべきであり得る。

（要旨）
本発明の１つの局面に従って、触媒燃焼システムを制御する方法が提供される。触媒燃焼システムは、空気供給源、火炎バーナー、火炎バーナーの下流に配置された燃料注入器、および燃料注入器の下流に配置された触媒を備える。弁を備える流れの経路は、気流の一部を、触媒を迂回させるように指向する。燃料の一部は、触媒内で燃焼し、そして残りの燃料は、触媒の下流の領域において燃焼する。この方法は、触媒入口での断熱燃焼温度を決定する工程、および触媒を迂回する気流を調整して、触媒入口における断熱燃焼温度を、予め決定された範囲内に維持する工程を包含する。

本発明の別の局面に従って、触媒燃焼システムを制御する方法が提供される。触媒燃焼システムは、空気供給源、火炎バーナー、火炎バーナーの下流に配置された燃料注入器、および燃料注入器の下流に配置された触媒を備える。弁を備える流れの経路は、気流の一部を、触媒を迂回させるように指向する。燃料の一部は、触媒内で燃焼し、そして残りの燃料は、触媒の下流の領域において燃焼する。この方法は、触媒入口での断熱燃焼温度を決定する工程、排気ガス温度を測定する工程、全負荷での排気ガス温度を計算する工程、および触媒を迂回する気流を調整して、触媒入口における断熱燃焼温度を、予め決定されたスケジュールに基づき維持する工程を包含する。この予め決定されたスケジュールは、ｉ）触媒入口での断熱燃焼温度を、ｉｉ）排気ガス温度の測定値と全負荷での排気ガス温度の計算値との間の差異に関連させる。

本発明のなお別の局面によれば、触媒燃焼システムを制御する方法が提供される。触媒燃焼システムは、空気供給源、火炎バーナー、火炎バーナーの下流に配置された燃料注入器、および燃料注入器の下流に配置された触媒を備える。弁を備える流れの経路は、気流の一部を、触媒を迂回させるように指向する。燃料の一部は触媒内で燃焼し、そして残りの燃料は、触媒の下流の領域において燃焼する。この方法は、触媒入口での断熱燃焼温度を決定する工程、負荷を測定する工程、全負荷を計算する工程、および触媒を迂回する気流を調整して、触媒入口における断熱燃焼温度を、予め決定されたスケジュールに基づき維持する工程を包含する。この予め決定されたスケジュールは、ｉ）触媒入口での断熱燃焼温度を、ｉｉ）負荷の測定値と全負荷の計算値との間の差異に関連させる。

本発明のなお別の局面において、空気が流れる燃焼ゾーンからなる触媒燃焼プロセスを制御する方法が提供される。このプロセスは、触媒に燃料を注入するための燃料注入手段、および１つ以上の触媒セクションを供え、ここで燃料の一部が触媒内で燃焼する。残りの燃料は、触媒の出口面にから出て、この触媒出口面の下流の空間において均一な燃焼反応で燃焼する。このプロセスはまた、この触媒の低排出作動の範囲を最大限にするようなエンジンの出力電力に基づくバイパスシステム作動を備える。このバイパス弁の閉鎖ループ制御はフロー測定デバイスに基づく。

本発明の別の局面によれば、空気が流れる燃焼ゾーンからなる触媒的燃焼プロセスを制御する方法が提供される。このプロセスは、触媒に燃料を提供するための燃料注入手段および１つ以上の触媒セクションを備え、ここで、燃料の一部は、この触媒内で燃焼される。残りの燃料は、触媒の出口面から出て、この触媒の出口面の下流の空間における均一な燃焼反応で燃焼する。バイパスシステム作動は、基本的なエンジン性能測定値（例えば、排気ガス温度、周囲温度、コンプレッサ排気圧力およびコンプレッサ排気温度）に基づく。バイパス弁閉鎖ループ制御は、弁のフィードバック位置に基づく。

本発明の別の局面によれば、空気が流れる燃焼ゾーンからなる、触媒的燃焼プロセスを制御する方法が提供される。このプロセスは、触媒に燃料を提供するための燃料注入手段および１つ以上の触媒セクションを備え、ここで、燃料の一部は、この触媒内で燃焼される。残りの燃料は、触媒の出口面から出て、この触媒の出口面の下流の空間における均一な燃焼反応で燃焼する。ブリードシステム作動は、この触媒の低排出作動範囲を最大化するために、排気ガス温度に基づく。ブリード弁閉鎖ループ制御は、排気ガス温度に基づく。

本発明の別の局面によれば、空気が流れる燃焼ゾーンからなる、触媒的燃焼プロセスを制御する方法が提供される。このプロセスは、触媒に燃料を提供するための燃料注入手段および１つ以上の触媒セクションを備え、ここで、燃料の一部は、この触媒内で燃焼される。残りの燃料は、触媒の出口面から出て、この触媒の出口面の下流の空間における均一な燃焼反応で燃焼する。バイパスシステム作動は、この触媒の低排出作動範囲を最大化するようなエンジン出力に基づく。ブリードシステム作動は、この触媒の低排出作動範囲をさらに増大するような排気ガス温度に基づく。バイパス弁閉鎖ループ制御は、流量測定デバイスに基づく。ブリード弁閉鎖ループ制御は、排気ガス温度に基づく。

本発明の別の局面によれば、触媒燃焼システムを制御する方法が提供され、このシステムは、空気供給、火炎バーナー、この火炎バーナーの下流に位置する燃料注入器、およびこの燃料注入器の下流に位置する触媒を備える。弁を含む流路は、気流の一部を触媒をバイパスするように向け、ここで、この燃料の一部は、この触媒内で燃焼され、そして残りの燃料は、この触媒の下流の領域において燃焼する。この方法は、少なくとも１つの熱力学的燃焼システムパラメータを測定する工程、少なくとも１つの熱力学的燃焼システムパラメータを、触媒をバイパスする所定の気流に対して関連させる第一の所定のスケジュールを選択する工程、および少なくとも１つの測定された熱力学的燃焼システムパラメータに基づいて、第一の予め決定されたスケジュールから触媒をバイパスする予め決定された気流を選択することによって、この触媒をバイパスする気流を制御する工程、を包含する。

本発明の別の局面によれば、触媒燃焼システムを制御する方法が提供され、このシステムは、空気供給、火炎バーナー、この火炎バーナーの下流に位置する燃料注入器、およびこの燃料注入器の下流に位置する触媒を備える。弁を含む流路は、燃焼器入り口から気流をブリードする。燃料の一部は、触媒内で燃焼し、そして残りの燃料は、この触媒の下流領域で燃焼する。この方法は、少なくとも１つの熱力学的燃焼システムパラメータを測定する工程、少なくとも１つの熱力学的燃焼システムパラメータを、燃焼器入り口気流をブリードする所定の気流に対して関連させる第一の予め決定されたスケジュールを選択する工程、および少なくとも１つの測定された熱力学的燃焼システムパラメータに基づいて、第一の予め決定されたスケジュールから燃焼器入り口気流をブリードする所定の気流を選択することによって、燃焼器入り口気流をブリードする気流を制御する工程、を包含する。

本発明の上記および他の利点は、以下の詳細な説明を読み、そして図面を参照して、明らかとなる。

本発明は、種々の改変形態および代替形態を生じやすいが、特定のバリエーションが図中に例として示され、そして本明細書中に記載される。しかし、本発明が、特定の開示された形態に限定されないことが理解されるべきである。むしろ、本発明は、添付の特許請求の範囲によって規定される本発明の精神および範囲内の全ての改変、等価物および代替物をカバーする。

（発明の詳細な説明）
図１は、触媒的燃焼システムを使用する、代表的な既存のガスタービンの例を模式的に示す。このシステムにおいて、コンプレッサ１−１は、周囲空気１−２を、コンプレッサラッパ口を介して取り込み、そしてこの空気を高圧まで圧縮して、次いで、少なくとも一部燃焼器１−３を介し、次いで駆動タービン１−４を介して、圧縮空気を駆動する。燃焼器１−３は、燃料と空気とを合わせ、そしてこの混合物を燃焼して、コンプレッサ１−１および負荷１−５を駆動する力（例えば、ジェネレータ）を提供するタービン１−４を介して流れる高温の高速ガスストリームを形成する。

図２は、図１の燃焼器１−３の拡大図である。具体的には、図２に示されるように、触媒的燃焼器２−６が提供される。触媒的燃焼器２−６は、流路中に直列に整列された４つの主要な要素を備える。具体的には、これら４つの要素は、火炎バーナー２−２０（これは、触媒の上流に位置し、そして高温ガス混合物２−７を生じる）、燃料注入および混合システム２−８、触媒２−１０および燃焼終了ゾーン２−１１を備える。この火炎バーナーは、複数のゾーン（例えば、一次ゾーンプレバーナーおよび二次ゾーンプレバーナー（図示せず））に分割され得る。燃焼システムから出る高温ガスは、駆動タービン２−１５へと流れ、この起動タービン２−１５は、負荷を駆動するための力を発生させる。好ましい局面において、２つの独立して制御される燃料ストリームが存在し、示されるように、１つのストリーム２−２４は、火炎バーナー２−２０に向けられ、そして他方のストリーム２−２５は、触媒燃料注入および混合システム２−８に向けられる。複数のプレバーナーゾーンが使用される場合、各々への燃料ストリームは、しかるべく制御される。

触媒的燃焼器２−６は、以下の様式で作動する。ガスタービンコンプレッサ排気２−１４からの空気の大部分は、火炎バーナー２−２０および触媒２−１０を通って流れる。火炎バーナー２−２０は、ガスタービンを始動し、そして空気と燃料との混合物の温度を、位置２−９にて、主要燃料ストリーム２−２５の触媒的燃焼を支持するレベルにまで触媒に適応させる補助をするように機能し、この主要燃料ストリーム２−２５は、触媒２−１０に入る前に、火炎バーナー排気ガス（触媒燃料注入および混合システム２−２５によって）を注入および混合される。種々の局面において、触媒２−１０は、単一段階または複数段階の触媒のいずれかからなり得る。

燃料／空気混合物の部分的な燃焼は、触媒２−１０において生じ、次いで燃焼の平衡が、燃焼終了ゾーン２−１１（すなわち、触媒２−１０の出口面の下流）で生じる。代表的には、燃料の１０％〜９０％が、触媒２−１０において燃焼される。好ましくは、ガスタービン作動サイクル（良好な触媒耐久性を得つつ、低排出を達成することを含む）の一般的要件を満たすために、２０％〜７０％が触媒２−１０において燃焼され、そして最も好ましくは約３０％〜約６０％が触媒２−１０において燃焼される。

この触媒において燃焼されない任意の残留燃料の反応、および一酸化炭素の二酸化炭素への反応は、燃焼終了ゾーン２−１１で生じ、これによって、触媒をより高い温度に供することなく、これらの温度を有利に得、そして非常に低レベルの未燃焼炭化水素および一酸化炭素を得る。完全な燃焼が燃焼終了ゾーン２−１１で生じた後、任意の冷却空気または残留コンプレッサ排気は、次いで、高温ガスストリーム中に導入される（すなわち、２−１５、代表的にはタービン入り口のすぐ上流で）。さらに、所望の場合、空気が、必要に応じて、位置２−１５においてタービンセクションによって必要とされるように温度プロフィールを調整するための手段として、タービン入り口２−１５に近い位置で、ライナー壁２−２７を介して導入され得る。温度プロフィールを調節するためのこのような空気導入は、出力タービン２−１５についての設計パラメータのうちの１つである。タービン２−１５の近傍領域でライナー２−２７を介して空気を導入する別の理由は、２−１５における非常に低い入り口温度を有するタービンのためである。例えば、いくつかのタービンは、９００〜１１００℃の範囲のタービン入り口温度を有し、この温度は、残留する未燃焼の炭化水素および一酸化炭素を、燃焼終了ゾーン２−１１の滞留時間内に完全に燃焼させるには、低すぎる温度である。これらの場合において、有意な割合の空気が、タービン２−１５の近傍領域で、ライナー２−２７を介して方向転換され得る。このことは、２−１１において温度を上昇させ、従って、残留する燃料および一酸化炭素の迅速かつ完全な燃焼を可能にする。図３は、図１および２に示されるシステムに対応する、代表的な既存の部分的燃焼触媒システムの１例を示す。このようなシステムにおいて、燃料の一部だけが触媒内で燃焼され、そして燃料の有意な部分は、触媒後均一燃焼ゾーンにおいて、触媒の下流で燃焼される。部分的燃焼触媒システムおよびこれらを使用するアプローチの例は、先行する特許において記載されている（例えば、米国特許第５，１８３，４０１号（Ｄａｌｌａ Ｂｅｔｔａら）；米国特許第５，２３２，３５７号（Ｄａｌｌａ Ｂｅｔｔａら）；米国特許第５，２５０，４８９号（Ｄａｌｌａ Ｂｅｔｔａら）；米国特許第５，２８１，１２８号（Ｄａｌｌａ Ｂｅｔｔａら）；および米国特許第５，４２５，６３２号（Ｔｓｕｒｕｍｉら））。

本明細書中に示されるこのような部分的燃焼触媒システムの記載において、以下の用語は、以下の意味を有すると理解される。

（１）「断熱燃焼温度」は、混合物中の燃料全てが、周囲への熱エネルギーの損失なしに燃焼した後の、燃料および空気の混合物の温度であり、この熱エネルギーは、代わりに、ガス混合物の成分の温度を上昇させるために使用される。

（２）「燃料空気比」は、体積比または質量比のいずれかとして示される、総空気に対する総燃料の比率である。この比率は、実際の混合物組成のとして、静的もしくは固定されたガス混合物の組成からか、または燃料および空気のフローの比率として、流れるガス混合物から、算出され得る。

