JPH0434051B2

JPH0434051B2 -

Info

Publication number: JPH0434051B2
Application number: JP60016554A
Authority: JP
Inventors: Hisanori Myagaki; Toshihiko Azuma; Atsushi Yokogawa; Yoshihiro Shimada; Nobuo Kurihara; Mitsuyo Nishikawa; Yoshio Sato; Atsumi Watabe
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1985-02-01
Filing date: 1985-02-01
Publication date: 1992-06-04
Also published as: JPS61180829A

Description

【発明の詳細な説明】

〔発明の利用分野〕本発明は、火炉の燃焼制御方法および装置に係
り、特にNO_X、灰中未燃分等のプラント運用上
の制約条件のもとにプラントの熱効率を最大に保
持するのに好適な燃焼制御方法に関する。〔発明の背景〕従来、火炉の燃焼制御法として、燃焼火炎の光
を検知し、その光スペクトル強度が最大となるよ
うに燃料の供給量と空気の供給量の比を制御する
ことにより熱エネルギーを最大効率で得る方法
（「燃焼の制御方法および装置」特開昭56−
100224）および燃焼火炎の光量に応じて燃焼空気
の最適な供給量を効率的に調節する方法（「燃焼
空気供給量制御装置」特開昭56−151814）などが
ある。この何れも燃焼効率を最大化するには有効
な技術と考えられるが、低NO_X化、燃焼の安定
化を図りつつボイラの熱吸収率を最大化するよう
な燃焼制御を実現するものではない。一方、火炉のNO_X量の制御に関する閉ループ
制御方法は従来採られていなかつた。この理由
は、炉内で生成するNO_X量を正確に計測する技
術がない為、炉内のNO_X量を制御する為の燃料
及び空気の操作量が決定できなかつたからであ
る。従つて、従来は負荷に対応した燃料量及び空
気量をプログラム制御により決定し、火炉出口の
NO_X値実測値を見ながらNO_Xを開ループ制御し
ているに過ぎない。したがつて炭種変動等による
燃料の性状変化や給炭変動があるプラントでは、
NO_Xの制御は不可能であつた。また燃料安定性については、従来は、炉頂覗き
窓に取り付けたテレビカメラで炉内の火炎画像を
とらえその画像をモニタテレビで人間が監視し燃
焼の安定性を評価する方法が採られており、正確
な評価をするには深い経験を必要とするほか個人
差が評価に入り込む可能性が大きいという欠点が
ある。以上述べた様に、従来技術では、特に燃料の性
状変化や給炭変動などのあるプラントでは、
NO_Xや灰中未燃分等運用上重要なパラメータを
制約条件下に抑えながら安定でかつ熱効率を最も
大きな値に維持するような燃焼制御は不可能であ
つた。〔発明の目的〕本発明の目的は、火炉に投入される燃料の供給
量や性状の変化、要求負荷の変化に対してNO_X
の運用上の制約条件のもとに安定かつ高効率な燃
焼を実現し、プラントの熱効率を最大にする燃焼
制御法を提供するにある。〔発明の概要〕本発明は、実操作量によるボイラ運転に先立つ
て、燃料及び空気の試行操作量を設定し、該設定
された試行操作量を用いて、予め用意したモデル
により火炉出口NO_X又は火炉出口灰中未燃分を
評価し、火炉出口NO_Xが所定の制約条件を満た
し、かつ、その条件下で算出されるボイラ熱効率
が最も大きくなる試行操作量を演算により求め、
該試行操作量をもつてボイラ運転の実操作量とす
