JPH0348401B2

JPH0348401B2 -

Info

Publication number: JPH0348401B2
Application number: JP57017534A
Authority: JP
Inventors: Masahide Nomura; Yoshio Sato; Tadayoshi Saito
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1982-02-08
Filing date: 1982-02-08
Publication date: 1991-07-24
Also published as: JPS58136903A

Description

【発明の詳細な説明】本発明は、火力プラント制御システムに係り、
特に、プラント特性が時間的に大きく変動する場
合に使用するに好適な火力プラント制御システム
に関する。

従来の火力プラント最適制御システムは、第１
図に示すように、モデル内蔵最適制御システム１
００、火力プラント制御システムのマスタ・コン
トローラ２００およびサブループ・コントローラ
３００からなり、中央給電指令所（以下中給と略
称する）からの負荷指令Lc（＝ELD＋AFC）に追
従して火力発電プラント４００を制御する。

すなわち、火力プラント制御システムのマス
タ・コントローラ２００は、中給からの負荷指令
Lc（＝ELD＋AFC）を変化率制限処理した負荷デ
マンドL_Dに基づいて、給水流量デマンドF_FWD、
燃料流量デマンドF_FD、空気流量デマンドF_AD、ス
プレ流量デマンドF_SPDおよび再循環ガス流量デマ
ンドF_GRDを先行的に決定（フイード・フオワード
制御）すると共に、主蒸気圧力P_MS、主蒸気温度
T_MS、ガスO₂および再熱蒸気温度T_RHのフイー
ド・バツク制御により上記各操作量のデマンドを
補正し、補正デマンドF′_FWD、F′_FD、F′_AD、F′_SPDお
よびF′_GRDを作成する。なお、タービン蒸気流量
デマンドF_MSDは、発電機出力MWのフイード・バ
ツク制御により決定する。また、マスタ・コント
ローラ２００は、負荷デマンドL_Dの変化率L_DRお
よび火炉水壁出口蒸気温度T_WWの変化率T_WWRを
求める。

モデル内蔵最適制御システム１００は、火力プ
ラント制御システムのマスタ・コントローラ２０
０、サブループ・コントローラ３００および火力
発電プラント４００を組合せたシステムを制御対
象とし、マスタ・コントローラ２００からの負荷
デマンド変化率L_DRを外乱とすると共に、主蒸気
温度偏差T_MSE、火炉水壁出口蒸気温度変化率
T_WWRおよび再熱蒸気温度偏差T_RHEを制御量とし
て、外乱発生過程をホワイト・ノイズ発生過程と
見なすと共に上記制御対象の特性を自己回帰移動
平均（ARMA）モデルで同定し２次形式評価関
数を用いて最適制御する。モデルの出力変数は、
マスタ・コントローラ２００からの負荷デマンド
変化率L_DR、主蒸気温度偏差T_MSE、火炉水壁出口
蒸気温度変化率T_WWRおよび再熱蒸気温度偏差
T_RHEである。また、入力変数は、燃料流量デマン
ド修正信号ΔF_FD、スプレ流量デマンド修正信号
ΔF_SPDおよび再循環ガス流量デマンド修正信号
ΔF_GRDである。

火力プラント制御システムのサブループ・コン
トローラ３００は、(1)式に示す各操作量の修正デ
マンドF″_MSD、F″_FWD、F″_FD、F″_AD、F″_SPDおよび
F″_GRDに基づいて、タービン蒸気流量F_MS、給水流
量F_FW、燃料流量F_F、空気流量F_A、スプレ流量
F_SPおよび再循環ガス流量F_GRを制御する。