（３）「触媒後反応ゾーン」は、触媒の直ぐ下流であるが、任意のさらなる空気導入の前、かつタービンの前の、流路の部分であり、ここで、触媒を出たガス混合物は、さらなる反応を受け得る。

（４）「点火遅れ時間」（Ｔ_{ｉｇｎｉｔｉｏｎ}）は、高温ガスが触媒を出てから、残留燃料含有物を完全に燃焼するまでの、時間である。

（５）「均一燃焼ゾーン」または「均一燃焼プロセス波」は、触媒を出た、残留未燃焼燃料が燃焼される、触媒の下流の領域である。

（６）「排気ガス温度」は、ワーク（ｗｏｒｋ）が抽出された後の、プロセスを出るガス混合物の温度である。ガスタービンの場合、これは、代表的には負荷に接続される出力タービンの直ぐ下流のガス温度である。

（７）「排気ガス温度Δ」（ＥＧＴΔ）は、任意の時点での排気ガス温度と全負荷での算出された排気ガス温度との間の数的差異である。

図３（これは、以下に示される流路に沿った種々の位置での、ガス温度および燃料濃度と共に、代表的な部分的燃焼触媒システムの直線的模式図である）において、空気３−７は、燃料を流れる空気ストリームへと注入する、燃料注入および混合システム３−８に入る。

燃料の一部は、触媒３−１０において燃焼され、触媒３−１０を通過する際のガス混合物の温度の増加を生じる。見出され得るように、触媒３−１０を出る混合物は、高温である。この燃料／空気混合物は、触媒後の反応ゾーン３−１１において自動点火を経る、残留する未燃焼燃料を含む。具体的には、この燃料は、燃焼されて、均一燃焼プロセス波３−３０における最終燃焼温度３−３１までの温度上昇と共に、ＣＯ_２およびＨ_２Ｏの最終反応生成物を形成する。得られた高温高エネルギーガス（触媒後反応ゾーン３−１１における）は、次いで、出力タービン（図１中の１−４）および負荷（図１中の１−５）を駆動する。

図３の下部は、横軸上に示された燃焼器に沿った位置、および直ぐ上の直線状の燃焼器の図に対応する位置での、座標上に示されたガス温度を伴う、グラフである。見出され得るように、ガス温度は、混合物が触媒３−１０を通過する際に、ガス温度は上昇を示す。しかし、触媒３−１０の下流で、混合物温度は、いくらかの期間（点火遅れ時間３−３２（Ｔ_{ｉｇｎｉｔｉｏｎ}）と称される）にわたって一定であり、次いで、残留燃料は、（均一燃焼プロセス波３−３０において）燃焼して、温度をさらに上昇させる。

図４Ａ、４Ｂおよび４Ｃは、図３に類似するが、以下のように、３つの異なる位置で均一燃焼プロセス波（４−３０）を示す。図４Ａに示されるように、均一燃焼波４−３０の好ましい位置は、触媒４−１０の直ぐ下流の領域内である。

本出願人らは、均一燃焼プロセス波の位置が、物理的プロセスまたは固定フレームホルダには接続されないが、触媒出口ガス条件の関数であることを見出した。

従って、本発明によれば、このような出触媒条件は、均一燃焼プロセス波の位置が、移動され得、そして触媒後反応ゾーン内の好ましい位置に維持され得るように、制御される。好ましくは、均一燃焼波は、触媒の直ぐ下流に位置するが、それほど遠くではなく、長い反応ゾーンも容積も必要としない。均一燃焼プロセス波の位置は、触媒出口温度を上昇させて触媒により近い温度に近づけることか、触媒出口温度を低下させて触媒からさらに低くすることによって、制御される。このように、本発明の制御システムは、低排出を維持しつつ、良好な触媒耐久性のための好ましい作動レジーム内で、触媒作動を有利に維持する。具体的には、このような好ましい作動レジームで作動する場合、ＮＯ_Ｘ、ＣＯおよび未燃焼炭化水素の排気は、全て、触媒の耐久性が維持され得ながら、低減され得る。

本発明によれば、ガスタービン触媒燃焼器システム内の条件は、均一燃焼プロセス波４−３０（図３の３−３０に類似）の位置が、触媒後反応ゾーン内の好ましい位置に維持され得るように、制御され得る。図４Ａは、燃焼波４−３０の実際の位置（点火遅れ時間（Ｔ_{ｉｇｎｉｔｉｏｎ}）の強度によって制御される）触媒４−１０の下流の所望の位置に位置する均一燃焼波４−３０を示す（図３を参照のこと）。点火遅れ時間（Ｔ_{ｉｇｎｉｔｉｏｎ}）が長くなるほど、均一燃焼波４−３０は、図４Ｂに示されるように、タービン４−４に向かって下流に移動する。均一燃焼波４−３０が、タービン４−４にあまりに近く移動する場合、残留燃料および一酸化炭素が、完全に燃焼する時間がなくなり得、そして排気が高くなる。このことは、触媒的燃焼システムについての限定的作動条件を示す。このように、図４Ｂは、燃焼波４−３０についての好ましくない位置を示す。逆に、点火遅れ時間（Ｔ_{ｉｇｎｉｔｉｏｎ}）が減少すると、均一燃焼波４−３０は、触媒４−１０の方に移動し、そして燃料の未燃焼部分は、燃焼に十分な時間を有し、それによって、炭化水素および一酸化炭素の低排出を生じる。これは、図４Ａに示される。しかし、点火遅れ時間（Ｔ_{ｉｇｎｉｔｉｏｎ}）は、均一燃焼波４−３０が、図４Ｃに示されるように触媒４−１０に近づきすぎる（または触媒４−１０の内側に移動する）ほどには、あまり減少され得ない。なぜなら、このことは、触媒４−１０を、十分な触媒作動には高すぎる温度に曝し、そしてその耐久性におけるいくらかの減少を生じるからである。このように、図４Ｃは、燃焼波４−３０についての潜在的に好ましくないかまたは限定的な位置を示す。

本発明によれば、触媒的燃焼器システムは、データポイントの好ましい予め決定されたスケジュール（すなわち、作動ライン）上の一点にてシステムを作動することによって、均一燃焼プロセス波４−３０の位置が好ましい範囲内で維持されるように、制御される。ここで、好ましい作動ラインは、触媒的燃焼器の作動条件および触媒性能によって、予め決定される。

好ましい局面において、均一燃焼波４−３０の位置の制御は、火炎バーナー（例えば、図２の燃料ライン２−２４および火炎バーナー２−２０）および触媒燃料注入および混合システム（例えば、図２の燃料ライン２−２５および燃料注入システム２−８）に送られる燃料の割合（および必要に応じて総量）を制御することによって、達成される。例えば、２−２４に燃料を添加することは、火炎バーナー２−２０においてより多くの燃料を燃焼させ、そして位置２−９（触媒入り口）においてガス混合物の温度を上昇させる。このことは、触媒出口での温度を上昇させ、そして波を上流に移動させる。２−８にて燃料を添加することは、２−９において燃料／空気比を変化させ、このこともまた、波を上流にシフトさせる。

図２に示される型のガスタービン／触媒燃焼システムについて、そして所定の範囲のシステム作動条件（例えば、圧力、気流および燃料組成）について、そして特定の触媒設計について、特徴的な「作動ダイヤグラム」が存在し、ここで、このダイヤグラム上の点の線は、最も低い排出の条件に対応する「作動ライン」を示す。このような作動ラインダイヤグラムは、最初に、多数の異なる方法によって決定され得る。

第一のアプローチにおいて、触媒ユニットは、実際のガスタービンに対して作動し得るか、またはガスタービンは、フルスケールの燃焼器試験リグもしくはサブスケールの燃焼器試験リグを使用して、シミュレートされ得る。図５Ａを参照して、燃料空気比値は、図５Ａの横軸に沿ったいくつかの点において、所望のガスタービン作動範囲内であるように、選択される。次いで、触媒入り口ガス温度は、排出およびシステム性能が受容可能になるまで、火炎バーナーの上流に燃料を添加することによって上昇される。この燃料空気比が領域５−４１内にある場合、領域５−４１の下限は、ＣＯおよびＵＨＣについての低排出によって確立される。触媒入り口ガス温度がさらに上昇されると、触媒物質作動温度が適切な耐久性にとって高すぎる場合に、領域５−４１の上限に到達される。このプロセスは、燃料空気比のいくつかの他の値について反復され得、従って、領域５−４１の限度がこのように規定され得る。次いで、作動ライン点の実際の好ましいスケジュール（すなわち、最も好ましい作動条件のスケジュール）は、他の変数（例えば、上流の火炎燃焼器の作動特性または上流の成分（例えば、図２の燃料空気ミキサー２−８）の耐久性）を考慮して、領域５−４１内で確立され得る。一旦、ライン５−４３、５−４２および５−４４によって示される、図５Ａの基本的な作動ラインダイヤグラムが（燃料空気比および触媒入り口ガス温度の変数を使用して）決定されると、この燃料空気比は、周知の関係を用いて、燃焼器出口温度もしくはタービン入り口温度、または断熱燃焼温度へと変換され得る。従って、作動スケジュールは、触媒入り口ガス温度（Ｔ３６） 対 空気燃料比として、または触媒入り口ガス温度（Ｔ３６） 対 算出された断熱燃焼温度（Ｔａｄ）（これは、算出または測定される）として、表される。触媒入り口ガス温度（Ｔ３６）の代わりに、この作動スケジュールはまた、測定または触媒入り口ガス温度（Ｔ３６）から算出され得る位置２−７（Ｔ３４）での温度、位置２−７での大きなガス流速および燃料フロー２−２５に関して表され得る。

別のアプローチにおいて、作動ウインドウおよび好ましい作動ラインスケジュールは、触媒の性能モデル（ここで、放出および触媒材料作動温度が計算される）に基づいて計算され得る。従って、作動スケジュールは、触媒出口の温度（Ｔ３７）または触媒に拡がる温度上昇（Ｔ３７−Ｔ３６）が、上記のパラメーターのいずれかに対してプロットされる触媒入り口ガス温度（Ｔ３６）の代わりに使用されるように、表され得る。

なお別のアプローチにおいて、作動ダイアグラムおよび作動ラインは、ＥＧＴ（排気ガス温度）Δの値およびガスタービンでの測定から得られた触媒入り口ガス温度の値を使用して、構築され得る。ＥＧＴ_ｔ値は、プロセス排気（すなわち、タービン１−４の下流）において測定され得る。次いで、ＥＧＴ_{ｆｕｌｌ ｌｏａｄ−ｔ}値が計算され得、ＥＧＴΔ_ｔ値は、ＥＧＴ_{ｆｕｌｌ ｌｏａｄ−ｔ}からＥＧＴ_ｔを差し引くことによって計算され得る。よって、この作動スケジュールは、触媒入り口ガス温度（Ｔ３６） 対 ＥＧＴΔ；位置２−７の温度（Ｔ３４） 対 ＥＧＴΔ；触媒出口の温度（Ｔ３７）または触媒に拡がる温度上昇（Ｔ３７−Ｔ３６） 対 ＥＧＴΔ；あるいは燃料−空気比 対 ＥＧＴΔとして表される。

このアプローチにおいて、触媒は、種々の負荷にて作動され、そして確実に最適な作動状況にあり、低放出が達成されるようにするために、触媒に対する測定が行われる。次いで、ＥＧＴ_ｔ、ＥＧＴΔ_ｔおよびＥＧＴ_{ｆｕｌｌ ｌｏａｄ−ｔ}が、測定または計算される。これは、作動負荷範囲にわたって反復されて、作動ラインを確立する。別のアプローチは、ガスタービン、および燃焼器システムの空気分割の熱力学サイクルシミュレーションを使用して、触媒燃料空気比およびＥＧＴΔを実際に計算することである。これは、作動負荷範囲にわたって行われて、作動ラインを規定し得る。

別のアプローチにおいて、この作動スケジュールは、触媒入り口ガス温度（Ｔ３６）、位置２−７の温度（Ｔ３４）、触媒出口の温度（Ｔ３７）、または触媒に拡がる温度上昇（Ｔ３７−Ｔ３６） 対 タービン入り口温度または測定もしくは計算されるその同値のいずれかとして表される。タービン入り口温度は、熱電対を使用して、または光高温計で直接測定により決定され得る。例えば、紫外線センサ（例えば、炭化ケイ素半導体紫外線照射感受性発光ダイオード）が使用され得る。また、タービン入り口温度は、直接測定または計算のいずれかによって特定のタービン位置の温度を得、次いで、タービン入り口温度についての値を逆算することによって決定され得る。この計算は、燃料流、入り口気流および周囲温度のような他の入力を含む。温度測定のための特定のタービン位置としては、タービン排気温度または排気ガス温度、タービンローターとステーターとの間のような排気の上流以外のタービンの中間位置、およびデュアルシャフトタービンにおけるガス発生タービンとパワータービン（ｐｏｗｅｒ ｔｕｒｂｉｎｅ）との間の位置が挙げられるが、これらに限定されない。

本発明に従って、「作動ダイアグラム」が、触媒および後触媒燃焼領域についての正しい作動状況を効率的に規定する任意の２つのシステム変数の間の関係を示すために使用され得る（ここでこのようなダイアグラム上の作動ラインは、最低の放出および良好なシステム耐久性の条件に対応する）ことが理解されるべきである。

上記で説明したように、本発明の１つの好ましい局面において、「作動ダイアグラム」は、触媒入り口ガス混合温度（Ｙ軸に沿って示される）と、触媒入り口における混合物の燃料空気比（Ｘ軸に沿って示される）との間の関係を示す。本発明に従って、触媒入り口ガス温度および燃料空気比は、システムが、図５Ａにおいて示される低放出領域５−４１において作動するように、好ましい関係にて維持され得る。最も好ましくは、システム制御は、好ましい作動ライン５−４２に沿った位置にてシステムを作動することによって好ましくは、維持される。好ましい局面において、任意の所定の燃料空気比に対して、そのシステムは、触媒入り口ガス温度が、作動ライン５−４２に沿った値にて（またはその値付近にて）維持されるように、作動される。

