JP4803897B2 - 空気液化分離装置の制御方法 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、空気を原料とし、主として、酸素、窒素及びアルゴンを製品として採取する空気液化分離装置の制御方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
従来、酸素、窒素、およびアルゴン等の工業ガスの大量消費産業においては、ガスユーザからの供給設備能力を超える頻繁且つ大幅な需要量変動の対応策として、空気液化分離装置にガスホルダーや液化ガスの気化圧送装置を用いる方法が採用されている。例えば、大幅な増量要求に対しては、ガスホルダーや気化圧送装置から製品ガスを補給し、逆に、需要が減少する場合は、製品ガスを放気するなどして対応している。
【０００３】
しかし、ガスホルダー方式は、需要増の際に製品の供給圧力を確保するため、製品供給用の圧縮機の吐出圧力を必要以上に高く設定して運転しなければならないので、動力の無駄が大きく省エネルギーの点に問題がある。
一方、気化圧送装置を用いる方式の場合は、液化ガスを生産し、この液化ガスを貯蔵した貯槽から導出して、気化圧送して供給するものであって、液化ガスを製造する設備、貯槽、気化器等の設備投資のコストがかかる。
【０００４】
そこで、これらに対して、空気液化分離装置自体の増減量運転操作により、製品ガスの需要量変動に対応する方法が提案されている。
空気液化分離装置における増減量運転操作は、蒸留塔の増減量操作と実質的に同じであり、この場合、蒸留塔の上昇ガスの流量の変化には遅れが殆どないのに対し、下降液の流量は時間的な遅れを伴って変化する。
このため、負荷を変化させる場合は下降液量が上昇ガス量より早く変化するように操作することによって、製品濃度の変動を抑えることができる。
これについて、出願人は、ガスホルダーや気化圧送設備などの附加設備を用いずに、急激な増減量運転を可能にする空気液化分離装置の制御方法として、特許第3027368号を提案した。
【０００５】
しかし、上記方法では、急激な増減量運転操作後、空気液化分離装置の固有な特性により、空気液化分離装置が定常状態に達するまでにかなり長い時間がかかるため、増減量運転を短時間で繰り返す場合、製品濃度が安定に至らず、設定したスペック値をオーバーする怖れがある。
空気液化分離装置をできるだけ短時間に安定化させるためには、製品濃度及び中間製品濃度に対してフィードバック制御を行うことが有効とされている。よく使われる制御方法としては、▲１▼PID制御や、▲２▼モデル予測制御（Model Predictive Control、「ＭＰＣ」と略称する）等がある。
PID制御は、制御対象の速答性が悪い（むだ時間が長いなど）場合や、制御変数間の相互干渉が強い場合、良好な制御結果を得ることは困難である。又、モデル予測制御においても、時定数が異なる制御ループ間の相互干渉が予測精度を低下させるため、全ループについて望ましい制御性能を得ることは容易ではない。
【０００６】
以下、本発明の対象とする空気液化分離装置について、その一例を図８に図示する工程系統図を参照して説明する。
まず、圧縮され、水および炭酸ガスを除去された原料空気ＡＩＲは、管路１より制御弁２を通って主熱交換器３に入り、低温流体により冷却され下部塔４の塔底部に供給される。
原料空気ＡＩＲはここで蒸留され、塔底部の酸素分に富んだ液体空気と塔頂部の高純度窒素に分離される。
下部塔４の塔頂の管路５から抜き出された高純度窒素の一部は上部塔９の塔底部の主凝縮器７で液化された後、管路８に導出し、一部は下部塔４に戻し、残りの液体窒素は管路１２を介して過冷器１３で冷却された後、弁１４で膨張して上部塔９の塔頂へ供給される。
残りの中圧窒素ガスは管路１０を介して二つに分けられ、一方は主熱交換器３で加熱されて、中圧製品窒素ガスＭＧＮ2としてコールドボックスを制御弁１１を経て導出される。
他方の中圧窒素ガスは管路２０を介して主熱交換器３で加熱され、さらにタービン熱交換器２１で加熱され、タービンブロワ２２で加圧された後、冷却器２３、タービン熱交換器２１で冷却された後、膨張タービン２４で膨張し、上部塔９からの廃窒素ガスと合流して管路２９を介して主熱交換器３で加熱され、廃窒素ガスＲＮ2となってコールドボックスを制御弁３０を経て導出される。
下部塔４の塔底から抜き出された液体空気は過冷器１３で冷却された後、液体空気ＬＡＩＲ1とアルゴン凝縮器用液体空気ＬＡＩＲ2の二つに分けられ、一方の液体空気ＬＡＩＲ1は管路１５を介して弁１６で膨張して、上部塔９の中間部に供給される。他方のアルゴン凝縮器用液体空気ＬＡＩＲ2は管路１７を介して弁１８で膨張し、アルゴン凝縮器１９で加熱され、上部塔９のフィードアルゴン段の導出管３５の位置より上の部分に導入される。
【０００７】
上部塔９は塔底に主凝縮器７が配設された塔で、下部塔４から管路１２を介して供給された還流液体窒素ＲＬＮ2と、前記管路１５に分岐された液体空気ＬＡＩＲ1と、管路１７を介してアルゴン凝縮器１９を流通してきたアルゴン凝縮器用液体空気ＬＡＩＲ2が上部塔９に供給され、ここで精留される。
これによって、塔頂部の管路２６より低圧製品窒素ガスＧＮ2、管路２８から廃窒素ガスＲＮ2、管路３１から製品酸素ガスＧＯ2、及び管路３３から液体酸素ＬＯ2等がそれぞれ分離して採取される。
なお、管路２６より導出される低圧製品窒素ガスＧＮ2と管路２８より導出される廃窒素ガスＲＮ2は、過冷器１３及び主熱交換器３で常温まで加熱されてコールドボックスを出る。