F″_MSD＝F′_MSD F″_FWD＝F′_FWD F″_FD＝F′_FD＋ΔF_FD F″_AD＝F′_AD＋ｆ（ΔF_FD） F″_SPD＝F′_SPD＋ΔF_SPD F″_GRD＝F′_GRD＋ΔF_GRD (1) ここで、ｆ（ΔF_FD）：燃料流量デマンド修正信
号に対応する空気流量デマンド修正信号ところで、上述のように従来の火力プラント最
適制御システムにおいて火力プラント制御システ
ムのマスタ・コントローラ２００、サブループ・
コントローラ３００および火力発電プラント４０
０を組合せたシステムを制御対象とし、この制御
対象の特性をARMAで同定していた。モデルの
出力変数は、マスタ・コントローラ２００からの
負荷デマンド変化率L_DR、主蒸気温度偏差T_MSE、
火炉水壁出口蒸気温度変化率T_WWRおよび再熱蒸
気温度偏差T_RHEであり、入力変数は、燃料流量デ
マンド修正信号ΔF_FD、スプレ流量デマンド修正
信号ΔF_SPDおよび再循環ガス流量デマンド修正信
号ΔF_GRDである。火力プラントは、燃料を燃焼さ
せてガス温度を変化させ、蒸発管のメタルを通し
て燃焼ガスのエネルギが蒸気に伝達するので、燃
料流量変化による蒸気温度変化の応答遅れが大き
くなり、ARMAモデルの入出力変数として燃料
流量と蒸気温度を使用している従来の火力プラン
ト最適制御システムでは燃料の性状、空気の性状
等の変動（外乱）による特性変化に適応できず、
制御特性が悪化するという問題があつた。

本発明の目的は、燃料の性状、空気の性状等の
変動（外乱）による火力プラントの特性の変動に
すみやかに適応して良好な負荷追従制御を行ない
得る火力プラント最適制御システムを提供するに
ある。

火力プラントでは、燃料を燃焼させてガス温度
を変化させ、蒸発管のメタルを通して燃焼ガスの
エネルギが蒸気に伝達する。このプロセスは、次
式により表わすことができる。

(a) ガス系プロセスここで、 r_g：燃焼ガス比重量 V_g：ガス側容積 F_F：燃料流量 F_A：空気流量 F_gp：出口燃焼ガス流量 H_g：燃焼ガスエンタルピ H_F：発熱量 H_A：空気エンタルピ Q_gn：燃焼ガスから蒸発管メタルへの熱伝達量 α_gn：燃焼ガスから蒸発管メタルへの熱伝導率 A_gn：燃焼ガスと蒸発管メタルとの接触面積 T_g：燃焼ガス温度 T_n：蒸発管メタル温度 C_g：燃焼ガス比熱 (b) 蒸発管プロセス d_Tn／dt＝１／C_nMn（Q_gn−Q_ns） (3) ここで、 Q_ns：蒸発管メタルから蒸気への熱伝達量 C_n：蒸発管メタル比熱 M_n：蒸発管メタル重量 (c) 蒸気系プロセスここで、 r_a：蒸気比重量 V_s：蒸気側容積 F_ai：入口蒸気流量 F_ap：出口蒸気流量 H_a：蒸気エンタルピ H_ai：入口蒸気エンタルピ T_a：蒸気温度 α_ns：蒸発管メタルから蒸気への熱伝達率 A_ns：蒸発管メタルと蒸気との接触面積 (2)、(3)、(4)式から燃料流量変化による蒸気温度
変化の応答遅れが大きくなることが分かる。した
がつて、燃料の性状、空気の性状すなわち発熱
量、空気温度（エンタルピ）が変動して蒸気温度
が変化する場合も応答遅れが大きい。このため、
モデルの入出力変数として燃料流量と蒸気温度を
使用している従来の火力プラント最適制御システ
ムでは、燃料の性状、空気の性状等の変動（外
乱）による特性変化に適応できない。

しかしながら、(2)、(3)式から分かるように燃料
流量変化による燃焼ガス温度およびメタル温度変
化の応答遅れは蒸気温度変化と比べて小さくな
る。このため、燃料の性状、空気の性状すなわち
発熱量、空気温度（エンタルピ）が変動して燃焼
ガス温度およびメタル温度変化の応答遅れも蒸気
温度変化と比べて小さくなる。

本発明は、燃料の性状、空気の性状すなわち発
熱量、空気温度（エンタルピ）の変動（外乱）に
よるプラント特性の変化は、蒸気温度よりも燃焼
ガス温度、蒸発管メタル温度を観測する方が早く
検知できることに着目して、モデルの出力変数と
して燃焼ガス温度及び蒸発管メタル温度を追加す
るようにしたものである。それにより、燃焼ガス
温度と蒸発管メタル温度の変動を調整するための
制御用パラメータを求め、この求めたパラメータ
と燃焼ガス温度と蒸発管メタル温度の観測値とか
ら燃料流量を求める構成としたものである。