断熱燃焼温度（Ｔａｄ）と触媒入り口ガス温度との間の好ましい関係を規定することによって、作動ライン５−４２が選択的に決定される、別の好ましいアプローチが、ここで議論される。燃焼器出口温度は、触媒入り口ガス温度、および燃料の全てが燃焼したと推定される触媒入り口の燃料／空気混合物の組成から計算され得る。図２を参照すると、位置２−９の触媒入り口ガス温度および位置２−９の燃料空気比は、燃料の全てが燃焼したと推定される位置２−１の温度を計算するために使用され得る。この温度は、断熱燃焼温度といわれるか、またはときおり、Ｆｅｌｄｅｒ ａｎｄ Ｒｏｕｓｓｅａｕ，４−４頁（Ｒ．Ｍ．ＦｅｌｄｅｒおよびＲ．Ｗ．Ｒｏｕｓｓｅａｕ，「Ｅｌｅｍｅｎｔａｒｙ Ｐｒｉｎｃｉｐｌｅｓ ｏｆ Ｃｈｅｍｉｃａｌ Ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ」，Ｊｏｈｎ Ｗｉｌｅｙ ａｎｄ Ｓｏｎｓ，Ｎｅｗ Ｙｏｒｋ，１９７８）により記載されるような断熱炎温度といわれる。この計算は、この参考文献中に十分に記載され、燃料の完全燃焼および燃焼熱のガス混合物への放出の後のガス温度を決定するために、燃料または燃料成分の既知の燃焼熱、ガス混合物の成分の熱容量、ガス混合物の組成およびガス混合物の温度を使用する。このガス温度は、断熱燃焼温度といわれる。なぜならこれは、燃焼熱の断熱放出からの温度上昇であるからである（断熱は、外部構成要素へ熱が逃げないが、ガス混合物により全て捕捉されて、その温度を上昇させることを意味する）。所定の触媒入り口ガス温度および混合燃料空気比のために、この計算は、結果として、特有の断熱燃焼温度（Ｔａｄといわれる）になる。従って、図５Ａのようなダイアグラムは、作成し直され得、ここでは水平軸が、断熱燃焼温度Ｔａｄであり、作動ライン５−４２、５−４３および５−４４が、触媒入り口ガス温度をガス混合物の断熱燃焼温度に関連づける。

図２において、位置２−１１の計算された温度を使用するよりむしろ、実際の温度が、残りの燃料が出て、触媒が、種々の手段（例えば、熱電対、光学センサおよび他のデバイス）を使用して燃焼された後の領域２−１１において測定され得る。さらに、プロセスにおけるさらに下流の温度が測定され得、次いで、燃焼器出口温度が、介在段階における温度喪失を推定して計算され得る。例えば、タービン入り口２−１５の温度が測定され得、次いで、位置２−１１の温度を予測するために任意の追加パターンまたは冷却空気について補正される。

図２における位置２−１１の断熱燃焼温度はまた、位置２−１４におけるガス流の温度、位置２−９の燃焼器を通る気流、および２−２４から火炎バーナー２−２０への燃料投入と２−２５から燃料空気ミキサー２−８への燃料投入の合計から計算され得る。従って、このプロセスについての所望の作動ラインは、以下の間の関数関係として特定され得る：（ａ）２−１４のガス温度、位置２−９を通る気流およびプロセスへの総燃料供給から計算される位置２−１１の断熱燃焼温度と、（ｂ）触媒入り口（位置２−９）の温度。

上記の関数関係の各々は、図２の触媒入り口（位置２−９）のガス温度を使用する。しかし、この関数関係は、位置２−７の温度に関して特定され得る。なぜなら、位置２−９の温度は、以下から計算され得るからである：（ａ）位置２−７で測定された温度、（ｂ）位置２−７での大量ガス流速、（ｃ）燃料流２−２５および（ｄ）位置２−２５で測定された温度。あるいは、作動ウインドウおよび作動ラインが、ガスタービンシステムに対する試験運転によって規定される場合、火炎バーナーの出口（位置２−７）の実際の値が、測定され得る。

当業者には、図５Ａの作動ライン５−４３、５−４２および５−４４によって示される、触媒入り口ガス温度および触媒入り口燃料空気比の基本的関係を表すために、多くの他の方法がある。これらの本質的に類似の関係の全てが、本明細書中に参考として援用され、本発明の制御戦略が、好ましい作動ライン関数関係を表すために、本明細書中に記載の別のアプローチに限定されないことが理解されるべきである。

ガスタービン電力出力または電力抽出タービンの下流の排気ガス温度は、触媒における燃料空気比の良好な指標である。これは、有利には、タービン負荷を触媒入り口ガス温度に、または排気ガス温度を触媒入り口ガス温度に関連づける作動ラインの規定を可能にする。これは、排気ガス温度が、触媒入り口での混合物の燃料空気比または断熱燃焼温度に対して固定した関係にはないことを考慮する場合に、なおより驚くべきことである。なぜなら、熱いガスが駆動タービン（図１の１−４）を通過する場合の温度低下は、負荷、大量気流、タービンの効率および他の変数の関数であるからである。

さらに、出願人らは、排気ガス温度Δ（ＥＧＴΔ）が、作動ライン上の好ましい点での作動を特定するために使用され得ることを見いだした。時間ｔでのＥＧＴΔは、時間ｔでの全負荷において計算された排気ガス温度（ＥＧＴ_{ｆｕｌｌ ｌｏａｄ−ｔ}）−時間ｔでの排気ガス温度値（ＥＧＴ_ｔ）として規定され、以下のように表される：
ＥＧＴΔ_ｔ＝ＥＧＴ_{ｆｕｌｌ ｌｏａｄ−ｔ}，−ＥＧＴ_ｔ
全負荷での排気ガス温度（ＥＧＴ_{ｆｕｌｌ ｌｏａｄ−ｔ}）は、任意の時間ｔでの周囲温度および大気圧のような現在の作動パラメーターから計算され得、タービンが全負荷（１００％負荷）で運転されている場合の推定排気ガス温度を示す。次いで、目下の排気ガス温度（ＥＧＴ_ｔ）が測定される（任意の時間ｔでの排気ガス温度の値）。これらの値の差し引きにより、時間ｔでのＥＧＴΔ_ｔが得られる。

この制御システムに従って、作動範囲ダイアグラム（例えば、図５Ａ）が、種々のタービン作動相について構築される。例えば、ガスタービンの起動の間、燃焼チャンバ内の圧力は、大気圧付近またはタービン空気取り込み時の圧力である。図５Ａにおけるようなダイアグラムは、この一般的な作動条件について開発されている。同様に、作動ダイアグラムは、タービンおよび触媒燃焼プロセス条件が極めて異なる他の作動相について作成され得る。次いで、この一連のダイアグラムは、起動から全出力もしくは全負荷までの作動全体を包含するプロセス制御のための安全な作動状況（作動ラインといわれる）を作るために使用される。この作動ラインは、プロセスが正確に作動する必要性と組み合わせられる。例えば、ガスタービンは、そのサイクルの所定の時点で作動するための特定の電力要件を有する。エンジンを開始することは、いくらかの燃焼エネルギーを必要とし、この燃焼エネルギー要件は、回転速度とともに変化する。空運転で作動すること（すなわち、必要なタービンローター速度で運転し、かつ電力出力を全く発生させないこと）は、あるレベルの燃料燃焼を要する。本発明に従って、作動ラインは、好ましくは、タービン作動の各領域のおけるエンジン燃料要件に基づいて作成される。

本発明に従って、可動範囲ダイアグラムは、触媒性能モデル、または縮小版試験システムもしくは実物大試験システムにおける触媒の実際の試験に基づいて、理論的に作成され得る。あるいは、この作動ラインは、エンジン試験の試行錯誤により開発され得る。ここで触媒の作動限界は、一般に既知であり。エンジン燃料スケジュールは、エンジン試験により開発される。この後者のアプローチは、触媒がその「安全作動ゾーン」内にあるか否かを規定するために、触媒性能測定からのあるレベルのデータを必要とする。

この結果は、制御システム作動ラインまたはスケジュールである。これらに対して、制御システムは、フィードフォワード原理およびフィードバック原理を介して作動して、ガスタービン作動における種々の時点についての許容可能な触媒入り口ガス温度および燃料空気比領域を規定し、コントローラースケジュールは、触媒入り口での所定の燃料空気比についての許容可能なガス温度からなる。

図５Ａに戻ると、境界５−４０は、領域５−４１を囲む。領域５−４１内の任意の時点で、触媒燃焼システムは、低い放出を与えることが見いだされた。従って、領域５−４１内でのシステム作動が好ましい。しかし、領域５−４１が、好ましい低放出作動領域を記載するが、触媒およびガスタービンがまた、領域５−４５内（すなわち、低放出領域５−４１の外側）で作動され得ることが理解されるべきである。これは、ガスタービンの起動の間または非常に低い負荷のときの短時間の間、特に必要であり得る。

本発明に従って、このシステムは、作動が、好ましくは、領域５−４１の作動ウインドウ内で行われるように制御される。しかし、システム作動が、作動ライン５−４２に沿った位置で実施されることがなおより好ましい。本発明に従って、システム作動は、好ましくは、ライン５−４２に沿った点（すなわち、領域５−４１内）またはライン５−４３または５−４４に沿った点（すなわち、領域５−４１の外側）にて実施される。ライン５−４２に沿った作動は、本質的には、スケジュールに従った作動である。なぜなら、ライン５−４２は、触媒入り口ガス温度および触媒入り口燃料空気比に関する所定の点のスケジュールを記載するからである。

領域５−４１内の作動は、低放出を提供するので所望されるが、この領域において作動することが常に可能であるわけではない。例えば、ガスタービンの起動の間または低負荷作動の間、タービンは、領域５−４５内の触媒の作動を要し得る。領域５−４５におけるライン５−４３上での作動は、達成可能な最低放出、および良好な触媒耐久性の触媒の安全な作動のような他の要因によって規定される。それに応じて、作動ライン５−４３（作動ライン５−４２の延長である）に沿った点での作動は、領域５−４５内の好ましい作動条件での作動である。まとめると、ライン５−４３、５−４２および５−４４は、特定のガスタービンのための触媒についての好ましい作動ライン（すなわち、好ましいシステム条件）をそのように規定する。

好ましい局面において、好ましい作動ウインドウの種々の境界（すなわち、領域５−４１と領域５−４５とライン５−４０の上の領域との間の境界）は、実験的試験によって決定され得るか、またはこの境界は、触媒の半経験的モデルまたは使用される触媒燃焼システムのモデルによって予測され得る。このような試験結果は、高放出作動領域５−４５と低放出作動領域５−４１との間の境界を規定するために使用され得、所望の放出レベル、最大作動温度および他の要因のような性能仕様に基づき得る。

本発明に従って、触媒燃焼システムは、領域５−４１内で作動するように制御される。この領域において、この燃焼システムは、有利には、低放出を達成し、この触媒は、工業的適用のために必要な耐久性を示す。

本発明のシステムが、触媒入り口ガス温度と境界５−４０の限界の外側（すなわち、領域５−４５内）の燃料空気比の組み合わせにて作動するように制御される場合において、いくつかの性能仕様が、満たされない可能性がある（例えば、作動温度限界、システム耐久性、放出など）ことは理解されるべきである。これは、作動サイクルのいくつかの部分（例えば、起動、停止、または部分的負荷作動もしくは緊急作動の間）に必要であり得、領域５−４５内でシステムを作動することが必要であり得る。領域５−４５中での作動は、放出要件を満たさないかもしれず、いくつかの他の燃焼システム仕様を満たさないかもしれないが、このような作動は、触媒耐久性をそれほど低下させるものではないことが理解される
図５Ａのグラフが、一般的な特徴的関数関係を例示し、グラフ上のラインの特定の位置（すなわち、境界５−４０、およびライン５−４２、５−４３および５−４４）が、代表的には、種々の負荷レベルでの起動、停止、起動および作動の規定されたタービン作動相下で、経験的試験または理論的分析から導出されることが理解されるべきである。従って、異なる触媒設計を有する異なるガスタービンシステムは、異なる作動ダイアグラムを有するが、一般には、その作動ダイアグラムは、図５Ａに示される作動ダイアグラムと類似であると考えられる。本発明の制御システムに従って、燃焼器／触媒システムは、好ましくは、作動ライン５−４２、５−４３または５−４４上の点に対応する、好ましいセットの作動条件にて、またはその付近にて作動される。

図５Ａは、触媒入り口ガス温度と触媒入り口での燃料空気比との間の関係としての作動ラインを示す。触媒入り口ガス温度が測定され得る。その燃料空気比は、測定され得るか、または他の測定されたパラメーターから計算され得るか、またはガスタービンの他のパラメーター（例えば、タービン速度、コンプレッサの出口での圧力、周囲温度および圧力）および他のパラメーターから推定され得るかのいずれかである。あるいは、その作動ダイアグラムおよび作動ラインは、上記で議論したように、触媒入り口ガス温度およびＥＧＴΔに関すると解釈され得る。

