JP5276614B2 - 貫流型ボイラ - Google Patents

Description

本発明は、コンバインドサイクル型火力発電所などの排熱回収ボイラで用いられる貫流型ボイラに関する。

コンバインドサイクル型火力発電所などで用いられている貫流型排熱回収ボイラ（以下、単に「貫流型ボイラ」と称する）では、復水器の水を給水ポンプにより蒸発管に送り、その水を蒸発管の外側からガスタービンの排ガスで加熱することにより沸騰させ、発生した蒸気をさらに過熱器を通して過熱蒸気にしてから蒸気タービンに送る。そして、蒸気タービンは、例えば、ガスタービンと一軸に接続されて発電機を駆動させ、発電を行う。
ところで、発電出力が低い場合、つまり、ガスタービンの出力が低い場合には、蒸発管を通過した水は完全には蒸発せず、蒸気と水が混在した二相流となっている。水が混入した蒸気を蒸気タービンに送ることはタービンの健全性上好ましくないため、その二相流に含まれる蒸気と水を気水分離器で分離させ、分離された蒸気を蒸気タービンに送る。

気水分離器で分離された水（飽和水）は、分離水タンクに一旦蓄えられ、その水が循環配管を経由して蒸発管の下部の入口に自重で戻るように自然循環をさせている。分離水タンクには水位計（本発明における「第１の水位計」に対応）が設けられ、それが検出した水位信号（本発明における「第１の水位信号」に対応）に基づき、前記給水ポンプに直列に接続された流量調節弁の開度を調節することにより給水流量を制御し、分離水タンクの水位を所定の設定値に制御している。例えば、特許文献１には、分離水タンクの水位を所定の設定値に制御するＰＩ制御の技術が記載されている。

しかしながら、気水分離器で分離された水が分離水タンクから下降して蒸発管の入口部分に至り、排気ガスに加熱されながら垂直に多数の蒸発管内を上昇し、二相流となって気水分離器に戻る構成は、Ｕ字管を構成していることになる。従って、蒸発管内での蒸気のボイドのランダムな発生に伴う水の往復（スロッシング）振動が持続的に分離水タンクと蒸発管の間で生じ、分離水タンク内の水位と蒸発管内の水位が逆位相で振幅し易くなっている。
このため、分離水タンクの水位制御において、分離水タンクの水位信号に前記したスロッシングによる振動成分も含まれることになり、分離水タンクの水位信号に基づく給水流量の調節では望ましい水位制御の応答特性が得られていない。これは、スロッシング振動が無い場合の本来の分離水タンクの水位変化と、スロッシング振動による分離水タンクの水位変化が区別できないからである。また、このことは、水位調節のために給水流量を調節する流量調節弁に対して持続的・周期的に無用な弁開度調整を振動動作的にさせている原因となっている。

さらに、流量調節弁を持続的・周期的に無用な弁開度調整することにより、蒸発管内の水位も上下振動していることから、蒸発管内で発生する蒸気の発生率も振動しており、つまり、気水分離器で分離される蒸気流量の変動へつながっている。蒸気流量の変動は、最終的に発電出力の変動となり、安定な電力の供給の観点から望ましくないものである。また、分離水タンクの水位が上昇すると気水分離器の分離効率が落ちて蒸気タービンへ送られる蒸気中に水滴が混入し、蒸気タービンのブレードを傷めるので、分離水タンクの水位は所定の設定値に保つ必要がある。

なお、前記問題を改善するため、分離水タンクの水位制御の即応性を優先させ、分離水タンクの水位信号に対する制御ゲインを大きくすると水位の振動幅が大きくなってしまう。また、逆に分離水タンクの水位制御の安定性を優先させようと、分離水タンクの水位信号に対する制御ゲインを小さくすると即応性が犠牲になってしまう。このことから、分離水タンクの水位信号に対する制御のゲインには前記した両者の折衷的な値を設定しているのが実状である。

この対策の１例として、特許文献２には、分離水タンクの水位信号から前記したスロッシングによる持続振動成分を除去するため、遮断周波数がその持続振動の周波数より少しだけ高い値のＬＰＦ（Low Pass Filter）や、中心周波数がその持続振動の周波数と同じ値のＢＳＦ（Band Stop Filter）によりその持続振動成分を除去する技術が開示されている。

特開２００７−３１５７２６号公報（図３、図４参照） 特開２００９−１１５５１１号公報（図１参照）

しかしながら、特許文献２に記載された技術では、分離水タンクの水位制御は安定な傾向になるものの、それらＬＰＦ，ＢＳＦなどのフィルタの性能などから、水位制御の即応性が損なわれるという問題が残る。

また、前記したスロッシングによる持続振動の周期は、水位などにより変化する特性があることから、水位を変更した場合、前記したＬＰＦ，ＢＳＦなどのフィルタの周波数特性と、スロッシングによる持続振動の周期との整合性が損なわれてしまい、安定した水位制御の対策としては不十分である。そのため、例えば、それらのフィルタの周波数特性をその都度調整したり、変更したりする必要が生ずる。
さらに、振動の成分が周波数領域で分布してしまうこともあり、前記したＬＰＦ，ＢＳＦなどでは対応が取れない可能性がある。
その他に、分離水タンクの下部と蒸発管の入口とを連絡する循環配管内にオリフィスを設け、前記したスロッシングによる持続振動を減衰させる方法もあるが、分離水タンクの水位制御の即応性が損なわれるなどの問題が残る。
このため、他の対策としては、分離水タンクの水位持続振動の振幅が小さくなるよう、分離水タンクの水平自由断面積を大きくしたり、貫流型ボイラに加わる外乱ができるだけ小さくなるよう、発電出力の変更速度を小さくしたりするなどしなければならなかった。

本発明は、前記した従来の課題を解決するものであり、分離水タンクと蒸発管との間に持続振動が生じている場合でも、分離水タンク内の水位の制御を安定かつ迅速に行える貫流型ボイラを提供することを目的とする。

前記課題を解決するために、第１の発明の貫流型ボイラは、分離水タンク内の水位を検出する第１の水位計に加え、さらに、蒸発管内の水位を検出する第２の水位計を備え、
水位制御装置は、第１の水位計が出力する第１の水位信号と所定の第１の水位設定値との差分演算をして第１の偏差値を演算する第１の偏差値演算手段と、第２の水位計が出力する第２の水位信号と所定の第２の水位設定値との差分演算をして第２の偏差値を演算する第２の偏差値演算手段と、第２の偏差値に含まれる持続振動の振幅を第１の偏差値に含まれる持続振動の振幅に一致させるように補正する振幅補正手段と、第１の偏差値、及び振幅補正手段により補正された第２の偏差値を加算して、分離水タンクの水位制御用の水位偏差値として出力する第１の加算手段と、を有し、第１の加算手段から出力された分離水タンクの水位制御用の水位偏差値に基づいて弁開度要求信号を演算することを特徴とする。

第１の発明によれば、蒸発管からの第２の水位信号に基づく第２の偏差値に含まれる持続振動の振幅を、分離水タンクの第１の水位信号に基づく第１の偏差値に含まれる持続振動の振幅に一致させるように振幅補正手段により補正した後、第１の加算手段において第１の偏差値に加算する。その結果、分離水タンクの水位に含まれるスロッシングによる持続振動成分を打ち消すことができる。そして、持続振動成分を打ち消された分離水タンクの水位制御用の水位偏差値に基づいて弁開度要求信号を演算するので、持続振動による影響を排除した迅速な水位制御ができる。

第２の発明の貫流型ボイラは、分離水タンク内の水位を検出する第１の水位計に加え、さらに、蒸発管内の水位を検出する第２の水位計を備え、
水位制御装置は、第１の水位計が出力する第１の水位信号と所定の第１の水位設定値との差分演算をして第１の偏差値を演算する第１の偏差値演算手段と、第２の水位計が出力する第２の水位信号から持続振動の成分を抽出する持続振動成分抽出手段と、持続振動成分抽出手段により抽出された第２の水位信号の持続振動の成分の振幅を、第１の偏差値に含まれる持続振動の振幅に一致させるように補正する振幅補正手段と、前記第１の偏差値、及び振幅補正手段により補正された第２の水位信号の持続振動の成分を加算して、分離水タンクの水位制御用の水位偏差値として出力する第１の加算手段と、を有し、第１の加算手段から出力された分離水タンクの水位制御用の水位偏差値に基づいて弁開度要求信号を演算することを特徴とする。

第２の発明によれば、持続振動成分抽出手段が蒸発管からの第２の水位信号に含まれる持続振動の成分を抽出し、振幅補正手段により持続振動の成分の振幅を第１の偏差値に含まれる持続振動の振幅に一致させるように補正した後、第１の加算手段において第１の偏差値に加算する。その結果、分離水タンクの水位に含まれるスロッシングによる持続振動成分を打ち消すことができる。そして、持続振動成分を打ち消された分離水タンクの水位制御用の水位偏差値に基づいて弁開度要求信号を演算するので、持続振動による影響を排除した迅速な水位制御ができる。

第３の発明の貫流型ボイラは、分離水タンク内の水位を検出する第１の水位計に加え、さらに、蒸発管内の水位を検出する第２の水位計を備え、
水位制御装置は、第１の水位計が出力する第１の水位信号に基づいて分離水タンク内の水量を算出するする第１の水量演算手段と、第２の水位計が出力する第２の水位信号に基づいて蒸発管内の水量を算出するする第２の水量演算手段と、算出された分離水タンク内の水量と蒸発管内の水量を加算して総水量を算出する総水量加算手段と、算出された総水量と所定の設定値との差分演算をして分離水タンクの水位制御用の水位偏差値として出力する水位制御用偏差値演算手段と、を有し、分離水タンクの水位制御用の水位偏差値に基づいて弁開度要求信号を演算することを特徴とする。