ることに特徴がある。さらに、ボイラ熱効率の精
度を上げるために、実操作量によるボイラ運転の
前に、燃焼安定性を評価し、燃焼状態が所定の条
件を満たしている場合に、上記燃焼制御を行うこ
とに特徴がある。〔発明の実施例〕以下本発明の実施例の説明に先立ち本発明の適
用対象の一つである石炭火力プラントの概要を第
２図を用いて説明する。まず、ボイラ１で燃焼させるための石炭は、石
炭バンカ２に貯えられており、フイーダ４および
駆動用モータ３によりミル５に供給され、粉砕さ
れた後バーナ６へ送られる。燃焼用空気は、押込
通風機８により空気予熱器９へ送られ、一方は、
微粉炭搬送用として１次空気フアン１２を経てミ
ルへ、他方は燃焼用空気として直接バーナ６へ導
かれる。又、空気予熱器９には、バイパス系があ
り、ダンパ１０により１次空気の温度が制御され
る仕組になつている。又、燃焼に必要な合計空気
量はダンパ７で、微粉炭搬送に必要な空気量はダ
ンパ１１によりそれぞれ制御される。一方、給水
系１３により加圧された給水は、ボイラ１で過熱
蒸気となり、主蒸気管１４を経てタービン１５，
１６へ送られる。タービン１５，１６は、過熱蒸
気の断熱膨張により回転し、発電機１７によつて
発電する。又、ボイラ１で燃焼し、水及び蒸気に
熱を与えた燃焼の排ガスは、煙突１９へ送られ大
気へ放出されるが、１部のガスは、ガス再循環フ
アン１８によりボイラ１へ戻される。このような石炭火力プラントを負荷要求指令に
応じて円滑に運転するためには、各バルブ、ダン
パ、モータを適切に制御する必要がある。第３図
は、従来から使用されて来ている火力プラント自
動制御系の概略図を示す。以下、本図に従つてそ
の機能の概要を説明する。まず、火力プラントへ
の負荷（発電機１７の出力）要求信号１０００
は、主蒸気圧力１１００が所定の値（定圧プラン
トでは一定値、変圧プラントでは負荷に応じた
値）になるように補正され（主蒸気圧力補償ブロ
ツク１００）ボイラ１へのボイラ入力デマンド信
号３０００となる。このボイラ入力デマンド信号
３０００は、給水流量１２００の設定値として給
水流量制御系４００へ導かれ、給水流量加減弁２
０の制御用として使用される一方、燃焼量デマン
ド３１００決定用としても使用される。主蒸気温
度補償ブロツク２００へ導かれたボイラ入力デマ
ンド信号３０００は、主蒸気温度１１０１が所定
値になるように補正され、燃焼量デマンド３１０
０を決定する。この燃料量デマンド信号３１００
は、合計石炭燃料流量１２０１の設定値として燃
料流量制御系５００へ導かれ、フイーダ４の駆動
用モータ３の制御用として使用される。又、燃料
量デマンド信号３１００は、空燃比補償ブロツク
３００で排ガスO₂過剰率が所定値になるように
補正され合計空気流量デマンド信号３２００とな
る。空気流量制御系６００は、合計空気流量１２
０２がこのデマンド信号に等しくなるようにダン
パ７を制御する。以上が石炭火力プラント自動制御系の概要であ
り、この他に、再熱蒸気温度制御系やタービン加
減弁制御系等があるが、本発明と直接関係がない
ので省略してある。第１図は、本発明を第２，３図に示した石炭火
力プラントに適用した実施例の全体構成図を示
す。図において第３図と同一または等価なものは
同一記号で表わす。なお、本実施例においては、
第４図に示すような微粉炭焚ボイラの火炉を対象
とし、火炉を５個の領域（内バーナゾーンは３領
域）に分割した場合について示している。第１図
の引用数字につけた添字は上記分割領域に対応し
た番号を示す。なお、各領域毎のプロセス信号
は、簡単の為、火炉缶前と缶後の合計した値とし
て表現する。第１図において従来と異るのは次の