上記のように、図５Ａは、好ましい作動ダイアグラム（これは、触媒入り口ガス温度と燃料空気比との間の関係を規定する）の例示に過ぎないことが理解されるべきである。あるいは、その作動ダイアグラムおよび作動ラインはまた、触媒入り口ガス温度と燃焼器出口の断熱燃焼温度（Ｔａｄ）との間の関係として規定され得る。第３の代替手段は、作動ダイアグラムおよび作動ラインを、燃焼器入り口温度および燃料のガスタービンの区画の各々への分割として規定することである。なぜなら、これらの値は、触媒入り口ガス温度および触媒入り口での燃料空気比を導出するために使用され得るからである。別の代替手段において、その作動ダイアグラムおよび作動ラインは、触媒入り口ガス温度とＥＧＴまたはＥＧＴΔとの間の関係として規定され得る。なお別のアプローチにおいて、その作動ダイアグラムおよび作動ラインは、触媒入り口ガス温度とタービン入り口温度またはその等価物との間の関係として規定され得る。当然のことながら、触媒入り口ガス温度（Ｔ３６）の代わりに、作動スケジュールはまた、位置２−７の温度（Ｔ３４）、触媒出口の温度（Ｔ３７）、または触媒に拡がる温度上昇（Ｔ３７−Ｔ３６）に関して表され得る。当業者は、作動ラインを規定するために、およびこれらの値を計算または推定するための方法の開発において、任意の多くの他の代替方法を規定することが可能である。

各場合において、その制御システムは、触媒入り口ガス温度および触媒入り口燃料空気比が、常に作動ライン５−４３、５−４２および５−４４上にあるか、または可能な限りこれらの作動ライン付近にあるように、燃焼器内の燃料分割を調節するように機能する。これは、所望の好ましい作動を提供する。

燃料空気比 対 触媒入り口ガス温度作動ラインが使用される本発明の局面において、その燃料空気比は、燃料注入器への燃料流および燃焼器への気流をモニターすることによって決定され得る。燃焼器への気流は、続いて、図１のコンプレッサ（１−１）の入り口のラッパ口にわたる圧力低下をモニターすることによって決定され得る。

断熱燃焼温度 対 触媒入り口ガス温度作動ラインが使用される本発明の局面において、断熱燃焼温度は、燃焼器への総燃料流、燃焼器への総気流および燃焼器に入るガスの温度をモニターすることによって決定され得る。あるいは、Ｔａｄは、触媒の上流にある注入器への燃料流、燃焼器への総気流および注入器に入る気体の温度をモニターすることにより決定され得る。繰り返すと、燃焼器への気流は、続いて、コンプレッサの入り口のラッパ口にわたる圧力低下を測定することにより、決定され得る。

触媒の性能または触媒燃焼システムにおける燃焼システムもしくはタービンの他の構成要素は、経時的に変動する。よって、作動ダイアグラム（例えば、図５Ａに示される）は、特定の触媒状態での好ましい作動条件に対応するに過ぎない。言い換えると、時間がたつにつれて触媒が劣化すると、好ましい作動ライン（すなわち、システムが、放出を最小にするように作動する好ましい条件）を規定するデータ点のスケジュールは、対応して変化する傾向がある（すなわち、作動ダイアグラム上の位置のシフト）。さらに、触媒システムの性能特徴はまた、タービンの作動条件によって、および周囲条件（例えば、空気温度および気圧）によって、影響され得る。

本発明の任意の第２の局面において、本発明は、経時的な触媒の性能の変化をモニタリングし、次いで、システムの作動を新規の作動ラインに変更することによって、触媒燃焼システムの作動を制御する新規のシステムを提供する。具体的には、好ましい局面において、本発明は、この性能の変化をモニタリングし、次いで、システムの作動を新規作動ライン上の点に移し、その結果、触媒の所望の最適な低排気性能および触媒燃焼システムを維持することによって、触媒の性能の変化に対する補正に適合する制御システムを提供する。性能の変化をモニターする多くの方法がある。１つの方法は、一様な燃焼プロセス波の位置をモニタリングする工程を包含する。この方法において、作動条件は、図４に見られ得るように一様な燃焼波を位置４−３０Ａから４−３０Ｃまで移動するように、周期的に調節される。この調節は、プレバーナー作動温度までの上昇、バイパス気流の上昇またはブリード気流の増加であり得る。４−３０Ｃへ一様な燃焼波を移動する特定の作動条件が、記録され、そして以前に記録された作動条件と比較され、任意の性能の変化を決定する。性能の変化をモニターする他の方法は、触媒排気ガス温度、触媒３−１０にわたる温度上昇または触媒３−１０によって反応される炭化水素の部分をモニタリングする工程を包含し得る。

作動ラインを変化させる多くの条件が存在する。例えば、触媒活性または触媒性能は、触媒の老朽化、夾雑物による触媒の不活性化、または他の現象に起因して変化し得る。

作動ラインを変化させる別の条件は、燃料組成の変化である。これは、点火遅れ時間を含む。例えば、代表的な天然ガスは、図３の３−３２に示されるように、所望される範囲の点火遅れ時間を有し得、その結果、所望の性能（例えば、所望の、燃焼室出口温度ならびに触媒および燃焼システムの排気）が達成される。しかし、高級炭化水素（例えば、プロパンまたはブタン）の濃度が燃料中で増加する場合、点火遅れ時間３−３２は、短くなる。このことは、図５Ａの好ましい作動領域５−４１の外側に、システムの操作を動かし得る。具体的には、一様な反応プロセス波は、触媒に非常に近くあり得、そして触媒耐久性は、負に影響され得る。

作動ラインを変化させるさらに別の条件は、タービンシステムの仕様が時間が、経つにつれて変化するような、タービン要素の老朽化または摩耗である。例えば、タービンコンプレッサーは、吸気中の夾雑物によって汚れ、それによって気流の減少およびコンプレッサー排出物の温度の上昇を引き起こす。燃料空気比が、コンプレッサー速度および周囲温度から評価された気流を使用して決定される場合、評価された気流は、不正確であり、見かけの作動ラインが移動される。

上記される３つの効果は、ほんの例であるが、これらは各々、触媒燃焼システムの作動を必要に応じて周期的にモニタリングし、次いでシステムの作動条件を「新規」または「修正」作動ラインに変更する本システムが、望ましいことを示す。例えば、以下の表Ａを参照すると、３つの異なる活性レベル（１、２または３）に対して、Ｔ_３４としてもまた公知である、位置２−７で要求される温度に対する、ＥＧＴΔの３つの作動ラインが存在する。この例において、活性は、「モニターされた範疇」（この場合、所定のＴａｄでの特定の一様な燃焼波位置を達成するために必要なＴ_３４）に対応する触媒活性である。

（表Ａ）

（バイパスおよび／またはブリードシステムを有する触媒燃焼システムの制御）
上記される制御システムは、ガスタービンの作動モードを含む、一定の作動ラインまたは一組の作動ラインを備える基本制御システムである。基本システムの１つの制限は、エンジンのパワー出力と燃焼室のＴａｄとの間の固定された関係である。負荷が小さくなるにつれて、エンジンは、燃焼室への総燃料流を減少する。総燃料流が減少するにつれて、触媒反応後領域における温度は、低下し、残存燃料（および特にＣＯ）を完全に燃焼し、そして所望の排気レベルを達成することは、非常に困難になる。この制限は、触媒燃焼室の低排気作動範囲を決定する多くの因子の１つである。バイパスシステムおよび／またはブリードシステムならびに関連する制御システムは、この限定を消去し、そして低排気作動範囲を有意に改善し得る。バイパスシステムは、図６に示される。バイパスシステム６−３９は、火炎燃焼室入口６−２１の近傍の領域から空気を抽出し、そして触媒反応後領域６−１１の下流の領域６−１３に空気を注入するが、パワータービン入口６−１５の上流には注入しない。バイパス空気はまた、コンプレッサーの外側で、コンプレッサー出口と火炎バーナーまたは火炎バーナーの下流との間の任意の位置で、抽出され得る。バイパス気流は、気流計６−４１によって測定され得、そして弁６−４０によって制御され得る。領域６−２１〜領域６−１３のバイパス気流は、領域６−２１より低い圧力で、領域６−１３との圧力差によって駆動される。この圧力差は、火炎バーナー６−２０を備える燃焼室によって生じる圧力減少、触媒燃料注入器６−８および触媒６−１０に起因する。バイパス空気の効果は、図７に示される。バイパス空気がない条件下で、燃焼室内の温度プロフィールは、最終燃焼温度７−３１が、燃焼室出口温度７−３３に等しい場合の、実線によって示される。バイパス気流が０ではない条件下で、温度プロフィールは、最終燃焼温度７−３５がバイパス気流が０である場合より高い場合の、点線によって示される。バイパス空気は、７−１３に注入され、このことにより燃焼室出口温度を７−３３に低下させる（同じ燃焼室出口温度が、バイパス気流がゼロの場合に達成される）。

バイパス気流の排気に対する効果は、図５Ａおよび図７に示され得る。ゼロバイパス気流の所定のエンジン負荷条件に対して、触媒入口温度および燃料空気比は、標準作動ライン５−４２によって規定される。特定の低負荷条件およびゼロバイパス気流下で、作動点は、作動窓の高排気領域５−４５に存在する。高排気は、長い着火遅延７−３２または低い最終燃焼温度７−３１のいずれかから生じ得、高いＣＯ排気を生じる。しかし、バイパス気流がある場合以外は、同一の低負荷条件で、燃焼室におけるより大きい燃料 対 空気比は、点火遅れ時間７−３２を減少し、そして最終燃焼温度を７−３５に上昇する。より高い燃焼温度はまた、ＣＯをより迅速に酸化するように作用する。このプロセスはまた、図５Ａにおいて領域５−４５に作動点をとり、それを低排気領域５−４１の右内部に効率的に移動する。エンジンおよびエンジン効率によるパワー出力は、変化しないままである。なぜなら、バイパス空気は、７−１３で再注入され、この７−１３は、駆動タービンを通る総気体マスフローを維持し、また、燃焼室出口温度を、ゼロバイパス気流の場合において達成されるのと同じ燃焼室出口温度７−３３まで低下する。

ブリードシステムはまた、図６に示される。ブリードシステムは、コンプレッサー排出６−１４の近傍の領域から空気を抽出し、それを大気に排出する。ブリードは、流量計６−４３によって測定され得、そして弁６−４２によって制御され得る。６−１４からのブリード気流は、大気より高い圧力である６−１４との圧力差によって駆動される。

空気ブリードの効果は、図８に示される。ブリードが存在しない条件下で、燃焼室内の温度プロフィールは、最終燃焼温度８−３１である場合の、実線によって示される。ブリード気流がゼロでない条件下で、温度プロフィールは、最終燃焼温度８−３５が、空気ブリードが０である場合より高い場合の、点線によって示される。最終燃焼室出口温度は、より高い。なぜなら、燃料がより少ない気体中で燃焼され、より多くの燃料が、マスフローをパワータービンを通る減少させてタービンパワー出力を維持するために添加されなければならないからである。より高い燃焼温度は、ブリード気流からのパワー損失を補償し、よって、エンジンによる正味のパワー出力が、効率的に変化しないままになる。空気のブリードの排気に対する効果は、バイパス空気の排気に対する効果と同じである。

多くのガスタービンシステムは、タービンの正常な作動において入口誘導羽根（示さず）を使用する。入口誘導羽根は、コンプレッサーの入口に取り付けられた一組の羽根であり、この羽根は、回転され、コンプレッサーへの気流を減少し、よって、タービンを通る総気流を減少する。入口誘導羽根は、タービンの始動を補助するために使用される。さらに、入口誘導羽根は、減少された負荷での作動の間使用され、下流のボイラーまたは他のプロセスによって必要とされる最小の排気ガス温度を維持し得る。より最近、リーンプレミックス燃焼システムにおいて、内部誘導羽根は、気流を減少するために使用され得、そして燃焼室内の燃料空気比を増加し、所望の作動範囲内に留め得る。

触媒燃焼システムの作動におけるタービン入口誘導羽根の効果は、図８に示されるブリードシステムと本質的に同じである。燃焼室を通る減少気流は、燃料空気比を増加し、そして触媒出口温度および最終燃焼室出口温度の増加を生じる。

負荷が減少されるにつれて、燃焼室への燃料流は、減少し、触媒の下流の最終燃焼温度は、低下し、残存する燃料およびＣＯを完全に燃焼するには不十分である。作動点が低排気窓の外側に移動するように負荷が減少され、次いで、触媒の周りの空気のいくらかをバイパスすることによって、作動点を右側へ動かし、領域５−４１へ戻す場合、より低い燃料空気比のいくらかの範囲は、図５Ａに示される低排気窓５−４１内に存在する。好ましい制御戦略は、バイパスを調節し、好ましい作動範囲内の触媒の下流の最終燃焼温度を得ることであると見出された。以下の表Ｂを参照して、所定のスケジュールは、ＥＧＴΔを触媒反応後領域内の断熱燃焼温度（Ｔａｄ）に関連付ける。

（表Ｂ）

バイパス弁位置は、このＴａｄを制御するために使用される。負荷が減少し、ＥＧＴΔが増加するにつれて、バイパスは、バイパス弁を開放することによって、スケジュール中の値でＴａｄを維持するように調整される。断熱燃焼温度は、図６における触媒燃料空気混合機６−８の出口での気体混合物、触媒６−１０の入口での気体混合物、およびバイパス空気が導入される点（６−１３）までの触媒の下流領域中の気体混合物に対して本質的に同じである。スケジュールは、ＥＧＴΔおよびＴａｄに関連するにも関わらず、本発明は、そのように限定されず、他のパラメーター（例えば、タービン入口温度、ＥＧＴ、完全負荷パーセント、コンプレッサー排出圧力、コンプレッサー排出温度および燃料流）が、使用され得る。

断熱燃焼温度は、燃焼室を通る気流および燃焼室までの燃料流および空気温度から計算される。例えば、これは、燃焼室に入る空気の温度、燃焼室を通る気流ならびに火炎燃焼室および触媒に供給される燃料を含む燃焼室までの全燃料流から計算され得る。あるいは、触媒入口での温度、触媒を通る、気流速度および触媒燃料注入器までの燃料流から計算され得る。この後者の計算は、火炎バーナーに供給された燃料が完全に燃焼されることを仮定する。