上部塔９の管路３１から導出される製品酸素ガスＧＯ2は主熱交換器３で常温まで加熱されてコールドボックスを弁３２を経て導出される。又、上部塔９の塔底から管路３３を介して導出される液体酸素ＬＯ2は過冷器１３で冷却され、弁３４を介して液体酸素タンク（図示せず）へ送られる。
【０００８】
粗アルゴン塔３６は塔頂にアルゴン凝縮器１９を配設した塔で、上部塔９から管路３５を介して供給されたフィードアルゴンガスＦＡrは、該粗アルゴン塔３６でアルゴンが富化された粗アルゴンガスＲＡrに分離される。
粗アルゴン塔３６の塔頂から管路３８で導出される粗アルゴンガスＲＡrの一部は管路４０に分岐されて主熱交換器３で加熱された後、コールドボックスを弁４３を経て導出する。
残りの粗アルゴンガスＲＡrは、管路３９を介して粗アルゴン塔凝縮器１９で液化されて、粗アルゴン塔３６の塔頂に供給するようにして環流される。粗アルゴン塔３６の塔底からのアルゴンを含む酸素富化液体ＬＲＡrは管路３７により上部塔９に環流される。
【０００９】
なお、図８中、符号４５は原料空気流量調節器、４６は粗アルゴンガス流量調節器、４７は製品酸素ガス流量調節器、４８は製品窒素ガス流量調節器、４９は中圧製品窒素ガス流量調節器、５０は上部塔９の圧力調節器、５１は上部塔９への還流液体窒素流量調節器、５２は下部塔４の液面調節器、５３は液体空気流量調節器、５４は上部塔９の液面調節器、５５はアルゴン凝縮器用液体空気流量調節器、５６は液体酸素流量調節器である。
そして、このような空気液化分離装置は、一般に上部塔９は１２０〜１６０ｋＰaの圧力で、又下部塔４は４５０〜６００ｋＰaの圧力で操作されるが、これらの圧力より高い圧力、あるいはより低い圧力で操作することも可能である。
【００１０】
しかるに、上記した如き空気液化分離装置の製品濃度制御のために、一般化モデル予測制御（Ｇeneral Model Predictive Control、 「ＧＰＣ」と略称する）方法を用いた例が、すでに、谷 繁幸他による「計測と制御 第３９巻 第５号 第３４３−３４５頁（２０００年）」の文献や、又、Ｄ.Ｗ.クラーク等による「Ａutomatica 第２３巻 第２号 第１３７−１６０頁（１９８７年）」の文献で報告されている。以下その概要を説明する。
【００１１】
これらの文献でのＧＰＣ理論では、プラントの動特性を以下のようなCARIMA（Ｃontrolled Ａuto-Ｒegressive and Ｉntegrated Ｍoving-Ａverageの略称）モデルによって表現している。
Ａ(ｚ-1)ｙ(ｔ)＝Ｂ(ｚ-1)ｚ-Lｕ(ｔ−１)＋ｄ(ｔ) ……… (1)
ここで、Ａ(ｚ-1)は目標とする設定運転状態、Ｂ(ｚ-1)は現在の運転状態、ｕ(ｔ−１)は操作量、ｙ(ｔ)は制御量、ｄ(ｔ)はノイズ、Ｌはむだ時間である。
【００１２】
このプラントに対してつぎの評価関数を考える。
【数１】
ここで、Ｎ1は最小評価ホライズン、Ｎ2は最大評価ホライズン、Ｎ3は制御ホライズンである。
【００１３】
一般化モデル予測制御（ＧＰＣ）では、この予測値に基づいて、この目標関数Ｊを最小にする操作量を決める。そのための一般理論は、上記した如くここ十数年研究され、汎用のソフトパッケージも市販されている。
このＧＰＣを空気液化分離装置に適用した上記谷繁幸他による文献では、操作量として、▲１▼原料空気流量 ▲２▼膨張タービン流量 ▲３▼製品酸素抜出流量 ▲４▼液体窒素還流流量（弁開度） ▲５▼粗アルゴン塔差圧 ▲６▼粗アルゴン抜出流量を用い、制御量を、▲１▼製品酸素濃度 ▲２▼製品窒素濃度 ▲３▼粗アルゴン濃度 ▲４▼製品酸素パージ量 ▲５▼膨張タービン／原料空気量比率 ▲６▼アルゴン収率としている。
この例では、定常操業時に製品濃度の安定化に一定の効果が得られているが、操作変数が多いため、制御演算が複雑であり、さらに、時定数の異なる多数の制御ループを同一の制御器によって操作量を決めるため、負荷が大幅に変化するときは、各ループ間の相互干渉が逆に悪影響しやすく、制御精度を劣化させる可能性もある。
【００１４】
【発明が解決しようとする課題】
しかるに、空気液化分離装置の増減量運転を短時間で繰り返す場合、製品濃度が安定に至る前に次の増減量運転をすると、製品の純度を維持できなくなるので、できるだけ短時間に製品濃度を安定化させる必要があるが、従来のPID制御では、よい制御を得ることは困難である。また、モデル予測制御を適用するにしても、操作変数が多いため、制御演算が複雑となる。すなわち、時定数の異なる多数の制御ループを同一の制御器によって操作量を決めるため、負荷が大幅に変化するときは、十分な制御精度が得られない。さらに、各ループについて全体的に望ましい制御性能を得るのも容易ではないと言う諸問題があった。
【００１５】
本発明は、上記した事情に鑑みなされたもので、その目的とする課題は、空気液化分離装置において、ガスホルダーや気化圧送設備などの付加設備を用いずに、大幅且つ頻繁な増減量運転操作が可能な制御方法を提供することにある。
【００１６】
【課題を解決するための手段】
上記課題を解決するため、請求項１に係る発明は、原料空気から空気の構成成分である窒素、酸素、粗アルゴンを低温精留により分離採取する空気液化分離装置の制御方法において、成分濃度制御ループの出力値のモデル予測値を用いた最適化制御により、全製品の純度を制御する方法であって、前記成分濃度制御ループは、前記酸素の流量及び前記粗アルゴンの流量の２入力と、フィードアルゴン中のアルゴン濃度及び前記粗アルゴン中の酸素濃度の２出力と、を少なくとも有し、粗アルゴン中の酸素濃度制御ループの出力値の予測の際に、フィードアルゴン中のアルゴン濃度制御ループの調整の影響を外乱としてみなすとともに、フィードアルゴン中のアルゴン濃度制御ループの出力値の予測の際に、粗アルゴン中の酸素濃度の調整の影響を無視することを特徴とする空気液化分離装置の制御方法である。