第３の発明によれば、第１の水位計が出力する第１の水位信号に基づいた分離水タンク内の水量と、第２の水位計が出力する第２の水位信号に基づいて蒸発管内の水量とを加算して総水量を算出する。従って、蒸発管と分離水タンクとの間でスロッシングによる水位の持続振動が生じていても総水量を算出する段階で打ち消され、その総水量を蒸発管の水平自由断面積と分離水タンクの水平自由断面積との加重平均を用いて、水位に容易に換算することができる。そして、算出された総水量と所定の設定値の差分を分離水タンクの水位制御用の水位偏差値に換算することも容易である。その結果、持続振動成分を打ち消された分離水タンク及び蒸発管の加重平均の水位制御用の水位偏差値に基づいて弁開度要求信号を演算することができ、持続振動による影響を排除した迅速な分離水タンクの水位制御ができる。
ここで、分離水タンク内の水量、蒸発管内の水量、総水量は、簡便化のためそれぞれ体積で表示した水量である。

第４の発明は、前記第１から第３の発明の貫流型ボイラにおいて、第２の水位計の代わりに、蒸発管の下部を支持する、若しくは、蒸発管の上部を吊るす構造物と蒸発管の間に重量計測手段を設け、水位制御装置は、重量計測手段が計測した重量に基づいて、蒸発管内の水位を推定し、第２の水位信号として分離水タンクの水位制御に用いることを特徴とする。

この場合、重量計測手段を介して蒸発管の水位を推定するので、蒸発管の水位を直接水位計で計測する場合のような摩擦圧損の成分を含まない。また、重量計測手段は、蒸発管全体の重量を計測することができるので、蒸発管の平均の水位を取得する場合に複数の計測された水位を平均したりする必要がなく蒸発管の水位を計測する構成が簡便となる。

本発明によれば、気水分離器の分離水タンク内の水位の制御を安定かつ迅速に行える貫流型ボイラを提供することができる。これにより、分離水タンクのサイズを小型化することができ、また、発生蒸気の蒸発流量も安定化させることができることから、発電出力も安定化させることができる。さらに、発生蒸気流量、つまり、発電出力を高速に変更することができる。また、給水流量を調節する流量調節弁の不要な動きを低減させることになることから、摺動部の磨耗の速度が遅くなり、流量調節弁の寿命を延ばすことができる。

貫流型ボイラの全体概要図である。 参考例の自然循環方式の貫流型ボイラの給水制御回路の説明図である。 第１の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。 分離水タンクと二次蒸気発生器との間に生じる流体の持続振動の説明図である。 分離水タンクと二次蒸気発生器との間に生じる流体の持続振動の説明図である。 第１の実施形態における外乱印加時の分離水タンク内の水位の時間応答の説明図である。 第２の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。 第３の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。 第４の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。 第５の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。 第６の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。 第７の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。

以下、本発明の実施形態に係る貫流型排熱回収ボイラについて説明する。以下では、貫流型排熱回収ボイラを単に「貫流型ボイラ」と称する。

《貫流型ボイラの概略構成》
図１は、貫流型ボイラの全体概要図である。貫流型ボイラ２００は、ガスタービン１からの排ガスＥＧ１をケーシング２で囲まれたガスダクト２ａの中に導き、ガスダクト２ａ内には１つ以上の熱交換器が配置されている。この熱交換器は、主に蒸気発生器３、過熱器１７から構成されている。蒸気発生器３は、鉛直方向に配置された多数の伝熱管１０ａ，１３ａの管群から構成され、図１に示すように、ガス下流側の一次蒸気発生器１０と、そのガス上流側の配置される二次蒸気発生器１３とから構成されている。二次蒸気発生器１３のさらにガス上流側に鉛直方向に配置された伝熱管群から構成された過熱器１７が配置される。

一次蒸気発生器１０、二次蒸気発生器１３、過熱器１７を構成するそれぞれの伝熱管群は所望の熱交換量（収熱量）と内部流体流量を確保するため、一般的にガス流れ方向に対して直角方向及びガス流れ方向に沿って複数列の伝熱管が配置されている。ガスダクト２ａ内で過熱器１７、二次蒸気発生器１３、一次蒸気発生器１０の順に熱交換した排ガスＥＧ１は、低温ガスＥＧ２として図示していない煙突へと排出される。

水蒸気系では、給水ポンプ７によりヘッダ９に供給された低温水は、一次蒸気発生器入口連絡管１０ｂにより一次蒸気発生器１０の各伝熱管１０ａに分配され、伝熱管１０ａ内で飽和温度近傍まで予熱されて昇流した後、一次蒸気発生器１０の出口において高温水となり、一次蒸気発生器出口連絡管１０ｃにより降水管１１の上部に合流する。降水管１１を流下した高温水は、分配器１２、二次蒸気発生器入口連絡管１３ｂを介して二次蒸気発生器１３の各伝熱管１３ａに導かれる。
ここで、ガス流れ方向に対して直角方向の同じ列に配置された伝熱管１０ａ，１３ａは同じガスに曝されることになり、このような伝熱管群を管列と称する。
また、伝熱管１３ａは、特許請求の範囲に記載の「蒸発管」に対応する。

貫流型ボイラ２００が低出力運転時は、二次蒸気発生器１３の各伝熱管１３ａ内で加熱された高温水は、飽和水と飽和蒸気の二相流となって二次蒸気発生器出口管１３ｃに合流して気水分離器１４に入る。気水分離器１４に入った二相流は、蒸気と液体に分離される。気水分離器１４で分離された蒸気は過熱器１７の伝熱管で過熱蒸気となり、主蒸気として蒸気管１８を経由して蒸気タービン５に送られ、蒸気タービン５により、発電機８を駆動して復水器６で水に戻される。
気水分離器１４で分離された飽和水は、循環配管１６を介してヘッダ９に戻される。
ちなみに、貫流型ボイラ２００が低出力運転時は、循環配管１６に設けられた隔離弁２３は開状態となっている。このような運転状態を、「循環運転モード」と言う。

なお、気水分離器１４は、気水分離器１４で分離された水を一時的に貯留する分離水タンク１５の上部側に内蔵され、分離水タンク１５の上部に過熱器１７へ蒸気を供給する配管が接続している。低出力運転時には分離水タンク１５の下方側には、前記したように気水分離器１４で分離された飽和水が自由液面を有した状態で貯留される。この分離水タンク１５の下部に前記した循環配管１６が接続する。
貫流型ボイラ２００が低出力運転時は、後記するように分離水タンク１５の水位を所定の水位に維持するように、流量調節弁２１の弁開度の調整により給水流量が制御される。そのために、分離水タンク１５には、水位計（第１の水位計）３５が設けられている。

貫流型ボイラ２００が高出力運転時は、二次蒸気発生器１３の各伝熱管１３ａ内で高温水は伝熱管１３ａを上昇する間に排ガスＥＧ１からの熱を受けて蒸発を完了し、わずかに過熱した蒸気となって、二次蒸気発生器出口管１３ｃ、気水分離器１４を経由して過熱器１７へ供給される。過熱器１７でさらに高温の排ガスＥＧ１との熱交換により所定の温度まで加熱された後、蒸気管１８を経由し主蒸気として蒸気タービン５に供給される。
この場合、隔離弁２３は閉じられ、気水分離器１４を通過した蒸気はそのまま過熱器１７、蒸気管１８を経由し、蒸気タービン５に送られる。このような運転状態を「貫流運転モード」と言う。
なお、この運転状態の場合、気水分離器１４には水は溜まっていない。

図１に示すように、二次蒸気発生器出口管１３ｃには、二次蒸気発生器１３の出口温度を計測する温度計３１、同じく出口圧力を計測する圧力計３２が設けられている。蒸気管１８には、蒸気流量を計測する流量計３４が設けられ、給水ポンプ７の下流側には給水流量を計測する流量計３３が設けられている。
ちなみに、図１では、図示の関係で蒸気タービン５とガスタービン１が分離されて配置されているが、実際は、発電機８にガスタービン１及び蒸気タービン５の回転軸が一軸で連結されているものもある。

図２は、参考例の自然循環方式の貫流型ボイラの給水制御回路の説明図である。流量計３３で計測した給水流量と、流量計３４で計測した蒸気流量が加算器５０に入力される。また、水位計３５によって計測された分離水タンク１５内の水位計測値と、水位設定器６０によって設定された水位設定値が加算器６１に入力され、水位計測値と水位設定値との偏差値が演算される。加算器６１において演算された水位偏差は、例えば、比例積分制御をするＰＩ制御器（比例積分制御器）６２で給水流量の補正信号Ｓａを算出し、後記する切替器８０、上下限制限器８２を通して加算器５０に入力される。

加算器５０から出力された演算信号が給水制御のための、例えば、比例積分制御するＰＩ制御器５１に入力される。そのＰＩ制御器５１から出力される弁開度信号は、高値選択器５３に入力されて、弁開度設定器５２によって設定されている弁開度設定値と、ＰＩ制御器５１から出力される弁開度信号とが比較され、両者の値の高値に基づいて給水流量を調節する流量調節弁２１の開度制御がなされる。

前記した低出力運転時には、切替器８０がＰＩ制御器６２から給水流量の補正信号Ｓａを選択して、給水流量の補正に用いる。このように給水制御回路は、給水流量と蒸気流量と分離水タンク１５の水位による、いわゆる、３要素制御を構成している。これは、給水流量を蒸気に追従させる制御を基本にしており、それに分離水タンク１５の水位制御の補正を加えるものである。