触媒までの気流は、コンプレッサーからの全気流に燃焼室に行く部分的気流（いくらかの空気は、タービンの刃およびタービンノズルを冷却し、そしてタービン入口で温度プロフィールを調節するために使用される）を掛け、バイパスを通る気流および空気ブリードを引くことによって計算され得る。コンプレッサーからの気流は、コンプレッサー入口のラッパ口での圧力低下の測定値から計算され得る。あるいは、コンプレッサーを通る気流は、タービンローター速度、周囲圧力および周囲温度から見積もられ得る。バイパスを通る気流およびブリードは、市販される種々の流量計システムによって測定され得る。例えば、流路および入口圧に制限が置かれ、制限を越えた圧力低下が測定され、流れが計算され得る。種々の他の流量計の型（例えば、渦離脱計、およびコリオリメーター）が存在する。

表Ｃを参照して、ブリードの制御についての１つの好ましい戦略が、ＥＧＴΔの最大値の設定であることが見出された。表Ｃに示されるように、このＥＧＴΔの設定値は、例示的な目的について１０５℃である。制御システムは、ＥＧＴΔＸがこの値を超える場合、ブリード弁を開放するように作動する。負荷が総負荷から減少される場合、ＥＧＴΔは増加し、これが、ＥＧＴΔ限界値に到達する場合、制御システムは、ＥＧＴΔを最大値に維持するためにブリードを開放する。ＥＧＴΔは、使用され得る一連の事実上等価なパラメーターの中の単に１つのパラメーターであることに注意すべきである。ＥＧＴΔと置換され得るパラメーターは、総負荷％であり、ここで総負荷％は、タービンが総負荷で作動した場合に得られる負荷と比較した真の負荷として規定される。一般的に、ガスタービンは、製造業者によって規定される総負荷点を有し、そして通常１つ以上のタービンパラメーター（例えば、ＥＧＴ、タービン入口温度、コンプレッサー排出圧、周囲温度、周囲圧力）によって特定される。これらのパラメーター（例えば、ＥＧＴΔおよび総負荷％）は、一組のタービンパラメーター（例えば、ＥＧＴ、タービン入口温度、コンプレッサー排出圧、周囲温度、周囲圧力）の関数として生じ得る。本発明の目的に関して、制御戦略を特定する代替的な方法は、本質的に等価である。もちろん、表は、断熱燃焼温度またはタービン入口温度および各々について決定される設定値に関して示され得る。

（表Ｃ）

バイパス制御システムは、図９に示されるようないいくつかの重要な関数群を有する。第１に、必要とされるバイパスの気流９−１を決定し、エンジン出力パワー（負荷）９−２の関数として、プレバーナー入口６−２１から抽出する。必要とされるバイパス流は、スケジュール９−３から決定され、これは、入力９−５でコントローラーによって提供され、任意の数の作動条件およびパラメーターに基づいて選択される。スケジュール９−３は、エンジン負荷に対する触媒反応後領域６−１１における最終燃焼温度７−３５に対応する断熱燃焼温度（Ｔａｄ）を反映する。エンジン負荷は、単純に出力キロワットであり得るが、これはまた、基本的なエンジン性能測定値（例えば、排気ガス温度、タービン入口温度、周囲温度、周囲圧力、コンプレッサー排出圧および／またはコンプレッサー排出温度）の組み合わせから決定され得る。スケジュール９−３は、これらのパラメーターを使用し得る。エンジンの入力を考慮に入れてスケジュール９−３から選択されるＴａｄに対する値は、ブロック９−６で必要なバイパス気流を計算するために使用される。この計算はまた、エンジンへの全燃料流、プレバーナー入口での温度、およびエンジンに入る気流 引く 任意のブリード気流を含む。エンジン気流計算は、ブロック９−７で基本的なエンジンパラメーターおよび選択された測定値を使用して実施され、その結果、これらは、エンジンの全作動範囲にわたって実質的な精度を維持する。これらの測定値としては、例えば、周囲温度およびコンプレッサーのラッパ口での圧力が挙げられ得る。

次に、バイパス制御システムは、バイパスの気流を決定し、その後、抽出された空気を触媒反応後領域６−１１の下流の領域６−１３に再注入する。この測定値（９−４）は、低い圧力低下フロー測定デバイス６−４１の任意の型からであり得る。しかし、バイパス流９−４は、バイパス気流温度、バイパス弁６−４０を横切る圧力低下およびバイパス弁６−４０の有効面積（Ａｃｄ）の主要な測定値から計算され得る。

最後に、バイパス制御システムは、バイパス弁６−４０を作動し、所望の抽出流速を達成する。バイパス弁は、必要とされる実際のバイパス気流に基づき、制御された閉鎖ループであり、この実際のバイパス気流は、測定されるかまたは計算される。代替的に、弁気流は、弁の位置およびいくつかの測定パラメーター（例えば、圧力、温度および圧力低下）に対して較正される。この場合、制御システムは、弁の位置を設定する。前者の場合、バイパス気流測定値の正確かつ迅速な決定は、最適な燃焼室性能を保証するために要求される。後者の場合、弁の流れ特徴または流れ較正が、必要とされる。

ブリード制御システムは、所望の排気ガス温度（ＥＧＴ_{ｂｌｅｅｄ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}）を達成するために、ブリード弁を作動する。代替的に、ブリード制御システムは、総負荷（ＥＧＴ_{ｆｕｌｌ ｌｏａｄ}またはＥＧＴ_{ｌｉｍｉｔ}として示される）を決定する排気ガス温度制限からの所望される差異（ｄＥＧＴ_{ｂｌｅｅｄ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}）を達成するために、ブリード弁を作動する。ｄＥＧＴ_{ｂｌｅｅｄ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}は、以下のように示される：
ｄＥＧＴ_{ｂｌｅｅｄ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}＝ＥＧＴ_{ｆｕｌｌ ｌｏａｄ}−ＥＧＴ_{ｏｆｆｓｅｔ}
ＥＧＴ_{ｏｆｆｓｅｔ}は、所定のスケジュールから選択される。ブリード弁は、対必要とされる測定された排気ガス温度または対必要とされるＥＧＴΔに基づいて制御される閉鎖ループである。もちろん、ブリード制御システムはまた、他のパラメーターの中から、所望される断熱燃焼温度、タービン入口温度、燃料対空気比、触媒温度、触媒入口温度によって示され得る。得られたー気流は、バイパスシステムの適切な制御およびプレバーナーの一次燃料流について測定される。

触媒の上流の火炎燃焼室の制御は、バイパスまたはブリード操作によって影響され得る。例えば、火炎燃焼室の制御が、火炎燃焼室を通る気流の関数または燃焼室のいくらかの部分を通る全気流の関数である場合、この気流は、バイパスされた空気の流れまたはブリード気流の流れについて補正されなければならない。

ブリード気流の測定、ブリード弁の操作、必要なバイパス流の決定、バイパス流の測定、バイパス弁の操作に関する戦略およびアルゴリズムのより詳細な記載は、以下に記載され、図１０に示される。

（ブリード気流の測定）
ブリード気流を測定するための制御戦略およびアルゴリズムは、ここで、図１０を参照してより詳細に議論される。１０−１に絞ると、ブリード気流を出力する示された関数ブロックＦ１８が存在する（Ｗ_{ａ，ｂｌｅｅｄ}）。ブリード気流は、フロー測定デバイス６−４３（例えば、オリフィス流速計）を使用して直接測定され得る。あるいは、ブリード気流は、基本的な測定値（例えば、絶対圧、圧力低下、温度および有効面積）から計算され得る。どちらにせよ、ブリード気流は、図１０における１０−１での関数特徴（ｆｕｎｃｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎ）（Ｆ１８）によって決定される。ブリード気流がオリフィスプレートを用いてどのように計算され得るかの１つの例は、ここで議論される。入力は、以下の通りである：
Ｐ_Ｌ＝絶対ｐｓｉでのオリフィスプレートの上流の圧力
Ｔ_Ｌ＝°Ｆでのオリフィスプレートの上流の温度
ｄＰ_ｏｒｆ＝インチでの水圧差（０〜１０まで絶対ｐｓｉに変換器によって変換されなければならない）
計算は、以下の通りである：

Ｃ＝０．５９５９＋０．０３１２β^２．１−０．１８４β^８＋９１．７１β^２．５Ｒｎ^{−０．７５}
Ｙ＝拡張因子＝１−［（０．４１＋３５×β^４）×（ｄＰ_ｏｒｆ×０．３６１）（Ｐ_Ｌ×１．４）］
Ｔｂ＝°Ｆでの基底温度＝６０
β＝β比（内腔 対 パイプＩＤ）＝１．５５／２．０６７＝０．７４９９
ＳＧ＝比重＝空気に対して１．００
ＳＨ＝比熱比（Ｃｐ／Ｃｖ）＝空気に対して１．４
Ｒｎ＝最大流れでのレイノルズ数＝５３２，６３４．０８４１
式に値および定数を代入することによって、以下を得る：

。

（ブリード弁操作）
ここで図１０の１０−２を参照して、ブリード弁操作を示す制御システムの部分１０−２が示される。ブリード弁は、好ましくは、特定のエンジン基本パラメーター（例えば、排気ガス温度、タービン入口温度、コンプレッサー排出圧、コンプレッサー排出温度または流速）またはそれらの組み合わせに対して制御される閉鎖ループである。１０−２によって示されるブリード弁操作は、関数的特徴（Ｆ２０およびＦ２１）によって記載される。１０−２によって示される例において、得られた出力は、ブリード弁に供給される要求シグナルである。弁フィードバックプロセスシグナルは、必要とされないが、実施され得る。上記されるように、ブリード制御システムは、所望される排気ガス温度（ＥＧＴ_{ｂｌｅｅｄ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}）、またはＥＧＴ限界（ＥＧＴ_{ｌｉｍｉｔ}）と所定のＥＧＴ_{ｏｆｆｓｅｔ}との間の差として定義されるｄＥＧＴ_{ｂｌｅｅｄ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}、を達成するようにブリード弁を操作し、これらの値は、図１０における関数ブロックＦ５において決定される触媒活性スケジュール数の関数として、所定の作動特異的要求スケジュールに基づく。

関数ブロックＦ２０での入力は、ＥＧＴ_{ｏｆｆｓｅｔ}およびＥＧＴ_{ｌｉｍｉｔ}に対する値である。ＥＧＴ_{ｏｆｆｓｅｔ}は、以下に示される例のような活性スケジュール数に基づくスケジュールから前もって選択される：

。

ＥＧＴ_{ｌｉｍｉｔ}およびＥＧＴ_{ｏｆｆｓｅｔ}に対する値は、以下のように、ＥＧＴ_{ｂｌｅｅｄ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}を計算するために使用される：
ＥＧＴ_{ｂｌｅｅｄ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}＝（ＥＧＴ_{ｌｉｍｉｔ}）−（ＥＧＴ_{ｏｆｆｓｅｔ}）
。
ＥＧＴ_{ｂｌｅｅｄ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}に対する値は、関数ブロックＦ２１に対する入力であり、ハードワイヤードハーネス（ＥＧＴ_ｈｗ）によって測定されるＥＧＴについての値と比較される。ブリード弁要求信号は、閉鎖ループ制御、好ましくは、Ｆ２０からのＥＧＴ_{ｂｌｅｅｄ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}およびＥＧＴハードワイヤードハーネス（ＥＧＴ_ｈｗ）からのフィードバックに基づく、ブリード弁の比例、積分および導関数（ＰＩＤ）コントロールを介するＦ２１の発生出力である。ブリード弁は、ＥＧＴ_{ｂｌｅｅｄ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}が達成されるまで、ＥＧＴ_ｈｗを上昇するために開放されるべきである。ＥＧＴ_{ｂｌｅｅｄ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}が超過される場合、ブリード弁は、閉鎖されるべきである。

（要求バイパス気流の決定）
なお図１０を参照すると、要求バイパス気流を決定するために使用されるアルゴリズムを、１０−３により示し、関数文字Ｆ１、Ｆ２、Ｆ６、Ｆ７、Ｆ８、Ｆ９、Ｆ１３、Ｆ１８、およびＦ１９により詳細に記載する。関数ブロックＦ９は、この要求バイパス気流を、ベースラインと必要サイロ気流との間の差として規定する。Ｆ６、Ｆ７およびＦ８は、エンジン負荷に対する触媒反応後ゾーン６−１１における断熱燃焼温度要求量から計算した要求サイロ気流を決定する。Ｆ１、Ｆ２、Ｆ１３、Ｆ１８、およびＦ１９は、一連の空気量収支の計算を介してベースラインサイロ気流を計算する。

第１に、サイロ気流要求量（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＤＭＤ}）に関して、配線ハーネスＥＧＴ_ｈｗにより決定されるＥＧＴ_{ｌｉｍｉｔ}およびＥＧＴがＦ６にて提供され、そしてＥＧＴΔが、以下のようにして計算される：
ＥＧＴΔ＝（ＥＧＴ_{ｌｉｍｉｔ}）−（ＥＧＴ_ｈｗ）。