本発明の一実施例を第３，４図に示す。本発明
は、モデル内蔵最適制御システム５００、火力プ
ラント制御システムのマスタ・コントローラ６０
０およびサブループ・コントローラ３００からな
り、火力プラント制御システムのマスタ・コント
ローラ６００およびサプループ・コントローラ３
００は、中給からの負荷指令Lcに追従して火力
発電プラント４００を制御し、モデル内蔵最適制
御システム５００は、火力プラント制御システム
のマスタ・コントローラ６００、サブループ・コ
ントローラ３００および火力発電プラント４００
を組合せたシステムを制御対象として、この制御
対象と中給からの負荷指令を組合せた特性を
ARMAモデルで逐次同定し２次形式評価関数を
用いて最適制御する。モデル出力変数として蒸気
温度に加えて燃焼ガス温度および蒸発管メタル温
度を使用する。次に、これについて詳細に説明す
る。

火力プラント制御システムのマスタ・コントロ
ーラ６００は、中給からの負荷指令Lc（＝ELD＋
AFC）を変化率制限処理した負荷デマンドL_Dに
基づいて、給水流量デマンドF_FWD、燃料流量デマ
ンドF_FD、空気流量デマンドF_AD、スプレ流量デマ
ンドF_SPDおよび再循環ガス流量デマンドF_GRDを先
行的に決定（フイード・フオワード制御）すると
共に、主蒸気圧力P_MS、主蒸気温度T_MS、ガスO₂、
O₂および再熱蒸気温度T_RHのフイード・バツク制
御により上記各操作量のデマンドを補正し、補正
デマンドF′_FWD、F′_FD、F′_AD、F′_SPDおよびF′_GRDを
作
成する。なお、タービン蒸気流量デマンドF_MSD
は、発電機出力MWのフイード・バツク制御によ
り決定する。また、マスタ・コントローラ６００
は、負荷デマンドL_Dの変化率L_DR、火炉水壁出口
蒸気温度T_WWの変化率T_WWR、２次過熱器燃焼ガ
ス温度T_G2SHの変化率T_G2SHRおよび２次過熱器メタ
ル温度T_M2SHの変化率T_M2SHRを求める。

モデル内蔵最適制御システム５００は、火力プ
ラント制御システムのマスタ・コントローラ６０
０、サブループ・コントローラ３００および火力
発電プラント４００を組合せたシステムを制御対
象とし、マスタ・コントローラ６００からの負荷
デマンド変化率L_DRを外乱とすると共に、主蒸気
温度偏差T_MSE、火炉水壁出口蒸気温度変化率
T_WWR、再熱蒸気温度偏差T_RHE、２次過熱器燃焼
ガス温度変化率T_G2SHRおよび２次過熱器メタル温
度変化率T_M2SHRを制御量として、上記外乱と制御
対象を組合せた特性を(5)式に示すARMAモデル
で逐次同定し２次形式評価関数を用いて最適制御
する。以下詳細に説明する。

ｘ(k)＝Ａ(1)ｘ（ｋ−１）＋Ａ(2)ｘ（ｋ−２）＋……
＋
Ａ（Ｍ）ｘ（ｋ−Ｍ）＋Ｂ(1)ｕ（ｋ−１）＋Ｂ(2)ｕ（ｋ−２）＋……＋Ｂ
（Ｍ）ｕ（ｋ−Ｍ）＋ζ(k) (5) ここで、 L_DR（ｋ−ｌ）：（ｋ−ｌ）時点の負荷デマンド変化
率 T_MSE（ｋ−ｌ）：（ｋ−ｌ）時点の主蒸気温度偏差 T_WWR（ｋ−１）：（ｋ−ｌ）時点の火炉水壁出口蒸
気温度変化率 T_RHE（ｋ−１）：（ｋ−ｌ）時点の再熱蒸気温度偏
差 T_G2SHR（ｋ−ｌ）：（ｋ−ｌ）時点の２次過熱器燃
焼ガス温度変化率 T_M2SHR（ｋ−ｌ）：（ｋ−ｌ）時点の２次過熱器メ
タル温度変化率 ΔF_FD（ｋ−ｌ）：（ｋ−ｌ）時点の燃料流量デマン
ド修正信号 ΔF_SPD（ｋ−ｌ）：（ｋ−ｌ）時点のスプレ流量デ
マンド修正信号 ΔF_GRD（ｋ−ｌ）：（ｋ−ｌ）時点の再循環ガス流
量デマンド修正信号 (5)式は、次のように２つの式に分離できる。