前記したように、高出力運転では、隔離弁２３が閉じられ、すなわち、貫流運転モードに移行する。貫流運転モードでは、給水は二次蒸気発生器１３を通過する間に全て蒸発を完了し、若干（〜１００Ｋ）過熱して気水分離器１４に導入される。全量が蒸気であり、全て過熱器１７に流出するため、もはや循環は行われない。貫流運転モードにおいては、蒸発器出口の蒸気温度又はエンタルピー、もしくは蒸気温度と飽和温度の差である過熱度が設定値に追従するよう給水流量Ｇ_FWを制御することが一般的である。
貫流運転モードでは、圧力計３２で計測された蒸気圧力に基づいて関数発生器７０で蒸気圧力に対応する飽和温度を求める。この関数発生器７０で求められた飽和温度と、温度計３１で計測された蒸気温度とが加算器７１に入力されて、蒸発器３の出口における過熱度を求める。

加算器７１で算出された過熱度は、加算器７３に入力され、加算器７３において過熱度設定器７２で与えられる過熱度設定値から減じて、過熱度制御偏差を得る。この過熱度制御偏差に基づき、例えば、比例積分制御をするＰＩ制御器７４で給水流量の補正信号Ｓｂを算出する。そして、補正信号Ｓｂは、切替器８０で選択され、上下限制限器８２を介して加算器５０に加えられ、流量計３３からの給水流量と、流量計３４からの蒸気流量とともに３要素制御系を構成する。例えば、入熱量に対し給水流量が過剰の場合、二次蒸気発生器１３の出口の過熱度が規定値よりも下がる。これに対し加算器７１は負の給水補正信号を出力することにより、過熱度を規定の値に修正する。
ちなみに、設定値８１は、上下限制限器８２に上下限値を設定して入力する。また、切替器８０及び隔離弁２３の操作は、例えば、プラント出力などに基づき、運転員の判断により操作されるオペレータコンソール９０からの指令信号によりなされ、運転モードを循環運転モードから貫流運転モードに切り替えたり、逆に、貫流運転モードから循環運転モードに切り替える。

以下に示す第１から第７の実施形態の貫流型ボイラ２００Ａ〜２００Ｇは、循環運転モードにおける分離水タンク１５の水位制御の方法に特徴があるものであり、具体的には図２に示した参考例の水位制御回路１０５の構成と比較して、後記するような特徴を有するものである。
以後の説明では、発明を簡単化して説明するため、貫流ボイラ２００Ａ〜２００Ｇの貫流運転モードにおいては、水位制御回路（水位制御装置）１０５Ａ〜１０５Ｇが流量調節弁２１の弁開度を直接制御している構成の単要素制御方式の場合について例示するが、前記した図２における水位制御回路１０５を水位制御回路１０５Ａ〜１０５Ｇに置き換えたものとし、水位制御回路１０５Ａ〜１０５Ｇからは給水流量の補正信号を出力する構成も本発明は含んでいる。

《第１の実施形態》
図３を参照しながら、第１の実施形態における貫流型ボイラ２００Ａにおける分離水タンク１５内の水位を制御する水位制御回路（水位制御装置）１０５Ａの構成を説明する。
図３は、第１の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。
図３では、模式化し、図１における一次蒸気発生器１０等などは、省略し、二次蒸気発生器１３を構成する多数の伝熱管１３ａも１本の伝熱管１３ａで代表して表示してある。図１と同じ構成については同じ符号を付し、重複する説明を省略する。

図１、図２示した参考例と異なり、第１の実施形態の貫流型ボイラ２００Ａでは、分離水タンク１５の水位を計測する水位計（第１の水位計）３５に加えて、さらに、二次蒸気発生器１３内の水位を計測する水位計（第２の水位計）３６が設けられ、それぞれの水位信号Ｓ１，Ｓ２が水位制御回路１０５Ａに入力されている。
ここで、水位信号Ｓ１，Ｓ２は、それぞれ特許請求の範囲に記載の「第１の水位信号」、「第２の水位信号」に対応する。

実際の貫流型ボイラでは二次蒸気発生器１３の伝熱管１３ａは複数あるので、下記の（１）〜（５）に示すいずれかの方法で二次蒸気発生器１３の水位を計測する。
（１）各々の伝熱管１３ａの水位をそれぞれ計測し、それらの平均値を演算する。
（２）伝熱管１３ａの上端側が接続されている複数の上部ヘッダ１３ｈ_U及び伝熱管１３ａの下端側が接続されている複数の下部ヘッダ１３ｈ_L（図１参照）間の差圧の平均値から水位を得る。
（２'）（２）の変形として、例えば、図１に示すように最終の（排ガス上流側の）管列の上部ヘッダ１３ｈ_Uと下部ヘッダ１３ｈ_Lとの間の水位としても良い。
（３）二次蒸気発生器１３を構成する複数の伝熱管１３ａの中から、平均的な水位を代表する管列の伝熱管１３ａを選定して、その管列に含まれる１本の伝熱管１３ａで水位を計測する。
（４）二次蒸気発生器１３を構成する複数の伝熱管１３ａの中から、平均的な水位を代表する管列の伝熱管１３ａを選定して、その管列に含まれる複数の伝熱管１３ａで水位を計測し、それらの平均値を演算する。
（５）気水分離器１４と分配器１２間の差圧から水位を得る。

以下、前記した（１）〜（５）のいずれかの方法で、水位計３６で計測された二次蒸気発生器１３の水位信号をＳ２と称する。
水位制御回路１０５Ａは、水位設定器６０，６３、加算器６１，６４，６６、比例増幅器６５、比例積分制御をするＰＩ制御器６２を含んで構成されている。
ここで、加算器６１，６４は、それぞれ特許請求の範囲に記載の「第１の偏差値演算手段」、「第２の偏差値演算手段」に対応し、比例増幅器６５は、特許請求の範囲に記載の「振幅補正手段」に対応し、加算器６６は、特許請求の範囲に記載の「第１の加算手段」に対応する。
水位計３５からの分離水タンク１５の水位を示す水位信号Ｓ１は、加算器６１に入力される。加算器６１は、水位設定器６０から入力された所望の水位設定信号Ｓ３から水位信号Ｓ１を減算し、水位偏差信号Ｓ４を得て、加算器６６に入力する。
水位計３６からの二次蒸気発生器１３の水位を示す水位信号Ｓ２は、加算器６４に入力される。加算器６４は、水位設定器６３で入力された所望の水位設定信号Ｓ５から水位信号Ｓ２を減算し、水位偏差信号Ｓ６を得て、比例増幅器６５に入力する。

ここで、加算器６１が、水位設定信号Ｓ３から水位信号Ｓ１を減算し水位偏差信号Ｓ４得たり、加算器６４が、水位設定信号Ｓ５から水位信号Ｓ２を減算し水位偏差信号Ｓ６を得たりする減算処理は、分離水タンク１５及び二次蒸気発生器１３の計測された水位が、水位設定器６０，６３で設定される設定値より高いとき、水位偏差信号Ｓ４，Ｓ６が負となり、流量調節弁２１の開度を小さくする方向の制御をするように水位制御回路１０５Ａの論理を組むためである。

比例増幅器６５は、水位偏差信号Ｓ６に、二次蒸気発生器１３の伝熱管１３ａの全本数について合算した水平自由断面積Ａ２（図４参照）と分離水タンク１５の水平自由断面積Ａ１（図４参照）との比（Ａ２／Ａ１）であるゲインＧ１を固定設定された比例増幅器６５で増幅し、水位偏差信号Ｓ７を演算して、加算器６６に入力する。
加算器６６は、水位偏差信号Ｓ４に水位偏差信号Ｓ７を加算し、水位偏差信号Ｓ８Ａを演算し、ＰＩ制御器６２の比例制御演算部６２ａと積分制御演算部６２ｂにそれぞれ入力する。

比例制御演算部６２ａでは、水位偏差信号Ｓ８Ａに基づいて比例制御の給水制御演算をし、積分制御演算部６２ｂでは、水位偏差信号Ｓ８Ａに基づいて、積分制御の給水制御演算をし、それぞれの結果を加算器６２ｃで加算し、流量調節弁２１へ弁開度要求信号Ｓ９Ａを出力する。流量調節弁２１は、弁開度要求信号Ｓ９Ａに基づき、給水ポンプ７からの給水流量を調節する。

次に、図４を参照しながら、本発明係る分離水タンク１５と二次蒸気発生器１３との間に生じる流体の持続振動のメカニズムについて説明する。図４、図５は、分離水タンクと二次蒸気発生器との間に生じる流体の持続振動の説明図であり、図４は、Ｕ字形の連通管の模式図、図５は、Ｕ字形の連通管の水面の上下動変化の説明図である。
図４に示すモデルでは、内径が異なる２本の配管２５Ａ，２５Ｂの下端同士を連通させる一本の配管２５ＣによりＵ字形に接続され、そのＵ字形の配管２５Ａ，２５Ｂ，２５Ｃ内に水が入っており、重力場に置かれている。
なお、配管２５Ａ及び配管２５Ｂの上端は開放されていると仮定する。
このモデルにおける配管２５Ａは分離水タンク１５に対応し、配管２５Ｂは、二次蒸気発生器１３の全伝熱管１３ａのそれぞれの流路内断面積を合計した１本の管に近似したものに対応し、配管２５Ｃは、循環配管１６に対応している。
ちなみに、一次蒸気発生器１０の伝熱管１０ａは、その上部出口側においても飽和温度に達せず、自由水面を有していないのでこの図４のモデルでは考慮する必要がない。