その後、ＥＧＴΔが、そのシステムの活性測定値に基づいて要求スケジュール数（ＤＭＤ ＳＣＨ＃）とともにブロックＦ７中に供給される。活性測定値が、毎日、または他の任意の頻度にて得られ得る。このＤＭＤ ＳＣＨ＃は、所定のＥＧＴΔスケジュールに対応し、このＥＧＴΔスケジュールから、触媒断熱燃焼温度要求量（Ｔ_{ａｄ，ｃａｔａｌｙｓｔ ＤＭＤ}）が、選択される。この触媒断熱燃焼温度要求量についてのスケジュールは、適応制御により必要とされるように要求スケジュール数（ＤＭＤ ＳＣＨ＃）が変化するときに毎回、変化する。特定のＤＭＤ ＳＣＨ＃に対応する代表的スケジュールの例が、下記に示される。例えば、ＥＧＴΔが２２９°Ｆである場合、Ｆ７が、Ｔ_{ａｄ，ｃａｔａｌｙｓｔ ＤＭＤ}値１１５４℃を出力する。

サイロ気流要求量（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＤＭＤ}）を計算するために、Ｆ７からのＴ_{ａｄ，ｃａｔａｌｙｓｔ ＤＭＤ}が、平均プレバーナー入口温度（Ｔ３２_ａｖｇ）、流量計により測定した実際の総燃料フロー（Ｗ_{ｆ，ｔｏｔａｌ ＡＣＴ}）、抵抗温度検出器（ＲＴＤ）からの自然気体温度、燃料スキッド（Ｆｕｅｌ Ｔ）とともにＦ８へと供給される。このサイロ気流要求量（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＤＭＤ}）は、以下のように計算される：
（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＤＭＤ}）＝（Ｗ_{ｆ，ｔｏｔａｌ ＡＣＴ}）／（質量Ｆ／Ａ）。

質量Ｆ／Ａは、断熱燃焼温度および燃料／空気比に関連する分析的表記により規定される。Ｆ９は、ベースライン気流（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＢＬ−ＣＦ}）と要求サイロ気流（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＤＭＤ}）との間の差をとることによって、要求バイパス気流（Ｗ_{ａ，ｂｙｐａｓｓ ＲＱＤ}）を決定する。

ベースライン（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＢＬ−ＣＦ}）サイロ気流が、例示的な関数特徴Ｆ１、Ｆ２、Ｆ１３、Ｆ１８およびＦ１９により提供される。まず、ブロックＦ１を参照すると、周囲温度、ラッパ口圧１、ラッパ口圧２、およびラッパ口圧３が入力であり、これらの入力から、エンジンの操作範囲全体を通じて正確であるエンジンに関する基本測定値に基づいて、エンジン気流（Ｗ_{ａ，ｅｎｇｉｎｇｅ}）が計算される。この例において、このエンジン気流は、周囲温度と圧縮器のラッパ口における圧力とに基づいて、以下のように計算される：
Ｗ_{ａ，ｅｎｇｉｎｅ}＝Ａ^＊（ＤＰ）＋Ｂ^＊Ｔ_ａｍｂ。
。この式において、ＡおよびＢは定数であり、ＤＰは、上記の３つのラッパ口圧の平均であり、そしてＴ_ａｍｂは、周囲温度である。次に、ブリード気流（Ｗ_{ａ，ｂｌｅｅｄ}）が、ブロックＦ１８にて提供される。ブロックＦ１８にて、絶対ｐｓｉで示したオリフィスプレートの上流の圧力（Ｐ_Ｌ）、°Ｆで示したオリフィスプレートの上流の温度（Ｔ_Ｌ）、０ｐｓｉａ変換器から１０ｐｓｉａ変換器へと変換したインチで示した水の圧力差（ｄＰ_ｏｒｆ）が入力であり、計算は、以下の通りである：

。この式において、
ｄ＝オリフィス口径（インチ）１．５５

Ｃ＝０．５９５９＋０．０３１２β^２．１−０．１８４β^８＋９１．７１β^２．５Ｒ_ｎ ^{−０．７５}
Ｙ＝膨張係数＝１−［（０．４１＋３５×β^４）×（ｄＰ_ｏｒｆ×０．３６１）Ｐ_Ｌ×１．４）］
Ｔ_ｂ＝ベース温度（°Ｆ）＝６０
β＝β比（口径対パイプ内径）＝１．５５／２．０６７＝０．７４９９
ＳＧ＝比重＝空気について１．００
ＳＨ＝比熱比Ｃｐ／Ｃｖ＝空気について１．４
Ｒ_ｎ＝最大フローでのレイノルズ数＝５３２，６３４．０８４１
である。上記の値および定数を方程式中に代入すると、以下を生じる：

。

エンジン気流−ブリード気流（Ｗ_{ａ，ｅｎｇ−ｂｌｄ}）は、得たブリード気流をエンジン気流（Ｗ_{ａ，ｅｎｇｉｎｅ}）から以下のように差し引くことによって、Ｆ１９にて計算される：
Ｗ_{ａ，ｅｎｇ−ｂｌｄ}＝（Ｗ_{ａ，ｅｎｇｉｎｅ}）−（Ｗ_{ａ，ｂｌｅｅｄ}）
。

関数ブロックＦ２にて、サイロ気流ベースライン（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＢＬ}）が決定される。このサイロ気流ベースラインは、代表的には、利用可能なエンジン気流の固定分である。Ｆ１９からのエンジン気流のないブリード（ｅｎｎｇｉｎｅ ａｉｒｆｌｏｗ ｌｅｓｓ ｂｌｅｅｄ）（Ｗ_{ａ，ｅｎｇ−ｂｌｄ}）およびサイロ空気分定数（ＡＰＰ＿ＳＥＴＵＰ．ＳＩＬＯ＿ＦＲＡＣ．ＩＮ）が、入力され、そしてサイロ気流ベースラインが、以下のように計算される：
Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＢＬ}＝（ＡＰＰ＿ＳＥＴＵＰ．ＳＩＬＯ＿ＦＲＡＣ．ＩＮ）^＊（Ｗ_{ａ，ｅｎｇ−ｂｌｄ}）。

なお図１０の１０−３を参照すると、補正係数を備えるサイロ気流ベースライン（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＢＬ−ＣＦ}）が、Ｆ１３にて提供される。この補正係数は、サイロ気流が、負荷の関数としての利用可能なエンジン気流の固定分ではない場合に、エンジンおよび燃焼室設計について取り組むために使用され得る。この補正係数は、基本エンジン性能測定値（例えば、排気ガス温度、燃焼室圧低下、周囲温度、周囲圧力、圧縮器放出圧および／または圧縮器放出温度）の関数であるべきである。この例において、その補正係数は、排出ガス温度（ＥＧＴ）の関数である。図１０において１０−３にて観察され得るように、Ｆ１３への入力は、サイロ気流ベースライン（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＢＬ}）、実際のＥＧＴと関数Ｆ６からのＥＧＴ限界（ＥＧＴΔ）との差、および補正係数（ＣＦ）であり、ここで、
ＣＦ＝１（１−ｙ）であり、そしてこの式において、
ｙ＝Ａ＊ＥＧＴΔ＋Ｂであり、
Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＢＬ−ＣＦ}は、以下の通りである：
Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＢＬ−ＣＦ}＝Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＢＬ} ^＊ＣＦ。

あるいは、サイロ気流ベースラインは、他の種々の様式で計算され得る。例えば、サイロ気流ベースラインは、圧縮器放出温度、圧縮器放出圧、および圧縮器放出圧とプレバーナー入口との差圧に基づいて、計算され得る。

別の代替形において、サイロ気流ベースラインは、圧縮器速度、ならびにサイロの周囲温度および周囲圧に基づいて、計算され得、ここで、このサイロ気流ベースラインは、種々の定数と正規化されたプラント負荷出力（利用可能な場合は任意の補正またはブリード気流を含む）に加えてこれらのパラメーターの関数である。この代替形において、その出力サイロ気流ベースラインは、所定の圧縮器効率および作動圧に基づく単なる推定値であり得る。ガスタービンエンジンが時間経過すると、そのエンジンの効率は、この代替形のサイロ気流ベースラインが実際のサイロ気流とわずかに異なるように、そのエンジンの実際の作動効率とは異なり得る。他の代替形もまた、可能である。例えば、サイロ気流ベースラインは、総燃料フローおよび排気ガス温度測定値に基づいて、質量−熱収支から計算され得る。この計算の精度は、数ある損失のうち、放熱（ｒａｄｉａｔｉｏｎ）の損失、入口ダクトおよび排出ダクトにおける圧力損失、エンジン性能（圧縮器効率およびタービン効率）の劣化、ブリード空気の劣化、および圧縮器入口ガイドベイン（ｖａｎｅ）の劣化を含めることによって、改善され得る。そのサイロ気流ベースラインはまた、排気ガス放出（特に、ＣＯ_２、Ｏ_２、およびＨ_２Ｏ）、総燃料フロー効率およびエンジン動作効率に基づく質量収支から計算され得る。なお別の代替形において、そのサイロ気流ベースラインは、プレバーナーまたは燃料／空気混合器にわたる熱−質量収支から計算され得る。

（バイパス気流の測定）
ここで図１０の１０−４を参照すると、総バイパス気流が、フロー測定デバイスを使用して測定され得るか、または重要な測定値であるバイパス気流温度、バイパス弁６−４０にわたる圧力低下、およびバイパス弁６−４０の有効面積（Ａｃｄ）から計算され得る。総バイパス気流は、サイロ冷却空気およびエンジン冷却空気の両方から生じる。制御アルゴリズムのこの部分は、サイロ内の空気管理に関係するので、サイロからのバイパス気流は、測定された総バイパス気流から分離される必要がある。総バイパス空気のうちのサイロからの一定分は、バイパスのパイプにわたる圧力低下および圧縮器排出圧の関数である。この圧力低下測定値が利用可能ではない場合、代替的測定値が使用され得る。この例において、関数的特徴付け（バイパス弁位置に対するスケジュール）を使用した。Ｆ１７は、バイパス弁フィードバック位置の入力およびフローメーター測定値からのバイパス気流（Ｗ_{ａ，ｂｙ−ｐａｓｓ ＡＣＴ}）のインプットを考慮して、補正係数を含むバイパス気流（Ｗ_{ａ，ｂｙｐａｓｓ−ＣＦ}）を出力する。Ｆ１７での計算は、以下の通りである：
Ｗ_{ａ，ｂｙｐａｓｓ−ＣＦ}＝Ｗ_{ａ，ｂｙｐａｓｓＡＣＴ}＊ＣＦ。

ＣＦは、バイパス弁位置に基づく所定の補正係数であり、以下のような表から選択される：

補正係数を含むバイパス気流（Ｗ_{ａ，ｂｙｐａｓｓ−ＣＦ}）が、補正係数を含むサイロ気流ベースライン（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＢＬ−ＣＦ}）とともにＦ３に供給されて、以下の計算によって実際のサイロ気流（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＡＣＴ}）が決定される：
（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＡＣＴ}）＝（Ｗ_{ａ，ｓｉｌｏ ＢＬ−ＣＦ}）−（Ｗ_{ａ，ｂｙｐａｓｓ−ＣＦ}）。

実際のサイロ気流がＦ１１に供給されて、一次プレバーナーへの気流（Ｗ_{ａ，ｐｒｉｍ}）が決定される。この一次プレバーナーへの気流（Ｗ_{ａ，ｐｒｉｍ}）は、Ｆ１５にて補正され、そしてコントロールブロックＦ３０へと供給されて、一次プレバーナー燃料フロー設定点（Ｗ_{ｆ，ｐｒｉｍ ｓｅｔｐｏｉｎｔ}）が計算される。この一次燃料フロー設定点は、一次プレバーナー気流、プレバーナー入口温度（Ｔ３２）、および要求プレバーナー出口温度（Ｔ３４_ｄｍｄ）の関数として、計算される。この要求プレバーナー出口温度は、Ｆ１０にて得られ、このＦ１０において、要求スケジュール数（ＤＭＤ ＳＣＨ＃）およびＥＧＴΔが、入力である。Ｆ１０において、要求スケジュール数は、要求プレバーナー出口温度（Ｔ３４_ｄｍｄ）にＥＧＴΔを関連付ける所定のスケジュールを提供し、要求プレバーナー出口温度（Ｔ３４_ｄｍｄ）は、ＥＧＴΔ値に基づいて選択される。一次燃料フロー設定点が、実際の一次燃料フローと比較され、閉ループＰＩＤ制御モジュールが、一次プレバーナー燃料弁への出力を相応して提供する。

二次プレバーナーを備える実施形態において、Ｆ１０にて得られたＴ３４_ｄｍｄについての値が、二次プレバーナー燃料フローを計算するために使用され、ここでこの二次プレバーナー燃料フローはまた、プレバーナー入口温度（Ｔ３２）および二次プレバーナー気流（Ｗ_{ａ ｓｅｃ}）の関数である。この二次プレバーナー気流は、一次プレバーナー気流と総サイロ気流との間の差を計算することによって得られる。あるいは、総プレバーナー燃料フローが、総サイロ気流、プレバーナー入口温度（Ｔ３２）、およびプレバーナー出口温度要求量（Ｔ_{３４ｄｍｄ}）の関数として、計算され得る。実際のプレバーナー出口温度（Ｔ３４_ａｃｔ）フィードバックが、閉ループ制御において使用されて、二次プレバーナーへの燃料フローが調節される。

（バイパス弁の操作）
図１０の１０−５を参照して、ここで、バイパス弁操作が議論される。バイパス弁は、要求バイパス気流（１０−３）を、測定されたバイパス気流（１０−４）と比較することによって、バイパスフローに関して制御された閉ループである。バイパスフローに関するこの閉ループ制御は、弁への要求シグナルを生じる。１０−５に示される例において、バイパス弁は、必要弁位置が達成され制御されるのを確実にするための位置フィードバック特徴を有する。