【００１７】
又、請求項２に係る発明は、流量制御、圧力制御、及び液面制御の制御ループを用いて、前記空気液化分離装置を運転することを特徴とする請求項１に記載の空気液化分離装置の制御方法である。
【００１８】
【発明の実施の形態】
本発明は、負荷変動の場合、空気液化分離装置全体の物質バランスを取るため、対応した各流量調節器の設定値は最適化されて運転するものである。
そして、本発明では、以下の如き構成を有するものである。
（i）空気液化分離装置の運転にあたって、流量制御、圧力制御、及び液面制御等の基本的な制御ループによって行うものであること。
（ii）その上に、更に次の如き製品濃度制御ループを有するものである。
（イ）純度安定化のための、フィードアルゴン中のアルゴン濃度と粗アルゴン中の酸素濃度を出力とし、酸素流量と粗アルゴン流量を制御入力とする低次元数学モデルを抽出すること。
（ロ）干渉項を外乱とするモデル予測制御をベースとしたフィードアルゴン中のアルゴン濃度の制御則を有すること。
（ハ）フィードアルゴン中のアルゴン濃度調整の永久尾を無視するモデル予測型粗アルゴン中の酸素濃度制御則を有すること。
【００１９】
即ち、本発明は、制御演算を簡単化し、且つ有効にするために、全制御変数に対してフィードバックループを組むのではなく、プラント運転にもっとも重視され、且つ連続的に測定が可能なものとして、フィードアルゴン中のアルゴン濃度および粗アルゴン中の酸素濃度を制御量として、製品酸素流量および粗アルゴン流量を操作量として選択する。
また、空気液化分離装置はむだ時間が長く、各要素が複雑に影響し合っているため、数学的に正確且つ完全に記述することは困難であり、ここでは、プラントの主な動特性のみに注目し、むだ時間を有する一次遅れまた二次遅れ特性としてプラントの動特性を表現し、無視された諸要素の影響は外乱として見なすことによって、数学モデルを簡単な構造にしたものであるする。
【００２０】
そこで、この数学モデル表示による制御対象のモデル構造を図１に示す。図１中の記号及び数式は以下のことを示すものである。
・ｕ1(ｔ)：製品酸素流量
・ｕ2(ｔ)：粗アルゴン流量
・ｙ1(ｔ)：フィードアルゴン中のアルゴン濃度
・ｙ2(ｔ)：粗アルゴン中の酸素濃度
・ｄ1(ｔ)：外乱
・ｄ2(ｔ)：外乱
・ｕ1'(ｔ)＝Ａ12 -1(ｚ-1)ｕ2(ｔ)
・ｕ2'(ｔ)＝Ａ21 -1(ｚ-1)ｕ1(ｔ)
・［Ｂ11(ｚ-1)／Ａ11(ｚ-1)］ｚ-L11：ｕ1(ｔ)からｙ1(ｔ)への伝達関数
・［Ｂ12(ｚ-1)／Ａ12(ｚ-1)］ｚ-L12：ｕ2(ｔ)からｙ1(ｔ)への伝達関数
・［Ｂ21(ｚ-1)／Ａ21(ｚ-1)]ｚ-L21：ｕ1(ｔ)からｙ2(ｔ)への伝達関数
・［Ｂ22(ｚ-1)／Ａ22(ｚ-1)]ｚ-L22：ｕ2(ｔ)からｙ2(ｔ)への伝達関数
【００２１】
次に、ダイナミックシミュレータを用いて各操作量に対するプラントのステップ応答の計算を行い、制御対象（各チャネルの伝達関数）のモデルを同定した。
得られた同定モデルを使って、モデル予測制御を行った。
このシミュレーションから、前述の数学モデルは２入力、２出力系である。ここでまず一般化モデル予測を適用して、２出力の予測を同時に行い、それに基づいて操作量も同時に決定する方法が考えられる。
しかしながら、空気液化分離装置においては、粗アルゴン中の酸素濃度制御ループのむだ時間と時定数がフィードアルゴン中のアルゴン濃度制御ループのそれらと比べ、大幅に長く、大きいという特性がある。この場合、遅れ時間が短く時定数が小さいループの整定過程が完了した後にも、遅いループの整定が行われるため、逆に誤差を引き起こす可能性があることが確認された。
【００２２】
そこで、本発明では多変数同時制御を行わず、むだ時間が長く且つ時定数の大きい粗アルゴン中の酸素濃度濃度制御ループの操作量決定の際には、フィードアルゴン中のアルゴン濃度制御ループの干渉を予測に積極的に使わずに、外乱として見なす手法をとり、一方、フィードアルゴン中のアルゴン濃度制御ループの操作量の決定においては、粗アルゴン中の酸素濃度整定のための操作量を予測に用いる手法を取る。
【００２３】
それぞれの制御則の導出は以下の通りである。
各入出力のCARIMAモデルを（３）、（４）式で表す。
＜フィードアルゴン中のアルゴン濃度＞
A11(z-1)y1(t)
＝B11(z-1)z-L11u1(t-1)+A11(z-1)B12(z-1)z-L12u1’(t-1)+d1(t)
……… (3)
＜粗アルゴン中の酸素濃度＞
【数２】
ｄ'2はｕ1と外乱ｅ2のｙ2への影響が含まれている。
【００２４】
しかるに、制御の目標関数は、式（５）及び式（６）で表示される。
【数３】
【数４】
【００２５】
そこで、式（５）及び（６）のＪ1、Ｊ2を最小にする制御量△ｕ1、△ｕ2を求めるため、出力の予測をそれぞれ以下の式（７）、式（８)のように行う。
【数５】
【数６】
そして、式（７）、式（８）をベクトルで記述すると、それぞれ式（９）、式（１０）となる。
【数７】
【数８】
【００２６】
かくして、次の通り、式（１１）、式（１２）の制御則を得る。
ｕ1＝(Ｒ1Ｇ1 TＧ1＋Ｑ1Ｉ)-1Ｇ1 TＲ1(ｗ1−ｆ1) ………(11)
ｕ2＝(Ｒ2Ｇ2 TＧ2＋Ｑ2Ｉ)-1Ｇ2 TＲ2(ｗ2−ｆ2) ………(12)
【００２７】
【実施例】
次に、実施例として、上記した実施の形態で説明した本発明の空気液化分離装置の制御方法を、シミュレーションにより検証した。