機能が追加されていることである。 (1) 火炎画像計測機能ブロツク４０００ (2) 段毎NO_X推定機能ブロツク４１００ (3) 段毎灰中未燃分推定機能ブロツク４２００ (4) 段毎燃焼診断機能ブロツク４３００ (5) 燃焼ガス温度推定機能ブロツク４４００ (6) 段毎燃料・空気配分計算ブロツク４５００以下、本図を用いて先ず本実施例の概要を述べ
る。火炎画像計測ブロツク４０００は、バーナ段毎
に設置した撮像カメラで該バーナ段の代表バーナ
火炎情報１３０５₁〜１３０５₃を捉え、各々を２
次元濃淡画像信号１３０６₁〜１３０６₃に変換す
るものである。段毎NO_X推定機能ブロツク４１
００は、各バーナ段から火炉出口に到るまだ生成
するNO_Xをバーナ火炎情報１３０５₁〜１３０５
_３、給炭量１３００₁〜１３００₃、１次空気量１
３０１₁〜１３０１₃、２次空気量１３０２₁〜１
３０２₃、３次空気量１３０３₁〜１３０３₃、ア
クタエア１３１０及び火炉出口NO_X１３０４の
各計測値に基づいて推定するものである。段毎灰
中未燃分推定機能ブロツク４２００は、２次元濃
淡画像信号１３０６₁〜１３０６₃に基づいて火炎
特徴パラメータを計算し、このパラメータを用い
た推定モデルにより各領域の灰中未然分を推定す
る（詳細は特願昭59−110837号に述べた）。次に
段毎燃焼診断機能ブロツク４３００では、燃焼安
定性の診断と異常要因の推定を行うものである
が、その方法として次の２方式がある。すなわ
ち、２次元濃淡画像信号１３０６₁〜１３０６₃か
ら火炎形状に着眼した特徴パラメータを計算し、
これから作成する方法と火炎面積に着眼した特徴
パラメータに基づく方法とがある。前者について
詳細は特願昭59−184657に述べている。後者につ
いては特願昭59−174998に述べている。燃焼ガス
温度推定機能ブロツク４４００は、第４図Ａに示
した各領域の燃焼ガス輝度情報１３０６₁〜１３
０６₅に基づいて、各領域の燃焼ガス温度推定値
1402₁〜1402₅を計算する。第４図Ｂはバーナを示
す段毎燃料・空気配分計算機能ブロツク４５００
は、要求された燃料量デマンド３１００に対し
て、火炉出口NO_X１３０４などの環境規制値、
石炭灰の有効利用の上で重要な灰中未燃分（通常
５％以下に抑える必要がある）、主機保護の面で
考慮すべき脱硫装置入口温度（低温になると腐食
が生じ易い）、水壁やふく射過熱器の熱流束（規
定値以上になるとメタルを焼損する恐れがある）
などのプラント運用上の制約条件を満足しなが
ら、火炉に流入した熱及び発生した熱量が最も良
く水壁及びふく射過熱器のメタルまたは内部流体
に吸収される様、すなわちボイラ熱効率が最高に
なる様に各バーナ段の燃料配分指令３３１１₁〜
３３１１₃、１次空気量目標値3320₁〜3320₃、２
次空気量目標値3330₁〜3330₃、３次空気量目標値
3340₁〜3340₃及びNOポートからのアフタエア量
目標値3350を決定する。この機能ブロツクの中で
上述した段毎NO_X推定機能ブロツク４１００、
段毎灰中未燃分推定機能ブロツク４２００の出力
は、各々NO_X及び未燃分に関する制約条件のチ
エツクに用いられ、燃焼ガス温度推定機能ブロツ
ク４４００の出力、水壁出口流体温度１３０８、
缶壁メタル温度１３０９₁〜１３０９₅はボイラ熱
効率を計算する為の火炉伝熱モデルの修正信号と
して用いられる。なお、段毎燃焼診断機能ブロツ
ク４３００は、本実施例の中で、燃焼状態監視機
能としての位置付けにあり、異常時には、その出
力信号は、警報器、CRT表示装置などで異常原
因や状況を知ることができるようにする。以下、各機能ブロツクにつき詳細に説明する。第５図は、火炎画像計測機能ブロツク４０００
の実施例を示す。本実施例では各段バーナ群の代
表バーナの火炎画像１３０５₁〜１３０５₃をイメ