このような配管モデルの場合、何らかの理由で、配管２５Ａ内と配管２５Ｂとの間に水位差が生じると、その水位は、図５に示すように配管２５Ａ内の水位１と配管２５Ｂ内の水位２は逆位相で単振動を始める。これは、「Ｕ字管振動」や「スロッシング」として知られている。
なお、貫流型ボイラ２００の場合、その振動のエネルギー源は、二次蒸気発生器１３内で生じている沸騰に伴う、圧損、静水頭、動圧の変動などであると考えられる。
ちなみに、図４、図５では、水面振動における平均水位が一致するものと簡単化して説明してあるが、実際には分離水タンク１５（配管２５Ａが対応）の自由水面の上部側には蒸気相が存在するのに対し、二次蒸気発生器１３の伝熱管１３ａ（配管２５Ｂが対応）の自由水面の上側には、二相流が存在する。従って、その分だけ配管２５Ｂの自由水面に上方から加わる圧力が高く、配管２５Ｂの平均水位は、配管２５Ａの平均水位より下方となるのが普通である。また、二次蒸気発生器１３（伝熱管１３ａ，１３ｂ，１３ｃ）、分離水タンク１５、循環配管１６を流体が流れる場合、流体と配管との間の相互作用により圧力損失が発生するが、ここでは、説明の簡単化のため無視して説明する。

次に、前記した振動を式で簡単に表すと、配管２５Ａ内及び配管２５Ｂ内の水位Ｚ１，Ｚ２の時間変化は、次式（１），（２）に示すようになる。
Ｚ１＝Ｚ０＋Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）‥‥‥（１）
Ｚ２＝Ｚ０−Ｂ２・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）‥‥‥（２）
なお、Ｚ１：配管２５Ａ内の水位、
Ｚ２：配管２５Ｂ内の水位、
Ｚ０：振動が無い場合の水位、
Ｔ：振動の周期、
ｔ：時間、
Ｂ１：配管２５Ａ内の水位振動の振幅、
Ｂ２：配管２５Ｂ内の水位振動の振幅である。
ちなみに、水位Ｚ１は、水位信号Ｓ１の値に対応し、水位Ｚ２は、水位信号Ｓ２の値に対応する。

また、その振動の周期Ｔは次式（３）により求めることができる。

ここで、Ｌ１〜Ｌ３：配管２５Ａ〜２５Ｃ内の流体の長さ、
Ａ１〜Ａ３：配管２５Ａ〜２５Ｃの流路断面積、
ｇ：重力加速度
である。
式（３）において、Ｌ１及びＬ２がそれぞれ水面からの流体の長さであることから、振動の周期Ｔは、水位Ｚ１，Ｚ２の平均値によって変化することになるが、ここでは、簡単のため、その振動の幅が流路の長さに比べて十分短いと仮定した。（Ｂ１<<Ｌ１、Ｂ２<<Ｌ２）。ちなみに、水位Ｚ１，Ｚ２の平均値は、Ｚ０になる。

また、前記スロッシングによる水位振動の振幅Ｂ１，Ｂ２及び流路断面積Ａ１，Ａ２は、次式（４）に示す関係になることが知られている。
ｒ≡Ｂ１／Ｂ２＝Ａ２／Ａ１‥‥‥（４）
一方、水位制御回路１０５Ａにおいては、水位偏差信号Ｓ８Ａ（式（５）では、その値をΔＺ３と表示）は、計測した水位Ｚ１，Ｚ２の時間変化が式（１）及び式（２）のようになっていることから、水位設定器６０，６３による前記した所望の水位設定信号Ｓ３，Ｓ５の値を共にＺＳとすると、次式（５）のようになる。
ΔＺ３＝（ＺＳ−Ｚ１）＋（ＺＳ−Ｓ２）×ｒ
＝｛ＺＳ−〔Ｚ０＋Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）〕｝
＋｛ＺＳ−〔Ｚ０−Ｂ２・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）〕｝×ｒ‥‥‥（５）
なお、式（５）において、ｒは、前記した比例増幅器６５のゲインＧ１に対応する。
水位偏差信号Ｓ８Ａの値ΔＺ３は、式（４）を用いてから、次式（６Ａ）のように変形される
ΔＺ３＝｛ＺＳ−〔Ｚ０＋Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）〕｝
＋｛ＺＳ−〔Ｚ0−Ｂ２・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）〕｝×（Ｂ１／Ｂ２）
＝｛ＺＳ−〔Ｚ０＋Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）〕｝
＋｛（ＺＳ−Ｚ０）×（Ｂ１／Ｂ２）＋Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）｝
＝（ＺＳ−Ｚ０）×（１＋Ｂ１／Ｂ２）‥‥‥（６Ａ）
そして、式（６Ａ）は、式（４）を用いて、次式（６Ｂ）のように変形できる。
ΔＺ３＝（ＺＳ−Ｚ０）×（１＋Ａ２／Ａ１）‥‥‥（６Ｂ）

このように、分離水タンク１５の水位信号Ｓ１に重畳されていた振動成分は、二次蒸気発生器１３の水位信号Ｓ２に重畳されていた振動成分に、二次蒸気発生器１３の伝熱管１３ａの全本数について合算した水平自由断面積Ａ２（図４参照）と分離水タンク１５の水平自由断面積Ａ１（図４参照）との比（Ａ２／Ａ１）の比を乗じたものを加えることにより相殺され、振動成分が含まれない水位偏差信号Ｓ８Ａを得ることができる。
ちなみに、配管２５Ａ内の水位Ｚ１と配管２５Ｂ内の水位Ｚ２におけるスロッシング振動がない場合の水位Ｚ０が、前記したように自由水面の上層に存在する蒸気相と二相流との質量の差により異なる場合でも、水位偏差信号Ｓ８Ａ（その値ΔＺ３）から振動成分が除去されることは、容易に分かることである。

図６は、第１の実施形態における外乱印加時の分離水タンク内の水位の時間応答の説明図である。
なお、図６に示す時間応答は、簡易シミュレーションによって得られた代表的な解析結果であり、外乱として給水流量がステップ状に増加変化した後の水位制御を想定した。図６において、縦軸は分離水タンク１５内の水位を示し、横軸が時間を示す。また、図６において破線が比較例を示し、水位信号Ｓ１に対する水位偏差信号Ｓ４が、ＰＩ制御器６２に入力され流量調節弁２１の弁開度の制御をした場合の分離水タンク１５内の水位の時間変化である。そして、実線が本実施形態の場合の分離水タンク１５内の水位の時間変化である。図６に示すように、第１の実施形態における貫流型ボイラ２００Ａでは、循環運転モードにおいて、水位制御系に外乱が印加された場合であっても、外乱により発生する水位の持続的振動に過大に制御応答して分離水タンク１５内の水位が大きくアンダーシュートすることなく、比較例よりも水位変動幅を小さくまた、収束時間を短くすることが可能なことが分かる。

これにより、分離水タンク１５の水位の持続振動を小さくするために水平方向のサイズを大きくするという必要が緩和され、分離水タンク１５を小型化することができる。また、発生蒸気の流量も安定化させることができることから、発電出力も安定化させることができる。さらに、要求発電電力の設定変更による分離水タンク１５の水位振動を生じさせる外乱があっても前記したように分離水タンク１５の水位制御が迅速に行えることから、発生蒸気流量、つまり、発電出力を高速に変更することができる。また、従来、給水流量を調節する流量調節弁２１のスロッシングによる持続振動の制御が長引くことによる不要な動きを低減させることになることから、流量調節弁２１の寿命を延ばすことができる。

《第２の実施形態》
次に、図７を参照しながら、適宜、図１、図３、図４を参照して第２の実施形態の貫流型ボイラ２００Ｂについて説明する。図７は、第２の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。図７も、第１の実施形態の図３と同様に模式化し、図１における一次蒸気発生器１０等などは、省略し、二次蒸気発生器１３を構成する多数の伝熱管１３ａも１本の伝熱管１３ａで代表して表示してある。第１の実施形態の貫流型ボイラ２００Ａを示す図３と同じ構成については同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
第１の実施形態では、加算器６４において、水位設定器６３で入力された所望の水位設定信号Ｓ５から二次蒸気発生器１３の水位を示す水位信号Ｓ２を減算していた。しかし、貫流型ボイラ２００Ａの系統の状態（二次蒸気発生器１３内の流体の通過流量等）によっては、水位偏差信号Ｓ４と水位偏差信号Ｓ６が同時にゼロにはならないことがあり得るので、制御上好ましくない。

このため、第２の実施形態における水位制御回路（水位制御装置）１０５Ｂは、図７に示すように、第１の実施形態の水位制御回路１０５Ａに対して、加算器６４と比例増幅器６５との間に一次遅れ演算器６７と加算器（第２の加算手段）６８を設ける点で異なる。
本実施形態における水位制御回路１０５Ｂでは、水位偏差信号Ｓ６を２つに分岐し、一方の水位偏差信号Ｓ６は、一次遅れ演算器６７で処理されて、水位偏差信号Ｓ６Ｂとなる。そして、加算器６８において、分岐された他方の水位偏差信号Ｓ６から前記した水位偏差信号Ｓ６Ｂを減算した結果の信号を比例増幅器６５に入力する。
そして、比例増幅器６５でゲインＧ１を乗じられた水位偏差信号Ｓ７Ｂが、加算器６６において水位偏差信号Ｓ４と加算されて水位偏差信号Ｓ８ＢとしてＰＩ制御器６２に入力される。ちなみに、ＰＩ制御器６２から流量調節弁２１には、弁開度要求信号Ｓ９Ｂを出力する。その他は、第１の実施形態の水位制御回路１０５Ａと同じ構成である。

本実施形態によれば、二次蒸気発生器１３の水位信号Ｓ２が水位設定器６３からの水位設定信号Ｓ５の値に一致せず、水位偏差信号Ｓ６の値において偏差（バイアス）が長時間残った場合でも、一次遅れ演算器６７の時定数τで減衰して出力される水位偏差信号Ｓ６Ｂは一定値（バイアス）に漸近する。加算器６８において水位偏差信号Ｓ６から一次遅れ演算処理された水位偏差信号Ｓ６Ｂを減算することにより、水位偏差信号Ｓ６の含むバイアスが除去され、水位偏差信号Ｓ７Ｂは、ゼロの値を中心に振動する信号となる。