x₁(k)＝a₁₁(1)x₁（ｋ−１）＋a₁₁(2)x₁（ｋ−２）＋…
…
＋ａ（Ｍ）x₁（ｋ−Ｍ）＋ζ₁(k) (6) x′(k)＝A′(1)x′（ｋ−１）＋A′(2)x′（ｋ−２）＋
……＋
A′（Ｍ）x′（ｋ−Ｍ）＋B′(1)u′（ｋ−１）＋B′(2)u′（ｋ−２）＋……
＋Ｂ
（Ｍ）u′（ｋ−Ｍ）＋ζ(k) (7) ここで、 (6)式は、パラメータa₁₁(l)（ｌ＝１、２……、
Ｍ）の観測式として次のように変形できる。

x₁(k)＝C₁(k)A₁(k)＋ζ₁(k) (8) ここで、 C₁(k)＝〔x₁（ｋ−１）x₁（ｋ−２）……x₁（ｋ−
Ｍ）〕 A^T ₁(k)＝〔a₁₁（１、ｋ）a₁₁（２、ｋ）……a₁₁（Ｍ、
ｋ）〕 a₁₁（ｌ、ｋ）：ｋ時点におけるa₁₁(l) パラメータA₁(k)の遷移式は、次のようになる
ものとする。

A₁（ｋ＋１）＝A₁(k) (9) (8)、(9)式に対してカルマン・フイルタを構成す
ると次のようになる。

A^₁(k)＝A^（ｋ−１）＋P₁(k)C₁′(k)WA^-1 ₁x₁(k)−C₁(k)A^₁（ｋ−１） P₁(k)＝（P^-1 ₁（ｋ−１）＋C₁′(k)W^-1 ₁(k)）^-1 (10) ここで、 A^₁(k)A₁(k)の推定値 P₁(k)：A₁：(k)の推定誤差の共分散行列 W₁：ζ₁(k)の分散また、(7)式は、パラメータA′(l)（ｌ＝１、２、
……、Ｍ）の観測式として次のように変形でき
る。

x′(k)＝C₂(k)A₂(k)＋ζ′(k) (11) ここで、 a_ij（ｌ、ｋ）：ｋ時点におけるa_ij(l) b_ij（ｌ、ｋ）：ｋ時点におけるb_ij(l) パラメータA₂(k)の遷移式は、次のようになる
ものとする。

A₂（Ｋ＋１）＝A₂(k) (12) (11)、(12)式に対してカルマン・フイルタを構成す
ると次のようになる。

A^₂(k)＝A^₂（ｋ−１）＋P₂(k)C′₂(k)W^-1 _I｛x′(k)−C
₂(k)
A^₂（ｋ−１）｝ P₂(k)＝（P^-1 ₂（ｋ−１）＋C′₂(k)W^-1 ₂C₂(k)）^-1（1
3）ここで、A^₂(k)：A₂(k)の推定値 P₂(k)：A₂(k)の推定誤差の共分散行列 W₂：ζ′(k)の共分散行列 (10)、（13）式により求めたA^₁(k)、A^₂(k)を(5)式
に
代入すると次のようになる。

ｘ(k)＝A^(1)ｘ（ｋ−１）＋A^(2)ｘ（ｋ−２）＋……
＋
A^（Ｍ）ｘ（ｋ−Ｍ）＋B^(1)ｕ（ｋ−１）＋B^(2)ｕ（ｋ−２）＋……＋B^
（Ｍ）ｕ（ｋ−Ｍ）＋ζ(k) （14）ここで、A^(l)：Ａ(l)の推定値 B^(l)：Ｂ(l)の推定値（14）式を状態遷移表現に変換するために次式
で示す変数Z₁(k)を導入する。