制御運転は、図８に図示した空気液化分離装置にて、以下の如き制御によって行った。この制御運転は、
（i）空気液化分離装置の運転にあたって、流量制御、圧力制御、及び液面制御等の基本的な制御ループによって行い、
（ii）その上に、更に次の如き製品濃度制御ループを有する。
（イ）純度安定化のための、図１に制御対象のモデル構造に示す如きフィードアルゴン中のアルゴン濃度と粗アルゴン中の酸素濃度を出力とし、酸素流量と粗アルゴン流量を制御入力とする低次元数学モデルを抽出すること、
（ロ）干渉項を外乱とするモデル予測制御をベースとしたフィードアルゴン中のアルゴン濃度の制御則をすること、
（ハ）フィードアルゴン中のアルゴン濃度調整の影響を無視するモデル予測型粗アルゴン中の酸素濃度制御則をすること
【００２８】
そして、装置の性能値を例えば製品量を１００％として設定し、３％／ｍｉｎの速度で変動幅３０％の減量と増量運転を１回行うダイナミックシミュレーションを実施した。
その時の以下の応答時間を測定した。その結果として、▲１▼原料空気流量の変動応答時間（図２）、▲２▼フィードアルゴン中のアルゴン濃度の変動応答時間（図３）、▲３▼粗アルゴン中の酸素濃度の変動応答時間（図４）、▲４▼粗アルゴン中の窒素濃度の変動応答時間（図５）、▲５▼製品酸素濃度の変動応答時間（図６）、▲６▼フィードアルゴン中の窒素濃度の変動応答時間（図７）をそれぞれ図２〜図７に破線で示す。
【００２９】
又、本発明の制御方法の性能の優劣を確認するため、従来の流量制御、圧力制御、及び液面制御等の基本的な制御ループによる制御方法を比較例として行い、この結果を上記実施例の結果と同様に図２乃至図７に実線で表示した。
図２乃至図７の図面のグラフから明らかなように、本発明の制御方法では、減量運転開始時及び増量運転時開始時においては設定状態に応答整定する時間は、●フィードアルゴンＦＡr中のアルゴン濃度：２〜２.５時間
●粗アルゴンＲＡr中の酸素濃度：約３時間
●粗アルゴンＲＡr中の窒素濃度：約２時間
●製品酸素ＧＯ2の濃度：１.５〜２.５時間
●フィードアルゴンＦＡr中の窒素濃度：約２時間
であった。そして本願発明の方法は、比較例の従来の方法より、空気液化分離装置の設定状態に整定するまでの時間が短く、制御量の変動が小さいことが確認された。
【００３０】
【発明の効果】
本発明の空気液化分離装置の制御方法は、上記した形態で実施され、以下の如き効果を奏する。
即ち、空気液化分離装置の運転に当たって流量、圧力、液面などの基本制御ループをベースとし、さらにモデル予測制御型の製品濃度制御を加えたものであり、特に、フィードアルゴン中のアルゴン濃度と粗アルゴン中の酸素濃度を直接フィードバックし、その予測値に基づいた最適制御動作を施すことにより、負荷変動に対して迅速に追従でき、製品濃度を許容範囲内に抑えることができるものである。
【００３１】
その上更に、以下の如き効果を奏する。
（i）流量制御、圧力制御、及び液面制御等の基本的な制御のみによる制御方式と比べ、大幅かつ急激な負荷変更操作によく追従できる。
（ii）短時間での負荷の繰り返し変動にもよく追従できる。
（iii）上記（i）及び（ii）における負荷変更操作時に、装置の運転状態の変動を許容範囲内に抑えることが出来る。
（iv）負荷変更操作時に空気液化分離装置よりの製品濃度を許容範囲内に抑えることが出来る。
（v）予測不可能な外乱要素に対しても製品濃度の変動をよく抑制できる。
（vi）負荷変更操作時に起こるロスがなくなり、省エネルギーが可能となる。
（vii）製品酸素のバッファタンク及び／又は気化圧送設備が不要となるため、設備投資コストを低減することが出来る。
【図面の簡単な説明】
【図１】 制御対象のモデル構造図。
【図２】 原料空気流量の変化のグラフ。
【図３】 フィードアルゴン中のアルゴン濃度の変化のグラフ。
【図４】 粗アルゴン中の酸素濃度の変化のグラフ。
【図５】 粗アルゴン中の窒素濃度の変化のグラフ。
【図６】 製品酸素濃度の変化のグラフ。
【図７】 フィードアルゴン中の窒素濃度の変化のグラフ。
【図８】 空気液化分離装置の工程系統図。
【符号の説明】
１、５、６、８、１０、１２、１５、１７、２０、２５、２６、２８、２９、３１、３３、３５、３７、３８、３９、４０、…管路、２、１１、１４、１６、１８、２７、３０、３２、３４…制御弁、３…主熱交換機、４…下部塔、７…主凝縮器、９…上部塔、１３…過冷器、１９…アルゴン凝縮器、２１…タービン熱交換器、２２…タービンブロワ、２３…冷却器、２４…膨張タービン、３６…粗アルゴン塔、４５…原料空気流量調節器、４６…粗アルゴンガス流量調節器、４７…製品酸素ガス流量調節器、４８…低圧製品窒素ガス流量調節器、４９…中圧製品窒素ガス流量調節器、５０…上部塔９の圧力調節器、５１…上部塔９への還流液体窒素流量調節器、５２…下部塔４の液面調節器、５３…液体空気流量調節器、５４…上部塔９の液面調節器、５５…アルゴン凝縮器用液体空気流量調節器、５６…液体酸素流量調節器、ＡＩＲ…原料空気、ＧＯ2…製品酸素ガス、ＧＮ2…低圧製品窒素ガス、ＲＮ2…廃窒素ガス、ＭＧＮ2…中圧製品窒素ガス、ＬＡＩＲ1…液体空気、ＬＡＩＲ2…アルゴン凝縮器用液体空気、ＥＴＮ2…膨張タービン用窒素ガス、ＲＬＮ2…環流液体窒素、ＦＡr…フィードアルゴン、ＬＯ2…液体酸素、ＲＡr…粗アルゴンガス、ＬＲＡr…微量のアルゴンを含む酸素富化液体
【発明の属する技術分野】
本発明は、空気を原料とし、主として、酸素、窒素及びアルゴンを製品として採取する空気液化分離装置の制御方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