ージガイドIG及びイメージフアイバIFを介して
撮像装置ITVに導き、これをビデオ信号に変換
し、アナログ−デイジタル変換器Ａ／Ｄによりデ
イジタルデータに変換する。このデータは、フレ
ームメモリFMに記憶され、２次元濃淡画像信号
１３０６₁〜１３０６₃として第１図に示す段毎
NO_X推定機能ブロツク４１００、段毎灰中未燃
分推定機能ブロツク４２００、段毎燃焼診断機能
ブロツク４３００に共用される。なお、イメージ
ガイドIGは、代表バーナの根元の火炎を把える
ことが重要なため火炉内に挿入する必要があり、
1500℃程度の温度に耐える材料でイメージフアイ
バIFを被覆しかつこれを冷却する構造のもので
ある（詳細は実願昭59−15458に述べた）。第６図は、段毎NO_X推定機能ブロツク４１０
０の実施例を示す。NO_X還元量推定モデル４１
０１では段毎のバーナ火炎情報１３０５₁〜１３
０５₃に基づいて各段の火炎特徴パラメータを計
算し、そのパラメータの関数としてバーナ単体
NO_X還元量４１０５₁〜４１０５₃を推定するもの
である。この詳細については受付No.11−84−1041
「燃焼状態監視装置」に述べられている。次にバ
ーナ単体NO_X推定モデル４１０２では、各段の
給炭量１３００₁〜１３００₃及び１次空気量１３
０１₁〜１３０１₃、２次空気量１３０２₁〜１３
０２₃、３次空気量１３０３₁〜１３０３₃及びア
フタエア１３１０からバーナ空気比４１０９₁〜
４１０９₃を求めバーナ単体NO_X生成量還元され
る前の量を推定し、これから上記バーナ単体
NO_X還元量４１０５₁〜４１０５₃を差し引いてバ
ーナ単体NO_X濃度４１０６₁〜４１０６₃を推定す
る。段毎NO_X推定モデル４１０３では、上記各
段バーナ空気比とバーナ平均空気比を用い上述バ
ーナ単体NO_X濃度に対し火炉内でのNO_X滞溜中
の還元効果とNOポートからの空気投入による
NO_X再生効果を考慮したモデルに基づいて段毎
NO_X推定値1501₁〜1501₃を計算する。火炉NO_X推
定モデル４１０４では、段毎NO_X推定モデル４
１０３で求めた段毎NO_Xの第１次推定値を火炉
出口NO_X計測値1304を用いて誤差修正信号４１
０８₁〜４１０８₃で修正し段毎NO_X推定値1501₁
〜1501₃を計算するものである。上述段毎NO_X推
定モデル４１０３と火炉NO_X推定モデル４１０
４の詳細については、特願昭59−118296号に述べ
られている。第７図は、段毎燃料・空気配分計算機能ブロツ
ク４５００の実施例を示す。以下本図を用いてそ
の動作を説明する。最適操作量探索開始条件チエ
ツク部４５０１では、定められた周期で燃料量デ
マンド３１００、段毎NO_X推定値1400₁〜1400₃、
段毎未燃分推定値1401₁〜1401₃、火炉出口排ガス
濃度１３１１₁〜１３１１_oを予め設定された規定
値と比較し、規定値を超えない場合には、前回計
算した段毎燃料配分指令３３１０₁〜３３１０₃、
１次空気量目標値3320₁〜3320₃、２次空気量目標
値3330₁〜3330₃、３次空気目標値3340₁〜N3340₃
及びアフタエア量目標値3350（以上、４種の指令
及び目標値を総括して操作量と略す）を各々引き
続き出力する様にし、何れかの値が規定値を超え
た場合には、最適操作量探索指令１６０１によ
り、以下の手順で新たな最適操作量の探索を開始
させる様にする。即ち、試行操作の開始は、最適
操作量開始条件チエツク部４５０１で開始条件が
成立した場合に行なわれるのである。まず、探索
指令１６０１により最適操作量探索部４５０２を
動作させ試行操作１６０２を段毎NO_X予測モデ
ル４５０３、段毎未燃分予測モデル４５０４、火
炉出口排ガス濃度予測モデル４５０５の各々に加