（15）式を書下すと次のようになる。

Z₀(k)＝A^(1)Z₀（ｋ−１）＋B^(1)ｕ（ｋ
−１）＋Z₁（ｋ−１）＋ζ(k) Z₀(k)＝A^(1)Z₀（ｋ−１）＋B^(1)ｕ（ｋ
−１）＋Z₁（ｋ−１）＋ζ(k) Z₁(k)＝A^(2)Z₀（ｋ−１）＋B^(2)ｕ（ｋ−１）＋Z₂（
ｋ−１） …… …… Z_M-2(k)＝A^（Ｍ−１）Z₀（ｋ−１）＋B^（Ｍ−１）ｕ
（ｋ−１）＋Z_M-1(k) …… Z_M-2(k)＝A^（Ｍ−１）Z₀（ｋ−１）＋B^（Ｍ−１）ｕ
（ｋ−１）＋Z_M-1(k) Z_M-1(k)＝A^(k)（Ｍ）Z₀（ｋ−１）＋B^（Ｍ）ｕ（ｋ−
１）（16）（16）式は、次のように状態遷移表現で表わす
ことができる。

Ｚ(k)＝Φ・Ｚ（ｋ−１）＋Ｐ・ｕ（ｋ−１）＋Ｖ(k)
（17）ｘ(k)＝〔I0……０〕Ｚ(k) （18）ここで、Z^T(k)＝〔Z^T ₀(k)^T ₁(k)…Z^T _M-1(k)〕 V^T(k)＝〔ξ^T(k)０………０〕 P^T＝〔B^^T(1)B^^T(2)……B^^T（Ｍ−１）B^^T（Ｍ）〕評価関数Ｊは、次の２次形式評価関数を用い
る。

Ｊ＝Ｅ〔Σ｛Z^T（ｋ＋ｉ）QZ（ｋ＋ｉ）＋u^T（ｋ＋ｉ
−１）Ru（ｋ＋ｉ−１）｝〕ここで、Ｅ：期待値を表わす記号Ｑ：（Ｍ・４）×（Ｍ・４）次の半正定値マトリク
ス（重み）Ｒ：３×３次の正定値マトリクス（重み）（17）、（19）式にダイナミツク・プログラミン
グ（DP）を適用して次の漸化式により最適操作
量u⁰(k)を求めることができる。

u⁰（ｋ＋Ｉ−ｉ）＝−｛Ｒ＋P^TQ〓（Ｉ−ｉ＋１）Ｐ
｝^-1P^TQ〓（Ｉ−ｉ＋１）ΦZ（ｋ＋Ｉ−１） u⁰（ｋ＋Ｉ−ｉ）＝−｛Ｒ＋P^TQ〓（Ｉ−ｉ＋１）Ｐ
｝^-1P^TQ〓（Ｉ−ｉ＋１）ΦZ（ｋ＋Ｉ−１）Ｓ（Ｉ−ｉ）＝Q〓（Ｉ−ｉ＋１）−Q〓（Ｉ−ｉ＋１）
Ｐ｛Ｒ＋P^TQ〓（Ｉ−ｉ＋１）^-1P^TQ〓（Ｉ−ｉ＋１） Q〓（Ｉ−ｉ）＝Φ^TＳ（Ｉ−ｉ）Φ＋Q〓 Q〓（Ｉ）＝Ｑ（ｉ＝１、２、……、Ｉ） (20) （20）式よりu⁰(k)は、次式のようになる。

u⁰(k)＝Ｇ(1)Ｚ(k) Ｇ(1)＝−｛Ｒ＋P^TQ〓(1)Ｐ｝^-1P^TQ〓(1)Φ (21) すなわち、モデル内蔵最適制御システム５００
は、マスタ・コントローラ６００からの負荷デマ
ンド変化率L_DR、主蒸気温度偏差T_MSE、火炉水壁
出口蒸気温度変化率T_WWR、再熱蒸気温度偏差
T_RHE、２次過熱器燃焼ガス温度変化率T_G2SHRおよ
び２次過熱器メタル温度変化率T_M2SHRを用いて、
（21）式により燃料流量デマンド修正信号ΔF_FD、
スプレ流量デマンド修正信号ΔF_SPDおよび再循環
ガス流量デマンド修正信号ΔF_GRDの最適値を決定
する。