本実施形態によれば、水位偏差信号Ｓ４と水位偏差信号Ｓ６が同時にゼロにはならない場合でも、分離水タンク１５の水位を所望の水位設定値に整定させることが可能となる。その結果、本実施形態によれば、分離水タンク１５の水位をスロッシングによる影響を排除して制御することができる。

（第２の実施形態の変形）
前記した第２の実施形態では、加算器６８と加算器６６の間に、比例増幅器６５Ｂを配したが、第２の実施形態はそれに限定されるものではない。加算器６８と加算器６６の間に、比例増幅器６５を配する代わりに、加算器６８の出力の信号は加算器６６に直接出力し、加算器６１と加算器６６との間に、ゲインＧ１’の比例増幅器６５を配置しても良い。その場合は、分離水タンク１５の水位信号Ｓ１に対する水位偏差信号Ｓ４は、比例増幅器６５において分離水タンク１５の水平自由断面積Ａ１（図４参照）と二次蒸気発生器１３の水平自由断面積Ａ２（図４参照）との比（Ａ１／Ａ２）の所定のゲインＧ１’で増幅されて、加算器６６に入力される。つまり、第２の実施形態におけるゲインＧ１と第２の実施形態の変形例におけるゲインＧ１’とは、値が逆数になる。

《第３の実施形態》
次に、図８を参照しながら、適宜、図１、図３、図４を参照して第３の実施形態の貫流型ボイラ２００Ｃについて説明する。図８は、第３の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。図８も、第１の実施形態の図３と同様に模式化し、図１における一次蒸気発生器１０等などは、省略し、二次蒸気発生器１３を構成する多数の伝熱管１３ａも１本の伝熱管１３ａで代表して表示してある。第１の実施形態の貫流型ボイラ２００Ａを示す図３と同じ構成については同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
第１の実施形態では、加算器６４において、水位設定器６３で入力された所望の水位設定信号Ｓ５から二次蒸気発生器１３の水位を示す水位信号Ｓ２を減算していた。しかし、貫流型ボイラ２００Ａの系統の状態（二次蒸気発生器１３内の流体の通過流量等）によっては、水位偏差信号Ｓ４と水位偏差信号Ｓ６が同時にゼロにはならないことがあり得るので、制御上好ましくない。

このため、第３の実施形態における水位制御回路（水位制御装置）１０５Ｃは、第１の実施形態における水位制御回路１０５Ａとは、図８に示すように、水位信号Ｓ２に微分器６４Ｃ₁において−１を乗じてから時間微分し、さらに、積分器６４Ｃ₂で時間積分し、その結果の水位偏差信号Ｓ６Ｃを比例増幅器６５に入力し、比例増幅器６５から水位偏差信号Ｓ７Ｃを加算器６６に入力する点が異なる。加算器６６において水位偏差信号Ｓ４と水位偏差信号Ｓ７Ｃとが加算されて水位偏差信号Ｓ８ＣとしてＰＩ制御器６２に入力される。ＰＩ制御器６２から流量調節弁２１には、弁開度要求信号Ｓ９Ｃを出力する。その他は、第１の実施形態の水位制御回路１０５Ａと同じ構成である。
ここで、微分器６４Ｃ₁と積分器６４Ｃ₂とが、特許請求の範囲に記載の「持続振動成分抽出手段」に対応する

積分器６４Ｃ₂で演算処理された結果の水位偏差信号Ｓ６Ｃの値ΔＺ２ｐは、式（２）に基づき、次式（７）ように表わせる。
ΔＺ２ｐ＝−∫（ｄＺ２/ｄｔ）ｄｔ
＝−∫（ｄ[Ｚ０−Ｂ２・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）]/ｄｔ）ｄｔ
＝Ｂ２・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）‥‥‥（７）
また、水位偏差信号Ｓ８Ｃ（式（８）では、その値をΔＺ３と表示）は、前記した式（６Ａ）を参照すると、次式（８）のように表わせる。
ΔＺ３＝｛ＺＳ−〔Ｚ０＋Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）〕｝
＋ΔＺ２ｐ×（Ａ２／Ａ１）
＝｛ＺＳ−〔Ｚ０＋Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）〕｝
＋Ｂ２・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）×（Ａ２／Ａ１）
＝｛Ｚ０＋Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）−ＺＳ｝
＋Ｂ２・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）×（Ｂ１／Ｂ２）
＝｛ＺＳ−〔Ｚ０＋Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）〕｝
＋Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）
＝ＺＳ−Ｚ０‥‥‥（８）

このように、分離水タンク１５の計測水位を示す水位信号Ｓ１に重畳されていたスロッシングの持続振動成分は、二次蒸気発生器１３の計測水位を示す水位信号Ｓ２に重畳されていたスロッシングの持続振動成分に、前記した水平自由断面積の比（Ａ２／Ａ１）を乗じた後、水位信号Ｓ１の水位偏差信号Ｓ４に加算することにより相殺され、スロッシングの持続振動成分が含まれない水位偏差信号Ｓ８Ｃを得ることができる。
本実施形態によれば、第１の実施形態における水位偏差信号Ｓ４と水位偏差信号Ｓ６が同時にゼロにはならない場合でも、分離水タンク１５の水位を、スロッシングによる持続振動の影響を排除して適切に水位を制御することができる。

本実施形態では、積分器６４Ｃ₂を用いたが、積分器６４Ｃ₂の代わりに第２の実施形態において用いた一次遅れ演算器（第２の一次遅れ演算手段）６７を用いても良い。この場合、微分器６４Ｃ₁と一次遅れ演算器６７とが、特許請求の範囲に記載の「持続振動成分抽出手段」に対応する。
なお、積分器６４Ｃ₂の代わりに一次遅れ演算器６７を用いる場合は、微分器６４Ｃ₁における微分演算時に、時定数を乗ずる。また、微分器６４Ｃ₁と一次遅れ演算器６７のトータルの特性はＨＰＦ（High Pass Filter）となるが、その折れ点周波数には、前記したようにスロッシングの持続振動の周波数よりも低いものを設定する。
ちなみに、微分器６４Ｃ₁と一次遅れ演算器６７の組み合わせは、全体として不完全微分回路となる。
なお、前記した微分器６４Ｃ₁、積分器６４Ｃ₂による微分・積分演算や、微分器６４Ｃ₁と一次遅れ演算器６７の組み合わせによる不完全微分演算は、アナログフィルタであるが、同等の機能や特性を有するデジタルフィルタで代替しても良い。

《第４の実施形態》
次に、図９を参照しながら、適宜、図１、図３、図４を参照して第４の実施形態の貫流型ボイラ２００Ｄについて説明する。図９は、第４の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。図９も、第１の実施形態の図３と同様に模式化し、図１における一次蒸気発生器１０等などは、省略し、二次蒸気発生器１３を構成する多数の伝熱管１３ａも１本の伝熱管１３ａで代表して表示してある。第１の実施形態の貫流型ボイラ２００Ａを示す図３と同じ構成については同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
第１の実施形態では、加算器６４において、二次蒸気発生器１３の水位を示す水位信号Ｓ２から水位設定器６３で入力された所望の水位設定信号Ｓ５を減算していた。しかし、貫流型ボイラ２００Ａの系統の状態（二次蒸気発生器１３内の流体の通過流量等）によっては、水位偏差信号Ｓ４と水位偏差信号Ｓ６が同時にゼロにはならないことがあり得るので、制御上好ましくない。

このため、本実施形態では、実質的に分離水タンク１５内の水量（体積）と二次蒸気発生器１３内の水量（体積）の総和を制御量として、分離水タンク１５の水位を制御するものである。
本実施形態における水位制御回路（水位制御装置）１０５Ｄは、水位設定器６０Ｄ、加算器６１Ｄ，６６Ｄ、比例増幅器６５Ｄ₁，６５Ｄ₂、ＰＩ制御器６２を含んで構成されている。
ここで、比例増幅器６５Ｄ₁が、特許請求の範囲に記載の「第１の水量演算手段」に対応し、比例増幅器６５Ｄ₂が、特許請求の範囲に記載の「第２の水量演算手段」に対応し、加算器６６Ｄが、特許請求の範囲に記載の「総水量加算手段」に対応し、加算器６１Ｄが「水位制御用偏差値演算手段」する。

そして、分離水タンク１５の計測された水位を示す水位信号Ｓ１は、比例増幅器６５Ｄ₁に入力されてゲインＧ２を乗じられ後に加算器６６Ｄに入力される。二次蒸気発生器１３の計測された水位を示す水位信号Ｓ２は、比例増幅器６５Ｄ₂に入力されてゲインＧ３を乗じられた後に加算器６６Ｄに入力される。加算器６６Ｄで加算されて得られた水位信号Ｓ１０は、加算器６１Ｄに入力される。
水位設定器６０Ｄは、分離水タンク１５内の水量と二次蒸気発生器１３内の水量の総和の所望設定値に対応する加重平均された水位設定値を水位設定信号Ｓ３Ｄとして加算器６１Ｄに入力する。
加算器６１Ｄは、水位設定信号Ｓ３Ｄから水位信号Ｓ１０を減算して水位偏差信号Ｓ８ＤとしてＰＩ制御器６２に入力する。ＰＩ制御器６２から流量調節弁２１には、弁開度要求信号Ｓ９Ｄを出力する。前記以外は、第１の実施形態の水位制御回路１０５Ａと同じ構成である。