え、各モデルにより各予測値すなわち段毎NO_X
予測値1603₁〜1603₃、段毎未燃分予測値1604₁〜
1604₃、火炉出口排ガス濃度予測値1605₁〜1605_o、
火炉伝熱モデル出力１６０６₁〜１６０６_nを計算
させる。次にこれらの計算値が運用面制約条件チ
エツク部４５０７で規定の制約条件を満足してい
るがどうかをチエツクさせ、もし満足していなけ
れば、条件を満すまで上記試行操作による計算を
繰り返す。条件を満足していれば、熱効率計算部
４５０８により火炉伝熱モデル出力１６０６₁〜
１６０６_nに基づいてボイラ熱効率を計算させ、
熱効率最高点到達判定部４５０９で、該計算値が
最高値かどうかを判定させる。最高値でない場合
には、上述の試行操作を繰り返す。最高値に達し
た場合には、その熱効率の最高値に対応した操作
量を最適操作量出力部４５１０を介して最適操作
量として出力させる。なお、段毎NO_X予測モデ
ル４５０３、段毎未燃分予測モデル４５０４、火
炉出口排ガス濃度予測モデル４５０５の構成手法
として、重回帰分析法を適用した特願昭56−
80932「ボイラの燃焼状態監視制御方法」によつて
実現できる。本手法によれば適宜、最適操作量と段毎NO_X
推定値1400₁〜1400₃、最適操作量と段毎灰中未燃
分推定値1401₁〜1401₃、最適操作量と火炉出口排
ガス濃度１３１１₁〜１３１１_oの各々の前者を説
明変数、後者を従属変数として重回帰分析を行な
い各モデルを修正することが出来、火炉の特性変
化に対しても各々のモデルを適応させることがで
きる。また、火炉伝熱モデル４５０６についても
最適操作量とこれに対応した燃焼ガス温度推定値
1402₁〜1402₅、水壁メタル温度１３０９₁〜１３
０９₅、水壁出口流体温度１３０８の各々の蓄積
データを用いてモデルを修正することにより火炉
モデルを火炉特性に適応させることができる。第８図は、段毎燃料・空気配分計算機能ブロツ
ク４５００の他の実施例を示す。本例は、段毎
NO_X予測モデル４５０３、段毎未燃分予測モデ
ル４５０４、火炉出口排ガス予測モデル４５０５
を用いず、最適操作量探索部４５０２からの試行
操作１６０２を直接プロセス側に出力し、その実
応答信号に基づいて制約条件チエツク部４５０７
で条件チエツクを行う点が第７図に示した例と異
り以下最適操作量の出力までの手順は、同様であ
る。第９図は、上述した段毎燃料・空気配分計算機
能ブロツク４５００の動作をフローチヤートで示
したものである。初めてシステムが動作する場合
には、上述した手順で最適操作量が計算されて出
力される。２回目以後の動作の場合には、先ず現
在の燃料量デマンドＬと、前回最適操作量を計算
した時のデマンドL^*とを比較し、この差の絶対
値が規定値ε_Lを超えて変化した場合は現在の操作
量では最高効率の点からずれる恐れがあることか
ら最適操作量を再計算する。上記燃料デマンド間
の偏差が規定値ε_L以下の場合には、火炉出口NO_X
濃度などの運用面の制約条件が満たされているか
どうかを最適操作量探索開始条件チエツク部４５
０１でチエツクし、満足されていれば前回の最適
操作量を引き続き出力し、満足されていなけれ
ば、前回の操作量出力時に比べて上述運用面の制
約条件（例えば火炉出口NO_X濃度の上限値など）
に変更があつたかどうかをチエツクし、変更が有
れば新たに最適操作量を探索し、変更がない場合
は、推定モデルによる推定誤差に起因するものと
見做し、該当した推定モデル（例えば火炉出口
NO_X推定値が制約条件を満さない場合には段毎
NO_X推定機能ブロツク４１００の中の推定モデ
ル）の係数を関連したプロセスデータに基づいて
重回帰分析法などを用いて修正する。そして、こ