火力プラント制御システムのサブループ・コン
トローラ３００は、（22）式に示す各操作量の修
正デマンドF″_MSD、F″_FWD、F″_FD、F″_AD、F″_SPDおよ
びF″_GRDに基づいて、タービン蒸気流量F_MS、給水
流量F_FW、燃料流量F_F、空気流量F_A、スプレ流量
F_SPおよび再循環ガス流量F_GRを制御する。

F″_MSD＝F′_MSD F″_FWD＝F′_FWD F″_FD＝F′_FD＋ΔF_FD F″_AD＝F′_AD＋ｆ（ΔF_FD） F″_SPD＝F′_SPD＋ΔF_SPD F″_GRD＝F′_GRD＋ΔF_GRD （22）ここで、ｆ（ΔF_FD）：燃料流量デマンド修正信
号に対応する空気流量デマンド修正信号以上の説明から分かるように、本発明の一実施
例によれば、火力プラント制御システムのマス
タ・コントローラ、サブループ・コントローラお
よび火力発電プラントを組合せたシステムを制御
対象としてこの制御対象の特性を逐次モデル同定
し、この同定結果に基づいて制御対象を最適制御
する火力プラント最適制御システムにおいて、モ
デルの出力変数として蒸気温度の他の燃焼ガス温
度および蒸発音メタル温度を使用するので、燃料
の性状、空気の性状すなわち発熱量、空気温度
（エンタルピ）の変動（外乱）によるプラント特
性の変動にすみやかに適応して良好な負荷追従制
御を行なうことができる。

発明の実施例においては、燃焼ガス温度および
蒸発管メタル温度としてそれぞれ２次過熱器燃焼
ガス温度および２次過熱器メタル温度を使用した
が、火力発電プラントは、節炭器、火炉水壁、１
次過熱器、２次過熱器、１次再熱器、２次再熱器
等の熱交換器から成り、これらの熱交換器の燃焼
ガス温度およびメタル温度を使用するようにして
もよい。

また、実施例においては、２次過熱器燃焼ガス
温度および２次過熱器メタル温度のように同じ熱
交換器の燃焼ガス温度およびメタル温度を使用す
るようにしたが、異なる熱交換器の燃焼ガス温度
とメタル温度を組合せて使用するようにしてもよ
い。例えば、節炭器燃焼ガス温度と２次過熱器メ
タル温度を組合せて使用する、あるいは、節炭器
燃焼ガス温度と１次過熱器メタル温度を組合せて
使用するようにしてもよい。

発明の実施例においては、燃焼ガス温度とメタ
ル温度を使用するようにしたが、燃焼ガス温度の
み、あるいは、メタル温度のみを使用するように
してもよい。

本発明によれば、火力プラント制御システムの
マスタ・コントローラ、サブループ・コントロー
ラおよび火力発電プラントを組合せたシステムを
制御対象としてこの制御対象の特性を逐次モデル
同定し、この同定結果に基づいて制御対象を最適
制御する火力プラント最適制御システムにおい
て、モデルの出力変数として蒸気温度の他に燃焼
ガス温度および蒸発管メタル温度を使用するの
で、燃料の性状、空気の性状すなわち発熱量、空
気温度（エンタルピ）の変動（外乱）によるプラ
ント特性の変動にすみやかに適応して良好な負荷
追従制御を行なうことができる。

【図面の簡単な説明】

第１，２図は、従来の火力プラント最適制御シ
ステムを示す図、第３，４図は、本発明の一実施
例を示す図である。

Claims

【特許請求の範囲】１火力プラント制御システムにおいて、燃焼ガ
ス温度と蒸発管メタル温度と燃料流量とを観測
し、少なくとも、燃焼ガス温度又は燃焼ガス温度及
び蒸発管メタル温度を出力変数とし、燃料流量を
入力変数とするモデルを用いて、前記燃焼ガス温
度又は燃焼ガス温度及び蒸発管メタル温度の変動
を調整するための制御用パラメータを求め、当該
求めたパラメータと前記燃焼ガス温度及び蒸発管
メタル温度の観測値とから燃料流量を求めること
を特徴とする火力プラント最適制御システム。