次に、本実施形態における実質的に分離水タンク１５内の水量（体積）と二次蒸気発生器１３内の水量（体積）の総和を制御量として、分離水タンク１５の水位を制御する方法を、数式を用いて説明する。
ここで、第１の実施形態と同じように分離水タンク１５内の水位をＺ１、その水平自由断面積をＡ１、二次蒸気発生器１３内の水位をＺ２、その水平自由断面積をＡ２とすると、分離水タンク１５と二次蒸気発生器１３に含まれる水の総体積Ｖは、次式（９）に示すように表せる。
Ｖ＝Ａ１・Ｚ１＋Ａ２・Ｚ２‥‥‥（９）

ここで、所望の制御状態における水位をＺＳとすると、その際の総体積Ｖsは、次式（１０）のように表せる。所望の水位ＺＳは、前記した水位設定信号Ｓ３Ｄの値に対応する。
Ｖs＝Ａ１・ＺＳ＋Ａ２・ＺＳ‥‥‥（１０）
ここで、制御に用いる水量偏差ΔＶは、式（１０）から式（９）を減算したものであり、次式（１１）のようになる。
ΔＶ＝Ｖs−Ｖ＝（Ａ１・ＺＳ＋Ａ２・ＺＳ）−（Ａ１・Ｚ１＋Ａ２・Ｚ２）
＝（Ａ１＋Ａ２）・ＺＳ−（Ａ１・Ｚ１＋Ａ２・Ｚ２）‥‥‥（１１）

なお、式（１１）において、制御量である水量偏差ΔＶを、水位偏差ΔＺに換算することは容易く、式（１１）全体を分離水タンク１５内の水平断面積Ａ１と二次蒸気発生器１３内の水平断面積Ａ２の和（Ａ１＋Ａ２）で除することにより、次式（１２）のようになる。
ΔＺ＝ＺＳ−（Ａ１・Ｚ１＋Ａ２・Ｚ２）／（Ａ１＋Ａ２）
＝ＺＳ−〔Ａ１／（Ａ１＋Ａ２）〕・Ｚ１−〔Ａ２／（Ａ１＋Ａ２）〕・Ｚ２
‥‥‥（１２）
つまり、図９において、比例増幅器６５Ｄ₁のゲインＧ２をＡ１／（Ａ１＋Ａ２）とし、比例増幅器６５Ｄ₂のゲインＧ３をＡ２／（Ａ１＋Ａ２）とすれば良いことを意味する。

また、式（１２）における水位Ｚ１，Ｚ２として、式（１），（２）を代入すると、水位偏差信号Ｓ８Ｄの値ΔＺは、次式（１３）のように変換される。
なお、この変換において、式（４）の関係を用いる。
ΔＺ＝ＺＳ−｛Ａ１・〔Ｚ０＋Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）〕
＋Ａ２・〔Ｚ０−Ｂ２・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）〕｝／（Ａ１＋Ａ２）
＝ＺＳ−｛Ａ１・〔Ｚ０＋Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）〕
＋Ａ２・〔Ｚ０−（Ｂ１×Ａ１／Ａ２）・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）〕｝／（Ａ１＋Ａ２）
＝ＺＳ−｛Ａ１・Ｚ０＋Ａ１・Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）
＋Ａ２・Ｚ０−Ａ２・（Ｂ１×Ａ１／Ａ２）・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）｝／（Ａ１＋Ａ２）
＝ＺＳ−｛（Ａ１＋Ａ２）・Ｚ０＋Ａ１・Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）
−Ａ１・Ｂ１・ｓｉｎ（２πｔ／Ｔ）｝／（Ａ１＋Ａ２）
＝ＺＳ−Ｚ０‥‥‥（１３）

このように、分離水タンク１５の計測水位に重畳されていたスロッシングの振動成分は相殺され、振動成分が含まれない水位偏差信号Ｓ８Ｄを得ることが出来る。

本実施形態によれば、第１の実施形態における水位偏差信号Ｓ４と水位偏差信号Ｓ６が同時にゼロにはならない場合でも、分離水タンク１５の水位を所望の水位設定値に整定させることが可能となる。その結果、本実施形態によれば、分離水タンク１５の水位をスロッシングによる影響を排除して制御することができる。

《第５の実施形態》
次に、図１０を参照しながら、適宜、図１、図３、図４を参照して第５の実施形態の貫流型ボイラ２００Ｅについて説明する。図１０は、第５の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。図１０も、第１の実施形態の図３と同様に模式化し、図１における一次蒸気発生器１０等などは、省略し、二次蒸気発生器１３を構成する多数の伝熱管１３ａも１本の伝熱管１３ａで代表して表示してある。第１の実施形態の貫流型ボイラ２００Ａを示す図３と同じ構成については同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
第１〜第４の実施形態では、二次蒸気発生器１３の伝熱管１３ａの上流側及び下流側の部位（水位計測用タップ）の圧力差から、二次蒸気発生器１３内の水位を計測していた。しかしながら、その差圧の一部（成分）には、本来の二次蒸気発生器１３内の水位に相当する静水頭以外に、水位計測用タップ間を流れる流体の摩擦圧損などにより生ずる圧力損失も含まれており、計測された水位が、二次蒸気発生器１３内を通過する水の流量によって変化する等、必ずしも十分な計測精度が得られない。

本実施形態は、二次蒸気発生器１３内の水位の計測精度を改善するところに特徴がある。そのため、例えば、二次蒸気発生器１３の代表的な水位を計測するために、図１０の（ａ）に示すように、二次蒸気発生器１３内の代表的な水位を示す管列の伝熱管１３ａを１本選んで、水位計３６を設けるとともに、その伝熱管１３ａの下部ヘッダ１３ｈ_L（図１参照）の上流の二次蒸気発生器入口連絡管１３ｂ（図１参照）にオリフィス（摩擦圧損情報取得手段）３７を設け、オリフィス３７の上下流間の差圧を計測する差圧計（摩擦圧損情報取得手段）３８を設ける。
ちなみに、図１０の（ａ）では、１本の二次蒸気発生器入口連絡管１３ｂに下部ヘッダ１３ｈ_L（図１０の（ａ）では省略）を介して接続する複数の伝熱管１３ａが１本で代表されている。水位計３６の水位計測用の下側のタップは、例えば、下部ヘッダ１３ｈ_Lに取り付けられ、水位計３６の水位計測用タップの上側のタップは、当然、伝熱管１３ａの低出力運転状態で二相流の状態になる領域、例えば、上部ヘッダ１３ｈ_Uに設けられる。

そして、本実施形態における水位制御回路（水位制御装置）１０５Ｅは、図１０の（ｂ）に示すように比例増幅器６７Ｅ、加算器６８Ｅ、及び前記した第１の実施形態における水位制御回路１０５Ａの構成をその一部として含んでいる。そして、水位制御回路１０５Ｅの一部である水位制御回路１０５Ａに、水位信号Ｓ１と、水位信号Ｓ２の代わりの補正された水位信号Ｓ２Ｅが入力される。
図１０の（ｂ）に示すように差圧計３８から出力される差圧信号Ｓ１１Ｅは、水位制御回路１０５Ｅの比例増幅器６７Ｅに入力され、ゲインＧ４を乗じられて補正水位信号Ｓ１２Ｅとして加算器６８Ｅに入力される。加算器６８Ｅにはさらに水位信号Ｓ２が入力され、加算器６８Ｅにおいて水位信号Ｓ２の値から補正水位信号Ｓ１２Ｅの値が減じられ、その結果の値を補正された水位信号Ｓ２Ｅとして水位制御回路１０５Ｅの一部である水位制御回路１０５Ａの加算器６４（図３の（ｂ）参照）に入力される。
ここで、比例増幅器６７Ｅと加算器６８Ｅは、特許請求の範囲に記載の「摩擦圧損補正手段」に対応する。

ここで、水位計３６の水位計測用タップ間で計測される差圧（水位信号Ｓ２）に含まれる摩擦圧損をΔＰ、伝熱管１３ａ内を通過する水の流速をＵ、流路の損失係数をζ、流体の質量密度をρとすると、圧損ΔＰは次式（１４）に示すように表せる。
ΔＰ＝0.5×ζ×Ｕ²×ρ‥‥‥（１４）
また、伝熱管１３ａ内を通過する水の質量流量をＷｓ、伝熱管１３ａの流路断面積をＡｓとすると、伝熱管１３ａ内を通過する水の流速Ｕは、次式（１５）に示すように表せる。
Ｕ＝Ｗｓ／（ρ×Ａｓ）‥‥‥（１５）
従って、水位計３６で計測される水位信号Ｓ２に含まれる摩擦圧損ΔＰは、式（１４），（１５）から、次式（１６）のように表される。
ΔＰ＝0.5×ζ×Ｗｓ²／（ρ×Ａｓ²）‥‥‥（１６）

差圧計３８で計測されるオリフィス３７の上下流間の差圧ΔＰ’は、二次蒸気発生器入口連絡管１３ｂ内を通過する水の質量流量をＷｋ、オリフィス３７の等価流路断面積をＡｋ’、損失係数をζ’とすれば、次式（１７）のように表される。
ΔＰ’＝0.5×ζ’×Ｗｋ²／〔ρ×（Ａｋ’）²〕‥‥‥（１７）

ここで、１本の、二次蒸気発生器入口連絡管１３ｂに接続する伝熱管１３ａの本数をＮとすると、質量流量Ｗｓと質量流量Ｗｋの間には、次式（１８）の関係にある。
Ｗｋ＝Ｎ×Ｗｓ‥‥‥（１８）