従来、酸素、窒素、およびアルゴン等の工業ガスの大量消費産業においては、ガスユーザからの供給設備能力を超える頻繁且つ大幅な需要量変動の対応策として、空気液化分離装置にガスホルダーや液化ガスの気化圧送装置を用いる方法が採用されている。例えば、大幅な増量要求に対しては、ガスホルダーや気化圧送装置から製品ガスを補給し、逆に、需要が減少する場合は、製品ガスを放気するなどして対応している。
【０００３】
しかし、ガスホルダー方式は、需要増の際に製品の供給圧力を確保するため、製品供給用の圧縮機の吐出圧力を必要以上に高く設定して運転しなければならないので、動力の無駄が大きく省エネルギーの点に問題がある。
一方、気化圧送装置を用いる方式の場合は、液化ガスを生産し、この液化ガスを貯蔵した貯槽から導出して、気化圧送して供給するものであって、液化ガスを製造する設備、貯槽、気化器等の設備投資のコストがかかる。
【０００４】
そこで、これらに対して、空気液化分離装置自体の増減量運転操作により、製品ガスの需要量変動に対応する方法が提案されている。
空気液化分離装置における増減量運転操作は、蒸留塔の増減量操作と実質的に同じであり、この場合、蒸留塔の上昇ガスの流量の変化には遅れが殆どないのに対し、下降液の流量は時間的な遅れを伴って変化する。
このため、負荷を変化させる場合は下降液量が上昇ガス量より早く変化するように操作することによって、製品濃度の変動を抑えることができる。
これについて、出願人は、ガスホルダーや気化圧送設備などの附加設備を用いずに、急激な増減量運転を可能にする空気液化分離装置の制御方法として、特許第3027368号を提案した。
【０００５】
しかし、上記方法では、急激な増減量運転操作後、空気液化分離装置の固有な特性により、空気液化分離装置が定常状態に達するまでにかなり長い時間がかかるため、増減量運転を短時間で繰り返す場合、製品濃度が安定に至らず、設定したスペック値をオーバーする怖れがある。
空気液化分離装置をできるだけ短時間に安定化させるためには、製品濃度及び中間製品濃度に対してフィードバック制御を行うことが有効とされている。よく使われる制御方法としては、▲１▼PID制御や、▲２▼モデル予測制御（Model Predictive Control、「ＭＰＣ」と略称する）等がある。
PID制御は、制御対象の速答性が悪い（むだ時間が長いなど）場合や、制御変数間の相互干渉が強い場合、良好な制御結果を得ることは困難である。又、モデル予測制御においても、時定数が異なる制御ループ間の相互干渉が予測精度を低下させるため、全ループについて望ましい制御性能を得ることは容易ではない。
【０００６】
以下、本発明の対象とする空気液化分離装置について、その一例を図８に図示する工程系統図を参照して説明する。
まず、圧縮され、水および炭酸ガスを除去された原料空気ＡＩＲは、管路１より制御弁２を通って主熱交換器３に入り、低温流体により冷却され下部塔４の塔底部に供給される。
原料空気ＡＩＲはここで蒸留され、塔底部の酸素分に富んだ液体空気と塔頂部の高純度窒素に分離される。
下部塔４の塔頂の管路５から抜き出された高純度窒素の一部は上部塔９の塔底部の主凝縮器７で液化された後、管路８に導出し、一部は下部塔４に戻し、残りの液体窒素は管路１２を介して過冷器１３で冷却された後、弁１４で膨張して上部塔９の塔頂へ供給される。
残りの中圧窒素ガスは管路１０を介して二つに分けられ、一方は主熱交換器３で加熱されて、中圧製品窒素ガスＭＧＮ2としてコールドボックスを制御弁１１を経て導出される。
他方の中圧窒素ガスは管路２０を介して主熱交換器３で加熱され、さらにタービン熱交換器２１で加熱され、タービンブロワ２２で加圧された後、冷却器２３、タービン熱交換器２１で冷却された後、膨張タービン２４で膨張し、上部塔９からの廃窒素ガスと合流して管路２９を介して主熱交換器３で加熱され、廃窒素ガスＲＮ2となってコールドボックスを制御弁３０を経て導出される。
下部塔４の塔底から抜き出された液体空気は過冷器１３で冷却された後、液体空気ＬＡＩＲ1とアルゴン凝縮器用液体空気ＬＡＩＲ2の二つに分けられ、一方の液体空気ＬＡＩＲ1は管路１５を介して弁１６で膨張して、上部塔９の中間部に供給される。他方のアルゴン凝縮器用液体空気ＬＡＩＲ2は管路１７を介して弁１８で膨張し、アルゴン凝縮器１９で加熱され、上部塔９のフィードアルゴン段の導出管３５の位置より上の部分に導入される。
【０００７】
上部塔９は塔底に主凝縮器７が配設された塔で、下部塔４から管路１２を介して供給された還流液体窒素ＲＬＮ2と、前記管路１５に分岐された液体空気ＬＡＩＲ1と、管路１７を介してアルゴン凝縮器１９を流通してきたアルゴン凝縮器用液体空気ＬＡＩＲ2が上部塔９に供給され、ここで精留される。
これによって、塔頂部の管路２６より低圧製品窒素ガスＧＮ2、管路２８から廃窒素ガスＲＮ2、管路３１から製品酸素ガスＧＯ2、及び管路３３から液体酸素ＬＯ2等がそれぞれ分離して採取される。
なお、管路２６より導出される低圧製品窒素ガスＧＮ2と管路２８より導出される廃窒素ガスＲＮ2は、過冷器１３及び主熱交換器３で常温まで加熱されてコールドボックスを出る。
上部塔９の管路３１から導出される製品酸素ガスＧＯ2は主熱交換器３で常温まで加熱されてコールドボックスを弁３２を経て導出される。又、上部塔９の塔底から管路３３を介して導出される液体酸素ＬＯ2は過冷器１３で冷却され、弁３４を介して液体酸素タンク（図示せず）へ送られる。
【０００８】
粗アルゴン塔３６は塔頂にアルゴン凝縮器１９を配設した塔で、上部塔９から管路３５を介して供給されたフィードアルゴンガスＦＡrは、該粗アルゴン塔３６でアルゴンが富化された粗アルゴンガスＲＡrに分離される。