の場合は前回計算した最適操作量を引き続き出力
させる。即ち、上記開始条件が成立しなくても、
燃料デマンドの現在値と前回値との差が規定値を
超えた場合は、試行操作が開始され、これは通常
の燃焼中においても行われる。本図に示す最適操
作量の探索アルゴリズムについて述べる前にま
ず、運用上の制約条件のチエツクと熱効率計算に
用いる火炉伝熱モデルについて説明する。第１０
図に微粉炭焚ボイラの火炉伝熱モデルを示す。本
例は、火炉を鉛直上方向（燃焼ガスの流れ方向）
に５分割し、各領域を集中定数係として近似する
ものである。同図に集中定数係として取扱う火炉
内の燃焼ガス、水壁の伝熱管メタル（以後メタル
と略す）及び伝熱管内部流体（以後内部流体と略
す）の流動・伝熱プロセスを示す。これらプロセ
ス量の間の関係は質量、運動量、エネルギーの各
保存則に基づく非線形物理モデルとする。但し、
燃焼ガス及び内部流体の流動時定数は、これらの
伝熱時定数に比べて小さいので、燃焼ガス及び内
部流体の流動特性を定常流動（流体に加速度を生
じない流れ）として取扱い静特性で近似する。先ず、数式中に用いる記号について説明する。 (1) 記号Ｆ：質量流量（Kg／ｓ）Ｐ：圧力（KPa）Ｔ：温度（℃）Ｈ：比エンタルピ、発熱量（kJ／Kg）Ｑ：保有熱量、伝熱量（kJ／ｓ）Ｕ：熱流束（kJ／（s.m²）） ρ：密度（Kg／m³） α：対流熱伝達率（kJ／（m²．℃．ｓ）） β：ふく射熱伝達率（kJ／（m²・（〓／100）⁴・
ｓ））Ｃ：定圧比熱（kJ／（Kg．℃））Ｘ：乾き度（−）Ｗ：石炭中の水分含有率（−） ν：石炭中の灰分含有率（−） μ：空気過剰率（−）、濃度（％） ε：火炉出口における浮遊灰の通過率（−） λ：流路摩擦係数（−）ｋ：燃焼比率（−）ｇ：重力加速度（ｍ／s²）Ｒ：ガス定数（Kg．ｍ／（Kg・〓））Ａ：伝熱面積、流路断面積（m²）Ｄ：流路径（ｍ）Ｖ：流路容積（m³） ΔZ：流路長さ、流路水頭差（ｍ） K_T：燃焼ガスの組成によるガス温度への総括
的影響係数（−） K_R：燃焼ガスの組成によるガス定数への総括
的影響係数（−）Ｋ：燃焼ガスの組成因子と上記のK_T及びK_Rと
の関係を近似するための係数（−） φ：異なる分割領域内の燃焼ガスと伝熱管メタ
ルとのふく射伝熱に関する形状係数
（−） (2) 添字（）物体及び物体間の関係を示す添字ｇ：燃焼ガスｍ：伝熱管メタルｓ：伝熱管内部流体ｃ：微粉炭ｌ：点火油 pa：一次空気（微粉炭搬送空気） sa：二次空気 ta：三次空気ｆ：燃焼による発熱体 gm：燃焼ガスから伝熱管メタルへの伝熱 ms：伝熱管メタルから内部流体への伝熱 sg：伝熱管内部流体から燃焼ガスへの流動及び
伝熱 ash：灰分ａ：火炉内に流入した全空気 ao：火炉内に流入した燃料が完全燃焼を行う
のに必要な空気 atm：大気０：燃焼ガス中の過剰酸素（）場所を示す添字ｉ：火炉のセクシヨンｉ(1)：火炉のｉセクシヨンの缶前ｉ(2)：火炉のｉセクシヨンの缶後 in：ｉセクシヨン内燃焼ガスと全セクシヨン内
伝熱管メタル ni：全セクシヨン内燃焼ガスとｉセクシヨン内
伝熱管メタルｊ：バーナ段 SH：ふく射過熱器Ｆ：火炉内部 FX：火炉出口下流部 SH(1)：ふく射過熱器の燃焼ガス接触部 SH(2)：ふく射過熱器のふく射熱受熱部（）基準値、状態の遷移等を示す添字 gr：燃焼ガスに関する状態量の基準値 sr：伝熱管内部流体に関する状態量の基準値ｒ：燃料、燃焼ガスの組成に関する基準値 gv：水分の蒸発及び過熱に関する状態値 gmr：燃焼ガスから伝熱管メタルへの伝熱に関
する基準値 msr：伝熱管メタルから内部流体への伝熱に関