ここで、式（１７）を変形し、式（１６）に代入すると、水位計測用タップ間の差圧（水位信号Ｓ２）に含まれる摩擦圧損ΔＰは、以下に示すように求めることができる。
まず、式（１７）を次のように書き直す。
ΔＰ’×〔ρ×（Ａｋ’）²〕／（0.5×ζ’）＝Ｗｋ²＝（Ｎ×Ｗｓ）²
次いで、式（１６）を次式（１９）のように書き直す。
ΔＰ＝0.5×ζ×｛ΔＰ’×〔ρ×（Ａｋ’）²〕／（0.5×ζ’）｝／（Ｎ²×ρ×Ａｓ²）
＝ζ×｛ΔＰ’×（Ａｋ’）²｝／（ζ’×Ｎ²×Ａｓ²）
＝ΔＰ’×（ζ／ζ’）×｛（Ａｋ’）²／（Ｎ²×Ａｓ²）｝‥‥‥（１９）
すなわち、オリフィス３７の差圧を計測することにより、伝熱管１３ａ内を流れる質量流量を算出することができ、二次蒸気発生器１３の水位の計測に含まれる摩擦圧損ΔＰを推算することができる。

従って、オリフィス差圧を示す差圧信号Ｓ１１に対して次式（２０）に示すゲインＧ４を比例増幅器６７Ｅにおいて乗じて、摩擦圧損に対応する補正水位信号Ｓ１２Ｅを加算器６８に出力させる。
Ｇ４＝（ζ／ζ’）×｛（Ａｋ’）²／（Ｎ²×Ａｓ²）｝／（ρ×ｇ）‥‥‥（２０）
そして、加算器６８において水位信号Ｓ２から補正水位信号Ｓ１２Ｅを減じて補正された二次蒸気発生器１３の水位信号Ｓ２Ｅとして、加算器６４（図３の（ｂ）参照）に入力する。
なお、式（２０）において、ｇは重力加速度であり、ρは、飽和水の密度である。ここで、ρ，ｇは定数としてゲインＧ４の中に含ませているものであり、これにより圧損信号Ｓ１１Ｅから補正水位信号Ｓ１２Ｅに変換する。

本実施形態によれば、水位計３６で計測された水位信号Ｓ２から、水位（静水頭）以外の不要な成分、例えば、摩擦圧損を除去することができ、分離水タンク１５の水位のより精度の高い水位制御が可能となる。
なお、本実施形態では、第１の実施形態をベースに説明したが、第２〜第４の実施形態の水位制御回路１０５Ｂ〜１０５Ｄに対しても容易に適用でき、分離水タンク１５の水位のより精度の高い水位制御が可能となる。

《第６の実施形態》
次に、図１１を参照しながら、第６の実施形態の貫流型ボイラ２００Ｆについて説明する。
第５の実施形態では、伝熱管１３ａの流量を計測する手段としてオリフィス３７を用いたがそれに限定されるものではなく、二次蒸気発生器入口連絡管１３ｂに超音波流量計や電磁流量計等の流量計（摩擦圧損情報取得手段）３８Ｆを配置して前記した第５の実施形態における質量流量Ｗｋを計測することができる。
それに対応させて、本実施形態の貫流型ボイラ２００Ｆの水位制御回路（水位制御装置）１０５Ｆは、二乗演算器６９、比例増幅器６７Ｆ、加算器６８Ｅ、及び前記した第１の実施形態における水位制御回路１０５Ａの構成をその一部として含んでいる。そして、水位制御回路１０５Ｆの一部である水位制御回路１０５Ａに、水位信号Ｓ１と、水位信号Ｓ２の代わりの補正された水位信号Ｓ２Ｆが入力される。
ここで、二乗演算器６９、比例増幅器６７Ｆ及び加算器６８Ｅが、特許請求の範囲に記載の「摩擦圧損補正手段」に対応する。

図１１の（ｂ）に示すように流量計３８Ｆから出力される流量信号Ｓ１１Ｆは、水位制御回路１０５Ｆの二乗演算器６９に入力され、二乗演算され信号Ｓ１２ＦＡとして比例増幅器６７Ｆに入力される。比例増幅器６７Ｆにおいて信号Ｓ１２ＦＡはゲインＧ５を乗じられて補正水位信号Ｓ１２ＦＢとして加算器６８Ｅに入力される。加算器６８Ｅにはさらに水位信号Ｓ２が入力され、加算器６８Ｅにおいて水位信号Ｓ２の値から補正水位信号Ｓ１２ＦＢの値が減じられ、その結果の値を補正された水位信号Ｓ２Ｆとして水位制御回路１０５Ｆの一部である水位制御回路１０５Ａの加算器６４（図３の（ｂ）参照）に入力される。

ここで、流量計３８Ｆにより計測された二次蒸気発生器入口連絡管１３ｂの流量をＷｋとすれば、伝熱管１３ａ内の摩擦圧損ΔＰは、式（１６），（１８）から次式（２１）のように容易に求めることができる。
ΔＰ＝0.5×ζ×（Ｗｋ／Ｎ）²／（ρ×Ａｓ²）‥‥‥（２１）
さらに、伝熱管１３ａ内の摩擦圧損ΔＰを次式（２２）に示すように水位δＬに変換し、図１１に示すように、水位計３６で計測した水位信号Ｓ２から減算することにより、補正された水位信号Ｓ２Ｆを得る。
δＬ＝ΔＰ／（ρ×ｇ）‥‥‥（２２）
なお、比例増幅器６７ＦのゲインＧ５は、次式（２３）のようになる。
Ｇ５＝0.5×ζ／（ρ²×Ａｓ²×Ｎ²×ｇ）‥‥‥（２３）

本実施形態によれば、水位計３６で計測された水位信号Ｓ２から、水位（静水頭）以外の不要な成分、例えば、摩擦圧損を除去することができ、分離水タンク１５の水位のより精度の高い水位制御が可能となる。
なお、本実施形態では、第１の実施形態をベースに説明したが、第２〜第４の実施形態の水位制御回路１０５Ｂ〜１０５Ｄに対しても容易に適用でき、分離水タンク１５の水位のより精度の高い水位制御が可能となる。

《第７の実施形態》
次に、図１２を参照しながら、適宜、図１、図３、図４を参照して第７の実施形態の貫流型ボイラ２００Ｇについて説明する。図１２は、第７の実施形態における水位制御回路の構成説明図であり、（ａ）は、貫流型ボイラの系統を簡単化した模式図、（ｂ）は、水位制御回路の説明図である。図１２も、第１の実施形態の図３と同様に模式化し、図１における一次蒸気発生器１０等などは、省略し、二次蒸気発生器１３を構成する多数の伝熱管１３ａも１本の伝熱管１３ａで代表して表示してある。第１の実施形態の貫流型ボイラ２００Ａを示す図３と同じ構成については同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
第１〜第６の実施形態では、二次蒸気発生器１３の水位の計測方法として、基本的に水位計３６を用いてきたが、本実施形態は、水位計３６の代替手段として後記するように二次蒸気発生器１３内の水位を二次蒸気発生器１３内の水の重量から推定するものである。

二次蒸気発生器１３の伝熱管１３ａの管列は、通常、図１２に示すように架台（構造物）７５の上に載せられているか、または、図示していない上部構造体（構造物）から吊り下げられている。このため、伝熱管１３ａが架台７５に載せられている場合は、架台７５と伝熱管１３ａの管列との間に重量計（重量計測手段）７６を介在させて、伝熱管１３ａの管列自身の重量（自重量）と伝熱管１３ａ内に内包された水の重量とを含む二次蒸気発生器１３の総重量を計測する。
そして、本実施形態における水位制御回路（水位制御装置）１０５Ｇは、図１２の（ｂ）に示すように水位演算器７７及び前記した第１の実施形態における水位制御回路１０５Ａの構成をその一部として含んでいる。そして、水位制御回路１０５Ｇの一部である水位制御回路１０５Ａに、水位信号Ｓ１と、水位信号Ｓ２の代わりの水位演算器７７から出力された水位信号Ｓ２Ｇが入力される。

ここで、伝熱管１３ａの管列等の自重量をＭｐ、計測された総重量をＭｔとすれば、伝熱管１３ａに内包される水の重量Ｍｗは、次式（２４）に示すように求めることができる。
Ｍｗ＝Ｍｔ−Ｍｐ‥‥‥（２４）
二次蒸気発生器１３に内包される水の重量Ｍｗは、二次蒸気発生器１３の幾何形状、即ち、高さＺにおける水平自由断面積Ａを関数ｆ_A（Ｚ）で表せるとし、その場の重力加速度をｇ、水の質量密度をρとすると、次式（２５）に示すようになる。
Ｍｗ＝ｇ×ρ×∫ｆ_A（Ｚ）ｄＺ‥‥‥（２５）
ちなみに、関数ｆ_A（Ｚ）の積分の範囲は二次蒸気発生器１３の底部から水面までである。そして、式（２５）から二次蒸気発生器１３の水位は、次式（２６）のように表わせる。
Ｚ＝（Ｍｔ−Ｍｐ）／（ｇ×ρ）‥‥‥（２６）
また、Ｆ（Ｚ）＝∫ｆ_A（Ｚ）dＺとして、関数Ｆ（Ｚ）の逆関数をｆ_hとすると、二次蒸気発生器１３における水位Ｚは、次式（２７）のように表わされる。
Ｚ＝ｆ_h｛（Ｍｔ−Ｍｐ）／（ｇ×ρ）｝‥‥‥（２７）

この逆関数ｆ_hを予め設定して、前記した水位演算器７７に組み込んでおくことで、重量計７６により計測される総重量Ｍｔから容易に二次蒸気発生器１３における水位Ｚを水位演算できる。
この場合、重量計７６を介して水位演算器７７で推定され出力される水位信号Ｓ２Ｇは、水位計３６で水位を計測する場合のような摩擦圧損の成分を含まない。また、重量計７６は、二次蒸気発生器１３全体の重量を計測するので、二次蒸気発生器１３の平均の水位を取得する場合に複数の伝熱管１３ａの水位を平均したりする必要がなく構成が簡便である。