粗アルゴン塔３６の塔頂から管路３８で導出される粗アルゴンガスＲＡrの一部は管路４０に分岐されて主熱交換器３で加熱された後、コールドボックスを弁４３を経て導出する。
残りの粗アルゴンガスＲＡrは、管路３９を介して粗アルゴン塔凝縮器１９で液化されて、粗アルゴン塔３６の塔頂に供給するようにして環流される。粗アルゴン塔３６の塔底からのアルゴンを含む酸素富化液体ＬＲＡrは管路３７により上部塔９に環流される。
【０００９】
なお、図８中、符号４５は原料空気流量調節器、４６は粗アルゴンガス流量調節器、４７は製品酸素ガス流量調節器、４８は製品窒素ガス流量調節器、４９は中圧製品窒素ガス流量調節器、５０は上部塔９の圧力調節器、５１は上部塔９への還流液体窒素流量調節器、５２は下部塔４の液面調節器、５３は液体空気流量調節器、５４は上部塔９の液面調節器、５５はアルゴン凝縮器用液体空気流量調節器、５６は液体酸素流量調節器である。
そして、このような空気液化分離装置は、一般に上部塔９は１２０〜１６０ｋＰaの圧力で、又下部塔４は４５０〜６００ｋＰaの圧力で操作されるが、これらの圧力より高い圧力、あるいはより低い圧力で操作することも可能である。
【００１０】
しかるに、上記した如き空気液化分離装置の製品濃度制御のために、一般化モデル予測制御（Ｇeneral Model Predictive Control、 「ＧＰＣ」と略称する）方法を用いた例が、すでに、谷 繁幸他による「計測と制御 第３９巻 第５号 第３４３−３４５頁（２０００年）」の文献や、又、Ｄ.Ｗ.クラーク等による「Ａutomatica 第２３巻 第２号 第１３７−１６０頁（１９８７年）」の文献で報告されている。以下その概要を説明する。
【００１１】
これらの文献でのＧＰＣ理論では、プラントの動特性を以下のようなCARIMA（Ｃontrolled Ａuto-Ｒegressive and Ｉntegrated Ｍoving-Ａverageの略称）モデルによって表現している。
Ａ(ｚ-1)ｙ(ｔ)＝Ｂ(ｚ-1)ｚ-Lｕ(ｔ−１)＋ｄ(ｔ) ……… (1)
ここで、Ａ(ｚ-1)は目標とする設定運転状態、Ｂ(ｚ-1)は現在の運転状態、ｕ(ｔ−１)は操作量、ｙ(ｔ)は制御量、ｄ(ｔ)はノイズ、Ｌはむだ時間である。
【００１２】
このプラントに対してつぎの評価関数を考える。
【数１】
【００１３】
一般化モデル予測制御（ＧＰＣ）では、この予測値に基づいて、この目標関数Ｊを最小にする操作量を決める。そのための一般理論は、上記した如くここ十数年研究され、汎用のソフトパッケージも市販されている。
このＧＰＣを空気液化分離装置に適用した上記谷繁幸他による文献では、操作量として、▲１▼原料空気流量 ▲２▼膨張タービン流量 ▲３▼製品酸素抜出流量 ▲４▼液体窒素還流流量（弁開度） ▲５▼粗アルゴン塔差圧 ▲６▼粗アルゴン抜出流量を用い、制御量を、▲１▼製品酸素濃度 ▲２▼製品窒素濃度 ▲３▼粗アルゴン濃度 ▲４▼製品酸素パージ量 ▲５▼膨張タービン／原料空気量比率 ▲６▼アルゴン収率としている。
この例では、定常操業時に製品濃度の安定化に一定の効果が得られているが、操作変数が多いため、制御演算が複雑であり、さらに、時定数の異なる多数の制御ループを同一の制御器によって操作量を決めるため、負荷が大幅に変化するときは、各ループ間の相互干渉が逆に悪影響しやすく、制御精度を劣化させる可能性もある。
【００１４】
【発明が解決しようとする課題】
しかるに、空気液化分離装置の増減量運転を短時間で繰り返す場合、製品濃度が安定に至る前に次の増減量運転をすると、製品の純度を維持できなくなるので、できるだけ短時間に製品濃度を安定化させる必要があるが、従来のPID制御では、よい制御を得ることは困難である。また、モデル予測制御を適用するにしても、操作変数が多いため、制御演算が複雑となる。すなわち、時定数の異なる多数の制御ループを同一の制御器によって操作量を決めるため、負荷が大幅に変化するときは、十分な制御精度が得られない。さらに、各ループについて全体的に望ましい制御性能を得るのも容易ではないと言う諸問題があった。
【００１５】
本発明は、上記した事情に鑑みなされたもので、その目的とする課題は、空気液化分離装置において、ガスホルダーや気化圧送設備などの付加設備を用いずに、大幅且つ頻繁な増減量運転操作が可能な制御方法を提供することにある。
【００１６】
【課題を解決するための手段】
上記課題を解決するため、請求項１に係る発明は、原料空気から空気の構成成分である窒素、酸素、粗アルゴンを低温精留により分離採取する空気液化分離装置の制御方法において、成分濃度制御ループの出力値のモデル予測値を用いた最適化制御により、全製品の純度を制御する方法であって、前記成分濃度制御ループは、前記酸素の流量及び前記粗アルゴンの流量の２入力と、フィードアルゴン中のアルゴン濃度及び前記粗アルゴン中の酸素濃度の２出力と、を少なくとも有し、粗アルゴン中の酸素濃度制御ループの出力値の予測の際に、フィードアルゴン中のアルゴン濃度制御ループの調整の影響を外乱としてみなすとともに、フィードアルゴン中のアルゴン濃度制御ループの出力値の予測の際に、粗アルゴン中の酸素濃度の調整の影響を無視することを特徴とする空気液化分離装置の制御方法である。
【００１７】
又、請求項２に係る発明は、流量制御、圧力制御、及び液面制御の制御ループを用いて、前記空気液化分離装置を運転することを特徴とする請求項１に記載の空気液化分離装置の制御方法である。
【００１８】
【発明の実施の形態】
本発明は、負荷変動の場合、空気液化分離装置全体の物質バランスを取るため、対応した各流量調節器の設定値は最適化されて運転するものである。