する基準値 SB：サブクール沸騰開始点の状態値次に火炉モデルの数式を示す。１燃料・空気の入熱・発熱特性モデル (1) 燃焼による発生熱量 F_c,ji＝K_ji（１≧K_ji≧０，ｉ≧ｊ） ……(1) F_c,i＝₃ Σⁱ⁼¹ K_ji．F_cj ……(2) F_cj＝₂ Σ^m-1 F_c,j(m) ……(3) Q_f,i＝F_c,j・H_c（１−ΔH_c／H_c）＋F_l,i・H_l（ｉ＝ｊ）
……(4) Q_f,i＝F_c,j・H_c（１−ΔH_c／H_c）（ｉ≠ｊ） ……(5) (2) 燃料・空気の保有熱量 Q_c,i＝₂ Σ Σ^m-1 〔C_c（T_c,i(m)−T_atn,B）｛１−Ｗ（１−ΔW／Ｗ）
｝F_c,i(m) ＋C_W（T_c,i(m)−T_atn,B）・Ｗ（１−ΔW／Ｗ）・F_c
,i(m)〕（ｉ＝ｊ）……(6) Q_l,i＝C_l・（T_l−T_atn,B）・F_l,i(i=j) ……(7) Q_pa,i＝₂ Σ Σ^m-1 ｛C_a（T_c,i(m)−T_atn,B）・F_pa,i(m)｝（ｉ＝ｊ）…
…(8) Q_sa,i＝C_a（T_sa−T_atn,B）F_sa,i ……(9) Q_ta,i＝C_a（T_ta−T_atn,B）F_ta,i ……(10) ２燃焼ガス側の伝熱・流動特性モデル 2.1 燃焼ガス側の伝熱特性 (1) 燃焼ガス温度 T_g,i＝f_g（H_g,i）・K_T,F ……(11) V_g,i・ρ_gi・dH_g,i／dt＝Q_c,i＋Q_l,i＋Q_pa,i＋Q_sa,i＋Q
_ta,i ＋H_g,i-1・F_g,i-1＋H_s,i・F_sg,i＋Q_f,i−H_g,i・F_g,i
−Q_gv,i −Q_gn,io（ｉ＝ｊ） ……() V_g,i・ρ_g,i・dH_g,i／dt＝H_g,i-1・F_g,i-1＋H_s,i・F_sg,
i ＋Q_f,i−H_g,i・F_g,i−Q_gv,i−Q_gn,io（ｉ≠ｊ）……(
13) Q_gv,i＝H_W〔F_c,i｛ｗ（１−Δw／ｗ）−w_r｝＋（１−X_s
,i）F_sg,i〕＋〔F_c,i｛ｗ（１−Δw／ｗ）−w_r｝＋F_sg,c〕・C_s（T_g,i−T_s,i）（ｉ＝ｊ）……(14) Q_gvi＝H_W・F_sgi（１−X_si）＋C_s（T_gi−T_si）F_sgi（ｉ
≠ｊ）……(15) (2) 燃焼ガス・メタル間伝熱量 α_gni＝α_gnr（F_g,i／F_gr）^0.6 ……(16) Q_c,gn,i＝α_gn,i・A_gn,i（T_g,i−T_n,i）（５≧ｉ≧１）
……(17) Q_c,gn,SH＝α_gn,i・A_gn,SH（T_g,i−T_n,SH）（ｉ＝５）
……(18) Q_e,gn,io＝₅ Σ Σ^n-1 〔β_gn（１−Δβ_gn／β_gn）A_gn,o・φ_io｛（T_g,i＋
273.2／100）⁴ −（T_n,o＋273.2／100）⁴｝〕＋β_gn（１−Δβ_gn／
β_gn）A_gn,SH(2)・φ_iSH ｛（T_g,i＋273.2／100）⁴−（T_n,SH＋273.2／100）⁴
……(19) Q_gn,io＝Q_c,gn,i＋Q_e,gn,io（４≧ｉ≧１） ……(20) Q_gn,io＝Q_c,gn,i＋Q_c,gn,SH＋Q_e,gn,io（ｉ＝５）……(
21) Q_e,gn,oi＝₅ Σ Σⁿ⁼¹ 〔β_gn（１−Δβ_gn／β_gn）A_gn,i・φ_io｛（T_g,o＋
273.2／100）⁴ −（T_n,i＋273.2／100）⁴｝〕 ……(22) Q_e,gn,SH＝₅ Σ^n-1 〔β_gn（１−Δβ_gn／β_gn）A_gn,SH(2)・φ_o,SH ｛（T_g,o＋273.2／100）⁴−（T_n,SH＋273.2／100）⁴