（触媒燃焼システムの制御 − 従来技術）
触媒燃焼システムのための基本的な制御戦略は、図１１に図示される。低シグナル選択バス（ＬＳＳ）の出力１１−１は、ガスタービンエンジンの総燃料流量必要量に対応する。この総燃料流量必要量は、触媒断熱燃焼温度計算１１−２（これは、総燃料流量、プレバーナー入口温度１１−３およびサイロ気体質量流量１１−４の関数である）に入力される（ｆｅｅｄ）。この図では、サイロ気体質量流量は、ラッパ口圧力１１−５および周囲温度１１−６のエンジンの基礎測定値の関数である。しかし、本発明は、これに限定されず、そして他のエンジン基礎測定値が、上記に考察されるように使用され得る。この触媒断熱燃焼温度１１−７は、触媒作動流れスケジュール（ｌｉｎｅ ｓｃｈｅｄｕｌｅ）に入力され、プレバーナー作動温度要求Ｔ３４_ｄｍｄ１１−９を任意の所定の触媒断熱燃焼温度に指定する。このプレバーナー作動温度要求１１−９は、プレバーナー一次ゾーン温度制御１１−１０およびプレバーナー二次ゾーン温度制御１１−１１に入力される。

プレバーナー一次ゾーン温度制御１１−１０は、一次ゾーンエアフロー、プレバーナー入口温度Ｔ３２ １１−３およびプレバーナー作動温度要求Ｔ３４_ｄｍｄ１１−９の関数である。１１−９と１１−３との間の差として規定される、プレバーナーにわたる任意の所定の温度上昇のために、一次ゾーンの温度要求が存在する。この一次ゾーン温度要求は、断熱燃焼温度計算を使用して、一次燃料バルブ流量要求１１−１２へと転換される。

プレバーナー二次ゾーン温度制御１１−１１は、二次ゾーンエアフロー、プレバーナー入口温度１１−３およびプレバーナー作動温度要求１１−９の関数である。断熱燃焼温度計算を使用して、プレバーナー温度要求１１−９を総プレバーナー燃料流量要求へと変換する。この一次燃料バルブ流量要求１１−１２は、総プレバーナー燃料流量要求から差し引かれ、このことにより二次燃料バルブ流量要求１１−１３が残される。プレバーナー出口温度１１−１４は、プレバーナー二次ゾーン温度制御１１−１１へとフィードバックされ、その結果、この制御システムは、温度についての閉鎖したループ制御を実施するのに必要とされるように、二次燃料バルブ流量要求量を増加または減少させ得る。

ガスタービンエンジン（ＬＳＳの出力１１−１）の総燃料流量要求量もまた、触媒燃料流量制御１１−１５に入力される。一次燃料バルブ１１−１６および二次燃料バルブ１１−１７からの実際の燃料流量は、総燃料流量要求量１１−１から差し引かれる。この残りの燃料流量は、触媒燃料バルブへの要求１１−１８である。

（触媒燃焼システムの制御）
本発明のこの制御方法は、図１２に図示される。プレバーナー作動温度要求１２−９を決定するための方法は、触媒断熱燃焼温度１１−７の関数ではない。その代り、この制御システムは、触媒断熱燃焼温度と、完全な負荷を規定する排出ガス温度限界（ＥＧＴ_{ｌｉｍｉｔ}）と排出ガス温度（ＥＧＴ）との間の差（ＥＧＴΔ）との間の固有の関係を利用する。ここで、プレバーナー作動温度要求１２−９は、ＥＧＴ限界１２−７ＡとＥＧＴ １２−７Ｂとの間の差の関数であり得る。あるいは、この制御システムは、触媒断熱燃焼温度と排出ガス温度との間の固有の関係を使用し得る。

他の実施形態において、制御システムは、触媒断熱燃焼温度とタービン入口温度との間の固有の関係；断熱燃焼温度と燃料対空気比との間の固有の関係；断熱燃焼温度と、２段階アセンブリにおけるタービンおよびローターの中間または段間の温度測定値との間の固有の関係；断熱燃焼温度とタービンの負荷出力または動力出力との間の固有の関係を、利用する。

（バイパス弁およびブリード弁を備えた触媒燃焼システムの制御）
図１３は、バイパス１３−１およびブリード１３−２の制御論理が、図１２の制御論理でインターフェースをとる（ｉｎｔｅｒｆａｃｅ）場合を図示する。ここで、流量計１３−３からのブリードエアフロー速度からのフィードバックは、サイロ空気質量流速計算１３−４に影響する。バイパスおよびブリードの制御論理についての詳細は、それぞれ図１４および図１５に示される。

バイパス論理は、バイパスエアフロー制御ブロック１４−１０において、触媒断熱燃焼温度出力１４−８を、触媒断熱燃焼温度スケジュール要求１４−９と比較することによって、触媒断熱燃焼温度を制御する。触媒断熱燃焼温度計算１４−１は、サイロ空気質量流速１４−２、プレバーナー入口温度１４−３、一次バルブ１４−４、二次バルブ１４−５および触媒１４−６燃料バルブからの実際の燃料流量、ならびに流量計１４−７からのバイパスエアフローの関数である。触媒断熱燃焼温度スケジュール要求１４−９は、触媒活性１４−１１と、全負荷１４−１２を規定する排出ガス温度限界（ＥＧＴ_{ｌｉｍｉｔ}）と排出ガス温度（ＥＧＴ）１４−１３の間の差との関数である。あるいは、触媒要求スケジュール１４−９は、触媒活性およびタービン入口温度、燃料対空気の比、中間もしくは段間の温度測定値、またはタービンの負荷出力もしくは動力出力の関数である。

触媒断熱燃焼温度出力１４−８をこの要求１４−９と比較することによって、バイパスエアフロー制御ブロック１４−１０は、バイパスバルブを作動するためのバイパスエアフロー速度要求１４−１４を決定する。流量計１４−７からの実際のバイパスエアフロー速度は、バイパスエアフロー制御ブロック１４−１０にフィードバックされ、バイパスエアフローに対する閉鎖ループ制御を実施する。

ここで図１５を参照すると、ブリードバルブ制御１５−１は、排出ガス温度差設定点（ｄＥＧＴ_{ｓｅｔｐｏｉｎｔ}）１５−２、および完全な負荷１５−３を規定する排出ガス温度限界（ＥＧＴ_{ｌｉｍｉｔ}）と排出ガス温度（ＥＧＴ）１５−４との間の差の関数である。このｄＥＧＴ_{ｓｅｔｐｏｉｎｔ}１５−２は、触媒活性１５−６に基づきスケジュール１５−５から決定される。ブリード弁制御要求１５−７は、ｄＥＧＴに対する閉鎖ループ制御を実施するために必要とされるように、増加および減少する。あるいは、ブリード弁制御１５−１は、タービン入口温度、燃料対空気比、または段間温度の関数である。

従って、ガスタービンがより低負荷で作動するか、またはこのガスタービンにより必要とされる総燃料が燃料の完全燃焼に最適ではない他の条件で作動することを可能にするための制御戦略が開発された。さらなる制御戦略は、触媒燃焼室をパイパスするコンプレッサー排出空気および放出するコンプレッサー排出空気を管理する。このバイパスシステムはガスタービンの総動力出力に影響することなく触媒燃焼室の燃料空気の比を変化させる。ブリードシステムもまた触媒燃焼室の燃料空気の比を変化させるが、ガスタービンの全体的な効率をコストの点で低減する。バイパスおよびブリードシステム、ならびに本発明の制御戦略を備えた触媒燃焼室の重要な利点は、このシステムが、このようなシステムを備えない触媒燃焼室より、広範な負荷範囲にわたって最適な低排気作動条件で触媒を維持し得ることである。

本明細書中に記載するように、ガスタービンが、触媒反応後ゾーンにおける燃料の完全燃焼から、反応ゾーンにおける最小の燃焼に円滑に移行するのを可能にするために、本発明のさらなる制御戦略が、開発された。このさらなる制御戦略は、触媒燃焼室をバイパスする空気を最小にし、触媒の上流の混合物温度を増加させ、そして開放ループ制御（非フィードバック）に基づき、ガスタービンによって必要とされる総燃料を操作する。

一定のランプ速度でガスタービンを非負荷にする間、触媒反応後ゾーンにおける均質な燃焼プロセス波動の消失は、迅速かつ有意に軸出力を低減する。制御システムは、設定点を超えて軸出力を増加させる均質な燃焼プロセス波動が、再成立されるような様式で応答する。設定点より大きいフィードバック力では、この制御システムは、均質な燃焼プロセス波動が消失して設定点未満の軸出力を生じるように応答する。均質な燃焼プロセス波動の再成立および消失のこのサイクルは、均質な燃焼プロセス波動が自体を再成立し得ないほど、触媒反応後ゾーンにおける燃料対空気の比が十分に低くなるまで、数回繰り返される。この問題は、図１６に例示される。

本発明は、軸出力における均質な燃焼プロセス波動の再成立および消失の繰り返されるサイクル、ならびにそれに続くサイクルを排除するためのエンジン非負荷シーケンスを制御する、改良方法を提供する。この改良方法は、開放ループ制御（非フィードバック制御）に基づき、エンジンの総燃料流量を一定に保時し、そして傾斜をつける間に、バイパスエアフローを低減する工程、および触媒入口温度（プレバーナー出口温度）を増加させる工程を包含する。

この改良した制御方法は、均質な燃焼プロセス波動の消失を検出することよって作動される。均質な燃焼プロセス波動の消失を検出する主要な方法は、軸出力の変化率による。しかし、他の検出方法（例えば、触媒反応後ゾーンまたはエンジン排出ガスの温度における温度測定デバイス、またはフレームセンサーデバイス）もまた利用され得る。一旦作動すると、この改良した制御方法は、バイパスエアフローを下降させて燃料対空気比を低減させ、そして許容可能なレジデント時間以内に均質な燃焼プロセス波動を再成立する可能性を最小にする、触媒燃焼後ゾーンにおける平均速度を増加させる。バイパスエアフロー速度を低減する１つの方法は、バイパスバルブ（１４−１４）に対するエアフロー速度要求をゼロに設定することである。あるいは、このバイパスバルブ位置が、ゼロに設定され得る。

さらに、この制御方法は、触媒入口温度（プレバーナー出口温度）を上昇させて、触媒出口温度を増加させ、このことは、触媒反応後ゾーンにおける均質な燃焼プロセス波動の消失から生じた出力の消失規模を最小にする。このことは、プレバーナー温度設定点１３−４を例えばバルブ６５０Ｃの値に設定することによってなされ得る。

さらに、この制御システムは、出力において、均質な燃焼プロセス波動の再成立および消失の繰り返されるフィードバックサイクルおよびそれに続くサイクルを排除する開口ループ制御を介して、エンジンの総燃料流量必要量を一定に保つかまたは増減させる（ｒａｍｐ）。このことは、ＬＳＳ出力１３−５の値を一定に保つかまたは増減させることによってなされ得る。この値では、シャフト出力がエンジンをグリッドに同調させたままにするのを保証するのに十分高い値で１３−５が一定に保たれ、そして均質な燃焼が再成立しないのを保証するのに十分なさらに低い連続的な出力で一定に保たれる。総燃料流量必要量が上昇する場合、この傾斜に対する制限は、軸出力がエンジンをグリッドに同調させたままにし、そして均質な燃焼が再成立しないような値によって設けられるべきである。

また、この制御システムは、ブリードエアフローを減少させて、燃料対空気比を低減させ、そして触媒反応後ゾーンにおける平均速度を増加させる。このことは、許容可能なレジデント時間以内に均質な燃焼プロセス波動を再成立させる可能性を最小にする。ブリードエアフロー速度を低減する１つの方法は、ブリード弁制御１５−１に対するΔＥＧＴ設定点１５−２を、非常に大きい数（いわば５００℃）に設定することである。あるいは、ブリード弁位置をゼロに設定し得る。これらの一時的なプロセスは、均質な燃焼プロセス波動の消失を検出した後か、または軸出力が設定点に等しい場合に、一定の時間の間継続する；この時点で制御システムは、正常な作動スケジュールおよび閉鎖ループ制御に基づいて作動する。この一定の持続時間は、均質な燃焼がそれ自体を再成立し得ず、そして非負荷のランプ速度、エンジンの熱量、ＢＯＺレジデンス時間のような多くのパラメーターに依存するのを確実にするように十分長くなければならない。

ガスタービン触媒燃焼システムについて今日まで開発された種々の新規のコントロールシステムは、必要に応じて、ａ）燃料空気比とｂ）触媒に搬送される混合物の温度との間の一定の関係を利用し得る。この燃料空気比は、ガスタービンの燃料必要量およびコンプレッサーの出力によって決定される。触媒の上流の燃焼室は、混合物の温度を調節する。この関係は、このタービン制御システムが、始動の間に、そして様々な負荷条件で作動するが、非常に低排気である最適な作動条件で依然として触媒を維持する能力を提供する。

本発明のさらなる制御戦略は、ガスタービンがより低負荷で作動するか、またはガスタービンにより必要とされる総燃料が完全な燃料燃焼に最適でない他の条件で作動することを可能にするために開発された。本発明は、触媒燃焼室をバイパスするコンプレッサー排出空気、そして放出するコンプレッサー排出空気を管理する。例えば、表Ｄに示されるように、パーセント負荷が減少する場合、バイパス弁は、スケジュールされたＴａｄを達成するように開く。