そして、本発明では、以下の如き構成を有するものである。
（i）空気液化分離装置の運転にあたって、流量制御、圧力制御、及び液面制御等の基本的な制御ループによって行うものであること。
（ii）その上に、更に次の如き製品濃度制御ループを有するものである。
（イ）純度安定化のための、フィードアルゴン中のアルゴン濃度と粗アルゴン中の酸素濃度を出力とし、酸素流量と粗アルゴン流量を制御入力とする低次元数学モデルを抽出すること。
（ロ）干渉項を外乱とするモデル予測制御をベースとしたフィードアルゴン中のアルゴン濃度の制御則を有すること。
（ハ）フィードアルゴン中のアルゴン濃度調整の永久尾を無視するモデル予測型粗アルゴン中の酸素濃度制御則を有すること。
【００１９】
即ち、本発明は、制御演算を簡単化し、且つ有効にするために、全制御変数に対してフィードバックループを組むのではなく、プラント運転にもっとも重視され、且つ連続的に測定が可能なものとして、フィードアルゴン中のアルゴン濃度および粗アルゴン中の酸素濃度を制御量として、製品酸素流量および粗アルゴン流量を操作量として選択する。
また、空気液化分離装置はむだ時間が長く、各要素が複雑に影響し合っているため、数学的に正確且つ完全に記述することは困難であり、ここでは、プラントの主な動特性のみに注目し、むだ時間を有する一次遅れまた二次遅れ特性としてプラントの動特性を表現し、無視された諸要素の影響は外乱として見なすことによって、数学モデルを簡単な構造にしたものであるする。
【００２０】
そこで、この数学モデル表示による制御対象のモデル構造を図１に示す。図１中の記号及び数式は以下のことを示すものである。
・ｕ1(ｔ)：製品酸素流量
・ｕ2(ｔ)：粗アルゴン流量
・ｙ1(ｔ)：フィードアルゴン中のアルゴン濃度
・ｙ2(ｔ)：粗アルゴン中の酸素濃度
・ｄ1(ｔ)：外乱
・ｄ2(ｔ)：外乱
・ｕ1'(ｔ)＝Ａ12 -1(ｚ-1)ｕ2(ｔ)
・ｕ2'(ｔ)＝Ａ21 -1(ｚ-1)ｕ1(ｔ)
・［Ｂ11(ｚ-1)／Ａ11(ｚ-1)］ｚ-L11：ｕ1(ｔ)からｙ1(ｔ)への伝達関数
・［Ｂ12(ｚ-1)／Ａ12(ｚ-1)］ｚ-L12：ｕ2(ｔ)からｙ1(ｔ)への伝達関数
・［Ｂ21(ｚ-1)／Ａ21(ｚ-1)]ｚ-L21：ｕ1(ｔ)からｙ2(ｔ)への伝達関数
・［Ｂ22(ｚ-1)／Ａ22(ｚ-1)]ｚ-L22：ｕ2(ｔ)からｙ2(ｔ)への伝達関数
【００２１】
次に、ダイナミックシミュレータを用いて各操作量に対するプラントのステップ応答の計算を行い、制御対象（各チャネルの伝達関数）のモデルを同定した。
得られた同定モデルを使って、モデル予測制御を行った。
このシミュレーションから、前述の数学モデルは２入力、２出力系である。ここでまず一般化モデル予測を適用して、２出力の予測を同時に行い、それに基づいて操作量も同時に決定する方法が考えられる。
しかしながら、空気液化分離装置においては、粗アルゴン中の酸素濃度制御ループのむだ時間と時定数がフィードアルゴン中のアルゴン濃度制御ループのそれらと比べ、大幅に長く、大きいという特性がある。この場合、遅れ時間が短く時定数が小さいループの整定過程が完了した後にも、遅いループの整定が行われるため、逆に誤差を引き起こす可能性があることが確認された。
【００２２】
そこで、本発明では多変数同時制御を行わず、むだ時間が長く且つ時定数の大きい粗アルゴン中の酸素濃度濃度制御ループの操作量決定の際には、フィードアルゴン中のアルゴン濃度制御ループの干渉を予測に積極的に使わずに、外乱として見なす手法をとり、一方、フィードアルゴン中のアルゴン濃度制御ループの操作量の決定においては、粗アルゴン中の酸素濃度整定のための操作量を予測に用いる手法を取る。
【００２３】
それぞれの制御則の導出は以下の通りである。
各入出力のCARIMAモデルを（３）、（４）式で表す。
＜フィードアルゴン中のアルゴン濃度＞
A11(z-1)y1(t)
＝B11(z-1)z-L11u1(t-1)+A11(z-1)B12(z-1)z-L12u1’(t-1)+d1(t)
……… (3)
＜粗アルゴン中の酸素濃度＞
【数２】
【００２４】
しかるに、制御の目標関数は、式（５）及び式（６）で表示される。
【数３】
そこで、式（５）及び（６）のＪ1、Ｊ2を最小にする制御量△ｕ1、△ｕ2を求めるため、出力の予測をそれぞれ以下の式（７）、式（８)のように行う。
【数５】
【数７】
かくして、次の通り、式（１１）、式（１２）の制御則を得る。
ｕ1＝(Ｒ1Ｇ1 TＧ1＋Ｑ1Ｉ)-1Ｇ1 TＲ1(ｗ1−ｆ1) ………(11)
ｕ2＝(Ｒ2Ｇ2 TＧ2＋Ｑ2Ｉ)-1Ｇ2 TＲ2(ｗ2−ｆ2) ………(12)
【００２７】
【実施例】
次に、実施例として、上記した実施の形態で説明した本発明の空気液化分離装置の制御方法を、シミュレーションにより検証した。
制御運転は、図８に図示した空気液化分離装置にて、以下の如き制御によって行った。この制御運転は、
（i）空気液化分離装置の運転にあたって、流量制御、圧力制御、及び液面制御等の基本的な制御ループによって行い、
（ii）その上に、更に次の如き製品濃度制御ループを有する。
（イ）純度安定化のための、図１に制御対象のモデル構造に示す如きフィードアルゴン中のアルゴン濃度と粗アルゴン中の酸素濃度を出力とし、酸素流量と粗アルゴン流量を制御入力とする低次元数学モデルを抽出すること、
（ロ）干渉項を外乱とするモデル予測制御をベースとしたフィードアルゴン中のアルゴン濃度の制御則をすること、
（ハ）フィードアルゴン中のアルゴン濃度調整の影響を無視するモデル予測型粗アルゴン中の酸素濃度制御則をすること
【００２８】