なお、逆関数ｆ_hや熱管１３ａの管列等の自重量Ｍｐに誤差などが含まれる懸念がある場合には、貫流型ボイラ２００Ｇが停止している状態で、二次蒸気発生器１３に水を注入し、別途設ける校正用の水位計等で逆関数ｆ_hや熱管１３ａの管列等の自重量Ｍｐを校正すれば良い。
また、本実施形態では、第１の実施形態をベースに説明したが、第２〜第４の実施形態の水位制御回路１０５Ｂ〜１０５Ｄに対しても容易に適用でき、分離水タンク１５の水位のより精度の高い水位制御が可能となる。

１ ガスタービン
３ 蒸気発生器
５ 蒸気タービン
６ 復水器
７ 給水ポンプ
９ ヘッダ
１０ 一次蒸気発生器
１０ｂ 一次蒸発器入口連絡管
１０ｃ 一次蒸気発生器出口連絡管
１３ 二次蒸気発生器
１３ａ 伝熱管（蒸発管）
１３ｂ 二次蒸気発生器入口連絡管
１３ｃ 二次蒸気発生器出口管
１３ｈ_U 上部ヘッダ
１３ｈ_L 下部ヘッダ
１４ 気水分離器
１５ 分離水タンク
１６ 循環配管
１７ 過熱器
１８ 蒸気管
２１ 流量調節弁
２３ 隔離弁
２５Ａ，２６Ｂ，２５Ｃ 配管
３１ 温度計
３２ 圧力計
３３，３４ 流量計
３５ 水位計（第１の水位計）
３６ 水位計（第２の水位計）
３７ オリフィス（摩擦圧損情報取得手段）
３８ 差圧計（摩擦圧損情報取得手段）
３８Ｆ 流量計（摩擦圧損情報取得手段）
５０ 加算器
５１ ＰＩ制御器
５２ 弁開度設定器
５３ 高値選択器
６０ 水位設定器
６０Ｄ 水位設定器
６１ 加算器（第１の偏差値演算手段）
６１Ｄ 加算器（水位制御用偏差値演算手段）
６２ ＰＩ制御器
６２ａ 比例制御演算部
６２ｂ 積分制御演算部
６２ｃ 加算器
６３ 水位設定器
６４ 加算器（第２の偏差値演算手段）
６４Ｃ₁ 微分器（持続振動成分抽出手段）
６４Ｃ₂ 積分器（持続振動成分抽出手段）
６５ 比例増幅器（振幅補正手段）
６５Ｄ₁ 比例増幅器（第１の水量演算手段）
６５Ｄ₂ 比例増幅器（第２の水量演算手段）
６６ 加算器（第１の加算手段）
６６Ｄ 加算器（総水量加算手段）
６７ 一次遅れ演算器（一次遅れ演算手段）
６７Ｅ，６７Ｆ 比例増幅器（摩擦圧損補正手段）
６８ 加算器（第２の加算手段）
６８Ｅ 加算器（摩擦圧損補正手段）
６９ 二乗演算器（摩擦圧損補正手段）
７５ 架台（構造物）
７６ 重量計（重量計測手段）
１０５ 水位制御回路
１０５Ａ，１０５Ｂ，１０５Ｃ，１０５Ｄ，１０５Ｅ，１０５Ｆ，１０５Ｇ 水位制御回路（水位制御装置）
２００，２００Ａ，２００Ｂ，２００Ｃ，２００Ｄ，２００Ｅ，２００Ｆ，２００Ｇ 貫流型ボイラ

Claims (8)

1. 復水器からの水を給水として蒸発管に送り込む給水ポンプと、前記蒸発管内で加熱され発生した蒸気を分離する気水分離器と、該気水分離器で分離された水を蓄える分離水タンクと、該分離水タンク内の水位を検出する第１の水位計と、前記分離水タンク内の水位を制御する水位制御装置と、該水位制御装置からの弁開度要求信号に従い開度を調節し、前記蒸発管への前記給水の流量を調節する流量調節弁と、を備えた貫流型ボイラにおいて、
   前記蒸発管内の水位を検出する第２の水位計をさらに備え、
   前記水位制御装置は、
   前記第１の水位計が出力する第１の水位信号と所定の第１の水位設定値との差分演算をして第１の偏差値を演算する第１の偏差値演算手段と、
   前記第２の水位計が出力する第２の水位信号と所定の第２の水位設定値との差分演算をして第２の偏差値を演算する第２の偏差値演算手段と、
   前記第２の偏差値に含まれる持続振動の振幅を前記第１の偏差値に含まれる持続振動の振幅に一致させるように補正する振幅補正手段と、
   前記第１の偏差値及び前記振幅補正手段により補正された前記第２の偏差値を加算して、前記分離水タンクの水位制御用の水位偏差値として出力する第１の加算手段と、を有し、
   前記第１の加算手段から出力された前記分離水タンクの水位制御用の水位偏差値に基づいて前記弁開度要求信号を演算することを特徴とする貫流型ボイラ。
2. 前記水位制御装置は、
   さらに、前記第２の偏差値を一次遅れ演算してバイアス量を算出する一次遅れ演算手段と、
   前記第２の偏差値と、前記一次遅れ演算手段において算出された前記バイアス量とを加算して補正された第２の偏差値を算出する第２の加算手段と、を有し、
   前記第２の加算手段から出力された前記補正された第２の偏差値を、前記振幅補正手段において補正したものに、前記第１の加算手段において前記第１の偏差値を加算して、前記分離水タンクの水位制御用の水位偏差値として出力することを特徴とする請求項１に記載の貫流型ボイラ。
3. 復水器からの水を給水として蒸発管に送り込む給水ポンプと、前記蒸発管内で加熱され発生した蒸気を分離する気水分離器と、該気水分離器で分離された水を蓄える分離水タンクと、該分離水タンク内の水位を検出する第１の水位計と、前記分離水タンク内の水位を制御する水位制御装置と、該水位制御装置からの弁開度要求信号に従い開度を調節し、前記蒸発管への前記給水の流量を調節する流量調節弁と、を備えた貫流型ボイラにおいて、
   前記蒸発管内の水位を検出する第２の水位計をさらに備え、
   前記水位制御装置は、
   前記第１の水位計が出力する第１の水位信号と所定の第１の水位設定値との差分演算をして第１の偏差値を演算する第１の偏差値演算手段と、
   前記第２の水位計が出力する第２の水位信号から持続振動の成分を抽出する持続振動成分抽出手段と、
   前記持続振動成分抽出手段により抽出された前記第２の水位信号の持続振動の成分の振幅を、前記第１の偏差値に含まれる持続振動の振幅に一致させるように補正する振幅補正手段と、
   前記第１の偏差値、及び前記振幅補正手段により補正された前記第２の水位信号の持続振動の成分を加算して、前記分離水タンクの水位制御用の水位偏差値として出力する第１の加算手段と、を有し、
   前記第１の加算手段から出力された前記分離水タンクの水位制御用の水位偏差値に基づいて前記弁開度要求信号を演算することを特徴とする貫流型ボイラ。
4. 前記持続振動成分抽出手段は、前記第２の水位計が出力する第２の水位信号を時間微分する微分器及び該微分器で時間微分された結果を積分する積分器を含んで構成されることを特徴とする、請求項３に記載の貫流型ボイラ。
5. 前記持続振動成分抽出手段は、前記第２の水位計が出力する第２の水位信号を時間微分する微分器及び該微分器で時間微分された結果を一次遅れ演算する第２の一次遅れ演算手段を含んで構成されることを特徴とする、請求項３に記載の貫流型ボイラ。
6. 復水器からの水を給水として蒸発管に送り込む給水ポンプと、前記蒸発管内で加熱され発生した蒸気を分離する気水分離器と、該気水分離器で分離された水を蓄える分離水タンクと、該分離水タンク内の水位を検出する第１の水位計と、前記分離水タンク内の水位を制御する水位制御装置と、該水位制御装置からの弁開度要求信号に従い開度を調節し、前記蒸発管への前記給水の流量を調節する流量調節弁と、を備えた貫流型ボイラにおいて、
   前記蒸発管内の水位を検出する第２の水位計をさらに備え、
   前記水位制御装置は、
   前記第１の水位計が出力する第１の水位信号に基づいて前記分離水タンク内の水量を算出するする第１の水量演算手段と、
   前記第２の水位計が出力する第２の水位信号に基づいて前記蒸発管内の水量を算出するする第２の水量演算手段と、
   前記算出された前記分離水タンク内の水量と前記蒸発管内の水量を加算して総水量を算出する総水量加算手段と、
   前記算出された総水量と所定の設定値との差分演算をして前記分離水タンクの水位制御用の水位偏差値として出力する水位制御用偏差値演算手段と、を有し、
   前記分離水タンクの水位制御用の水位偏差値に基づいて前記弁開度要求信号を演算することを特徴とする貫流型ボイラ。
7. さらに、前記第２の水位計から出力される第２の水位信号に含まれるも摩擦圧損に関わる情報を取得する摩擦圧損情報取得手段を備え、
   前記水位制御装置は、
   前記取得された摩擦圧損に関わる情報に基づいて前記第２の水位信号を補正する摩擦圧損補正手段を有し、
   該摩擦圧損補正手段により補正された前記第２の水位信号を前記第２の水位信号の代わりに用いることを特徴とする請求項１から請求項６のいずれか１項に記載の貫流型ボイラ。
8. 前記第２の水位計の代わりに、前記蒸発管の下部を支持する、若しくは、前記蒸発管の上部を吊るす構造物と前記蒸発管の間に重量計測手段を設け、
   前記水位制御装置は、
   前記重量計測手段が計測した重量に基づいて、前記蒸発管内の水位を推定し、前記第２の水位信号として前記分離水タンクの水位制御に用いることを特徴とする請求項１から請求項６のいずれか１項に記載の貫流型ボイラ。

Images