負荷が落ち込むにつれて、表Ｃに示されるように、ブリード弁は、開いて所望のｄＥＧＴ設定点を維持する。しかし、このブリード弁が特定のｄＥＧＴ設定点（例えば、表Ｄに示される７０％〜３０％の間の負荷）に制御し得る場合、このバイパス弁は一定のままである。何故なら、Ｔａｄは表ＢのＴａｄスケジュールに対するｄＥＧＴに従って一定のままである必要があるからである。Ｔａｄおよびバイパス弁は、負荷が低下する間、一定のままであり得る。何故なら、燃料流量は空気を放出する間一定のままであり、このことは、総タービン効率を低減させるからである。このバイパスシステムは、ガスタービンの総出力に影響することなく触媒燃焼室の燃料空気比を変化させる。このブリードシステムはまた、触媒燃焼室の燃料空気比を変化させるが、コストの点でガスタービンの全体的な効率を低減する。バイパスおよびブリードシステム、ならびに本発明の制御戦略を備える触媒燃焼室の重要な利点は、このシステムが、このようなシステムを備えない触媒燃焼室より広い負荷範囲にわたって、最適な低排気作動条件で触媒を維持し得ることである。

図１は、ガスタービンシステムの図である。 図２は、触媒的燃焼システムの図である。 図３は、温度プロフィールおよび燃料濃度プロフィールに関連する触媒的燃焼システムの図である。 図４は、触媒後の均一波の位置が変動する、触媒的燃焼システムの図である。 図５Ａは、触媒的燃焼システムについての作動ウインドウを示す、触媒入り口温度 対 空気に対する燃料の比のグラフである。 図５Ｂは、触媒的燃焼システムについての作動ウインドウのシフトを示す、触媒入り口温度 対 空気に対する燃料の比のグラフである。 図６は、バイパスおよびブリードを備える触媒的燃焼システムの図である。 図７は、バイパスを備え、そして温度プロフィールおよび燃料濃度プロフィールに関連する、触媒的燃焼システムの図である。 図８は、温度プロフィールおよび燃料濃度プロフィールに関連する触媒的燃焼システム、ならびに空気ブリードに起因するプロフィールの変化の図である。 図９は、バイパスの制御のための機能的要素の模式図である。 図１０Ａは、ブリードおよびバイパスの制御のための機能的要素の模式図である。 図１０Ｂは、ブリードおよびバイパスの制御のための機能的要素の模式図である。 図１１は、触媒的燃焼システムについての先行技術の制御戦略のための機能的要素の模式図である。 図１２は、本発明の触媒的燃焼システムについての制御戦略のための機能的要素の模式図である。 図１３は、本発明のバイパス制御およびブリード制御を取り込む触媒的燃焼システムについての制御戦略のための機能的要素の模式図である。 図１４は、本発明の触媒的燃焼システムについてのバイパス制御戦略のための機能的要素の模式図である。 図１５は、本発明の触媒的燃焼システムについてのブリード制御戦略のための機能的要素の模式図である。 図１６は、均一な燃焼プロセス波を再確立および喪失する反復サイクルから生じる、シャフト出力および総燃料要求 対 時間のグラフである。

Claims (34)

1. 空気供給源、火炎バーナー、該火炎バーナーの下流に配置された燃料注入器および該燃料注入器の下流に配置された触媒、弁を備える流路を備える触媒燃焼システムを制御する方法であって、該弁は、空気の流量の一部を該触媒を迂回させるように指向し、ここで、該燃料の一部が、該触媒内で燃焼し、そして残りの燃料が、該触媒の下流の領域において燃焼し、該方法は、
   触媒入口での断熱燃焼温度を決定する工程と、
   該触媒を迂回する空気の流量の制御および燃焼器入口での空気の流量のブリードによる制御によって、該触媒入口における断熱燃焼温度を、予め決定された範囲内に維持する工程、
   を包含する、
   方法。
2. 請求項１に記載の方法であって、前記断熱温度が、
   ａ）前記燃焼器を通る空気の流量と、
   ｂ）該燃焼器への燃料の流量と、
   ｃ）該燃焼器に入るガス混合物の温度
   をモニタリングすることにより決定される、方法。
3. 請求項２に記載の方法であって、前記燃焼器を通る空気の流量が、コンプレッサを通る空気の流量を測定し、該燃焼器への空気の流量の割合を乗じ、そして前記バイパスを通る空気の流量を差し引くことによって決定される、方法。
4. 前記コンプレッサを通る空気の流量が、該コンプレッサのラッパ口での圧力降下を測定することにより決定される、請求項３に記載の方法。
5. 前記バイパスを通る空気の流量が、該バイパスの流路中に配置されたフロー測定デバイスにより決定される、請求項３に記載の方法。
6. 請求項５に記載の方法であって、前記フロー測定デバイスが、前記空気の流量を制限する抵抗、および該抵抗を横切る圧力降下を測定するセンサから構成される、方法。
7. 空気供給源、火炎バーナー、該火炎バーナーの下流に配置された燃料注入器および該燃料注入器の下流に配置された触媒、弁を備える流路を備える触媒燃焼システムを制御する方法であって、該弁は、空気の流量の一部を該触媒を迂回させるように指向し、ここで、該燃料の一部が、該触媒内で燃焼し、そして残りの燃料が、該触媒の下流の領域において燃焼し、該方法は、
   触媒入口での断熱燃焼温度を決定する工程と、
   排出ガス温度を測定する工程と、
   全負荷での該排出ガス温度を計算する工程と、
   該触媒を迂回する空気の流量の制御および燃焼器入口での空気の流量のブリードによる制御によって、該触媒入口における断熱燃焼温度を、予め決定されたスケジュールに基づいて維持する工程、
   を包含し、該予め決定されたスケジュールが、ｉ）該触媒入口での断熱燃焼温度をｉｉ）該排出ガス温度の測定値と全負荷での排出ガス温度の計算値との間の差異に関連させている、方法。
8. 請求項７に記載の方法であって、前記断熱温度が、
   ａ）前記燃焼器を通る空気の流量と、
   ｂ）該燃焼器への燃料の流量と、
   ｃ）該燃焼器に入るガス混合物の温度
   をモニタリングすることにより決定される、方法。
9. 請求項８に記載の方法であって、前記燃焼器を通る空気の流量が、コンプレッサを通る空気の流量を測定し、該燃焼器に流れる空気の割合を乗じ、そして前記バイパスを通る空気の流量を差し引くことによって決定される、方法。
10. 前記コンプレッサを通る空気の流量が、該コンプレッサのラッパ口での圧力降下を測定することにより決定される、請求項９に記載の方法。
11. 前記バイパスを通る空気の流量が、該バイパスの流路中に配置されたフロー測定デバイスにより決定される、請求項９に記載の方法。
12. 請求項１１に記載の方法であって、前記フロー測定デバイスが、前記空気の流量を制限する抵抗、および該抵抗を横切る圧力降下を測定するセンサから構成される、方法。
13. 前記排出ガス温度が、排出流内に取りつけられた熱伝対により測定される、請求項７に記載の方法。
14. 空気供給源、火炎バーナー、該火炎バーナーの下流に配置された燃料注入器および該燃料注入器の下流に配置された触媒、弁を備える流路を備える触媒燃焼システムを制御する方法であって、該弁は、空気の流量の一部を該触媒を迂回させるように指向し、ここで、該燃料の一部が、該触媒内で燃焼し、そして残りの燃料が、該触媒の下流の領域において燃焼し、該方法は、
    触媒入口での断熱燃焼温度を決定する工程と、
    負荷を測定する工程と、
    全負荷を計算する工程と、
    該触媒を迂回する空気の流量の制御および燃焼器入口での空気の流量のブリードによる制御によって、該触媒入口における断熱燃焼温度を、予め決定されたスケジュールに基づいて維持する工程、
    を包含し、該予め決定されたスケジュールが、ｉ）該触媒入口での断熱燃焼温度を、ｉｉ）該負荷の測定値と該全負荷の計算値との間の差異に関連させている、
    方法。
15. 請求項１４に記載の方法であって、前記断熱温度が、
    ａ）前記燃焼器を通る空気の流量と、
    ｂ）該燃焼器への燃料の流量と、
    ｃ）該燃焼器に入るガス混合物の温度
    をモニタリングすることにより決定される、方法。
16. 請求項１５に記載の方法であって、前記燃焼器を通る空気の流量が、コンプレッサを通る空気の流量を測定し、該燃焼器に流れる空気の割合を乗じ、そして前記バイパスを通る空気の流量を差し引くことによって決定される、方法。
17. 前記コンプレッサを通る空気の流量が、該コンプレッサのラッパ口での圧力降下を測定することにより決定される、請求項１６に記載の方法。
18. 前記バイパスを通る空気の流量が、該バイパスの流路中に配置されたフロー測定デバイスにより決定される、請求項１４に記載の方法。
19. 請求項１８に記載の方法であって、前記フロー測定デバイスが、前記空気の流量を制限する抵抗、および該抵抗を横切る圧力降下を測定するセンサから構成される、方法。
20. 請求項１４に記載の方法であって、前記触媒の下流の出力タービンおよび該出力タービンに接続された発電機をさらに備え、ここで前記負荷の測定値が、該発電機の出力である、方法。
21. 前記負荷と計算された全負荷との間の差異が、タービンコンプレッサの排気圧力、および排出ガス温度から決定される、請求項２０に記載の方法。
22. 前記触媒が、触媒入口での断熱燃焼温度と触媒入口での燃料空気比と間でのスケジュール、触媒入口での断熱燃焼温度と触媒入口ガス温度との間でのスケジュール、または触媒入口での断熱燃焼温度とＥＧＴ−Δ（全負荷での排出ガス温度の計算値と排出ガス温度の測定値との差異）と間でのスケジュールを介して制御される、請求項１４に記載の方法。
23. 空気供給源、火炎バーナー、該火炎バーナーの下流に配置された燃料注入器および該燃料注入器の下流に配置された触媒、弁を備える流路を有する燃焼器を備える触媒燃焼システムを制御する方法であって、該弁は、空気の流量の一部を該触媒を迂回させるように指向し、ここで、該燃料の一部が、該触媒内で燃焼し、そして残りの燃料が、該触媒の下流の領域において燃焼し、該方法は、
    少なくとも１つの熱力学的な燃焼システムパラメーターを測定する工程と、
    第一の予め決定されたスケジュールを選択する工程であって、該スケジュールが、少なくとも１つの熱力学的な燃焼システムパラメーターを、該触媒を迂回する予め決定された空気の流量に関連させる工程と、
    少なくとも１つの熱力学的な燃焼システムパラメーターの測定値に基づき、該第一の予め決定されたスケジュールから、該触媒を迂回する該予め決定された空気の流量を選択することによって、該触媒を迂回する該空気の流量を制御する工程、
    を包含し、
    燃焼器入口の空気の流量をブリードする弁を備える流路を提供する工程と、
    第二の予め決定されたスケジュールを選択する工程であって、該第二の予め決定されたスケジュールが、少なくとも１つの熱力学的な燃焼システムパラメーターを、燃焼器入口の空気の流量をブリードする予め決定された空気の流量に関連付けている、工程と、
    該少なくとも１つの熱力学的な燃焼システムパラメーターの測定値に基づき、該第二の予め決定されたスケジュールから、燃焼器入口空気の流量をブリードする予め決定された空気の流量を選択することによって、燃焼器入口の空気の流量をブリードする該空気の流量を制御する工程、
    をさらに包含する、
    方法。
24. 請求項２３に記載の方法であって、ここで、前記少なくとも１つの熱力学的な燃焼システムパラメーターが、前記排出ガス温度、該排気ガス温度と全負荷での排気ガス温度の計算値との差異、前記タービン入口温度；前記燃焼器出口温度、前記燃焼器入口温度、タービン負荷、前記触媒入口温度、触媒温度、前記触媒出口温度、前記断熱燃焼温度、プレバーナー出口温度、プレバーナー入口温度、プレバーナー入口圧力、プレバーナー出口圧力、触媒入口圧力、触媒出口圧力、燃焼器入口圧力、燃焼器出口圧力、第一のゾーンのプレバーナーへの燃料の流量、第二のゾーンのプレバーナーへの燃料の流量、該燃焼器への燃料の流量、該触媒への燃料の流量、第一のゾーンのプレバーナーへの空気の流量、第二のゾーンのプレバーナーへの空気の流量、および該燃焼器への空気の流量からなる群より選択される、方法。
25. 請求項２４に記載の方法であって、
    少なくとも１つの熱力学的な燃焼システムパラメーターのフィードバックを提供する工程と、
    該フィードバックに基づき、該触媒を迂回する前記空気の流量を調整する工程、
    をさらに包含する、方法。
26. 前記フィードバックが閉鎖ループである、請求項２５に記載の方法。
27. 請求項２３に記載の方法であって、
    前記少なくとも１つの熱力学的燃焼システムパラメーターのフィードバックを提供する工程と、
    該フィードバックに基づき、燃焼器入口の空気の流量をブリードする前記空気の流量を調整する工程、
    をさらに包含する方法。
28. 前記フィードバックが閉鎖ループである、請求項２７に記載の方法。
29. 請求項２３または２４に記載の方法であって、前記触媒を迂回する空気の流量を制御する工程が、熱力学的な燃焼システムパラメーターの設定値を予め決定する工程を包含する、方法。
30. 前記燃焼器システムパラメーターの設定値が、燃焼器排出を減少するように選択される、請求項２９に記載の方法。
31. 請求項２９に記載の方法であって、前記燃焼器入口の空気の流量をブリードする空気の流量を制御する工程が、前記設定値を維持するように、燃焼器入口の空気の流量をブリードする該空気の流量を調整する工程を包含する、方法。
32. 請求項２９に記載の方法であって、前記燃焼器入口の空気の流量をブリードする空気の流量を制御する工程が、第二の熱力学的燃焼システムパラメーターの設定値を予め選択する工程を包含する、方法。
33. 請求項３２に記載の方法であって、前記燃焼器入口の空気の流量をブリードする空気の流量を制御する工程が、第二の設定値を維持するように該燃焼器入口の空気の流量をブリードする空気の流量を調整する工程を包含する、方法。
34. 前記第二の熱力学的な燃焼器システムパラメーターの設定値が、燃焼器排出を減少するように選択される、請求項３２に記載の方法。

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