そして、装置の性能値を例えば製品量を１００％として設定し、３％／ｍｉｎの速度で変動幅３０％の減量と増量運転を１回行うダイナミックシミュレーションを実施した。
その時の以下の応答時間を測定した。その結果として、▲１▼原料空気流量の変動応答時間（図２）、▲２▼フィードアルゴン中のアルゴン濃度の変動応答時間（図３）、▲３▼粗アルゴン中の酸素濃度の変動応答時間（図４）、▲４▼粗アルゴン中の窒素濃度の変動応答時間（図５）、▲５▼製品酸素濃度の変動応答時間（図６）、▲６▼フィードアルゴン中の窒素濃度の変動応答時間（図７）をそれぞれ図２〜図７に破線で示す。
【００２９】
又、本発明の制御方法の性能の優劣を確認するため、従来の流量制御、圧力制御、及び液面制御等の基本的な制御ループによる制御方法を比較例として行い、この結果を上記実施例の結果と同様に図２乃至図７に実線で表示した。
図２乃至図７の図面のグラフから明らかなように、本発明の制御方法では、減量運転開始時及び増量運転時開始時においては設定状態に応答整定する時間は、●フィードアルゴンＦＡr中のアルゴン濃度：２〜２.５時間
●粗アルゴンＲＡr中の酸素濃度：約３時間
●粗アルゴンＲＡr中の窒素濃度：約２時間
●製品酸素ＧＯ2の濃度：１.５〜２.５時間
●フィードアルゴンＦＡr中の窒素濃度：約２時間
であった。そして本願発明の方法は、比較例の従来の方法より、空気液化分離装置の設定状態に整定するまでの時間が短く、制御量の変動が小さいことが確認された。
【００３０】
【発明の効果】
本発明の空気液化分離装置の制御方法は、上記した形態で実施され、以下の如き効果を奏する。
即ち、空気液化分離装置の運転に当たって流量、圧力、液面などの基本制御ループをベースとし、さらにモデル予測制御型の製品濃度制御を加えたものであり、特に、フィードアルゴン中のアルゴン濃度と粗アルゴン中の酸素濃度を直接フィードバックし、その予測値に基づいた最適制御動作を施すことにより、負荷変動に対して迅速に追従でき、製品濃度を許容範囲内に抑えることができるものである。
【００３１】
その上更に、以下の如き効果を奏する。
（i）流量制御、圧力制御、及び液面制御等の基本的な制御のみによる制御方式と比べ、大幅かつ急激な負荷変更操作によく追従できる。
（ii）短時間での負荷の繰り返し変動にもよく追従できる。
（iii）上記（i）及び（ii）における負荷変更操作時に、装置の運転状態の変動を許容範囲内に抑えることが出来る。
（iv）負荷変更操作時に空気液化分離装置よりの製品濃度を許容範囲内に抑えることが出来る。
（v）予測不可能な外乱要素に対しても製品濃度の変動をよく抑制できる。
（vi）負荷変更操作時に起こるロスがなくなり、省エネルギーが可能となる。
（vii）製品酸素のバッファタンク及び／又は気化圧送設備が不要となるため、設備投資コストを低減することが出来る。
【図面の簡単な説明】
【図１】 制御対象のモデル構造図。
【図２】 原料空気流量の変化のグラフ。
【図３】 フィードアルゴン中のアルゴン濃度の変化のグラフ。
【図４】 粗アルゴン中の酸素濃度の変化のグラフ。
【図５】 粗アルゴン中の窒素濃度の変化のグラフ。
【図６】 製品酸素濃度の変化のグラフ。
【図７】 フィードアルゴン中の窒素濃度の変化のグラフ。
【図８】 空気液化分離装置の工程系統図。
【符号の説明】
１、５、６、８、１０、１２、１５、１７、２０、２５、２６、２８、２９、３１、３３、３５、３７、３８、３９、４０、…管路、２、１１、１４、１６、１８、２７、３０、３２、３４…制御弁、３…主熱交換機、４…下部塔、７…主凝縮器、９…上部塔、１３…過冷器、１９…アルゴン凝縮器、２１…タービン熱交換器、２２…タービンブロワ、２３…冷却器、２４…膨張タービン、３６…粗アルゴン塔、４５…原料空気流量調節器、４６…粗アルゴンガス流量調節器、４７…製品酸素ガス流量調節器、４８…低圧製品窒素ガス流量調節器、４９…中圧製品窒素ガス流量調節器、５０…上部塔９の圧力調節器、５１…上部塔９への還流液体窒素流量調節器、５２…下部塔４の液面調節器、５３…液体空気流量調節器、５４…上部塔９の液面調節器、５５…アルゴン凝縮器用液体空気流量調節器、５６…液体酸素流量調節器、ＡＩＲ…原料空気、ＧＯ2…製品酸素ガス、ＧＮ2…低圧製品窒素ガス、ＲＮ2…廃窒素ガス、ＭＧＮ2…中圧製品窒素ガス、ＬＡＩＲ1…液体空気、ＬＡＩＲ2…アルゴン凝縮器用液体空気、ＥＴＮ2…膨張タービン用窒素ガス、ＲＬＮ2…環流液体窒素、ＦＡr…フィードアルゴン、ＬＯ2…液体酸素、ＲＡr…粗アルゴンガス、ＬＲＡr…微量のアルゴンを含む酸素富化液体
Claims (2)
- 原料空気から空気の構成成分である窒素、酸素、粗アルゴンを低温精留により分離採取する空気液化分離装置の制御方法において、成分濃度制御ループの出力値のモデル予測値を用いた最適化制御により、全製品の純度を制御する方法であって、
前記成分濃度制御ループは、前記酸素の流量及び前記粗アルゴンの流量の２入力と、フィードアルゴン中のアルゴン濃度及び前記粗アルゴン中の酸素濃度の２出力と、を少なくとも有し、
粗アルゴン中の酸素濃度制御ループの出力値の予測の際に、フィードアルゴン中のアルゴン濃度制御ループの調整の影響を外乱としてみなすとともに、
フィードアルゴン中のアルゴン濃度制御ループの出力値の予測の際に、粗アルゴン中の酸素濃度の調整の影響を無視することを特徴とする空気液化分離装置の制御方法。 - 流量制御、圧力制御、及び液面制御の制御ループを用いて、前記空気液化分離装置を運転することを特徴とする請求項１に記載の空気液化分離装置の制御方法。
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