……(23) Q_gn,oi＝Q_c,gn,i＋Q_e,gn,oi ……(24) Q_gn,SH＝Q_c,gn,SH＋Q_e,gn,SH ……(25) 2.2 燃焼ガスの流動特性 (1) 燃焼ガス流量 F_g,i＝F_c,i＋F_l,i＋F_pa,i＋F_sa,i＋F_ta,i＋F_sg,i＋F_g
,i-1
（ｉ＝ｊ） ……(26) F_g,i＝F_c,i＋F_sg,i＋F_g,i-1（ｉ≠ｊ） ……(27) (2) 燃焼ガス圧力 P_g,i＝P_gi+1＋λ_g・ΔZ_g,i・F_g,i ²／２・D_g,i・ρ_g,i・
A_g,i ²＋ｇ・ρ_g,i・ΔZ_g,i……(28) ρ_g,i＝P_g,i／Ｒ（T_g,i＋273.2） ……(29) （28），（29）式より P_g,i＝ｂ＋√√²＋4／2a ……(30) ａ＝１−ｇ・ΔZ_g,i／Ｒ（T_g,i＋273.2）ｂ＝P_gi+1 ……(31) ｃ＝λ_g・ΔZ_g,i・F_g ² _,i／２・D_gi・A_g ² _,i・Ｒ（T_g,i＋
273.2）Ｒ＝R_r・K_R,F ……(32) ３メタル・内部流体側伝熱・流動特性モデル 3.1 メタル・内部流体側伝熱特性 (1) メタル温度 C_n・M_n,idT_n,i／dt＝Q_gn,oi−Q_ns,i−Q_atn,i ……(33) (2) メタルから内部流体及び大気への伝熱量 α_ns,i＝α_nsr・（F_s,i／F_sr）^0.8・f_s（X_si，X_SB,i）
……(34) f_s：二相流状態におけるメタル・内部流体間対
流熱伝達系の補正係数 Q_ns,i＝α_ns,i・A_ns,i（T_n,i−T_si） ……(35) U_ns,i＝Q_ns,i／A_ns,i ……(36) Q_atn,i＝α_atn・A_atn,i（T_n,i−T_atn） ……(37) (3) 内部流体温度・乾き度 V_s,i・ρ_s,i・dH_s,i／dt＝Q_ns,i＋H_s,i-1・F_s,i-1 −H_si・F_si−H_si・F_sg,i ……(38) X_s,i＝f_s2（H_s,i，P_s,i） ……(39) T_s,i＝f_s3（H_s,i，P_s,i） ……(40) 3.2 内部流体の流動特性 (1) 内部流体圧力 P_s,i＝P_s,i+1＋λ_s・ΔZ_s,i（F_s,i＋F_sg,i）²／２・D_s,
i・A_s ² _,i・ρ_s,i＋ｇ・ρ_s,i・ΔZ_s,i……(41) ρ_si＝f_s1（H_s,i，P_s,i） ……(42) ４火炉内総括特性モデル (1) 空気過剰率 F_c,F＝₃ Σ^j-1 F_c,j ……(43) F_l,F＝₃ Σ^j-1 F_l,j ……(44) F_a,F＝₃ Σ^j-1 F_pa,j＋F_sa,j＋F_ta,j） ……(45) F_a0＝K₃₁・〔H_c・（１−ΔH_c／H_c）＋K₃₂・｛W_H−Ｗ・
（１−ΔW／Ｗ）｝〕・ F_c,F＋K₃₃・F_l,F ……(46) μ＝F_a,F／F_a,0 ……(47) 残存酸素濃度（重量％） μ₀＝23.15（１−１／μ） ……(48) (2) 火炉出口燃焼ガス流量 F_ash,F＝ν・F_c,F ……(49) F_ash,FX＝εF_ash,F（０≦ε≦１） ……(50) F_g,FX＝F_c,F・（１−ν）＋F_ash,FX＋F_a,F ……(51) (3) 燃焼ガスの組成による影響係数 K_T,F＝１＋K₁₁｛W_r−Ｗ・（１−ΔW／Ｗ）｝＋K・（μ_r−μ）＋K₁₃・（ν_r−ν）……(52) K_R,F＝１＋K₂₁｛W_r−Ｗ・（１−ΔW／Ｗ）｝＋K₂₂・（
μ_r−μ）＋K₃₃・（ν_r−ν）……(53) K_T,FX＝１＋K₁₁・｛W_r−Ｗ・（１−ΔW／Ｗ）｝＋K（μ
_r−μ）＋K₁₃・（ν_r−ε・ν） ……(54) K_R,FX＝１＋K₂₁｛W_r−Ｗ（１−ΔW／Ｗ）｝＋K・（μ_r
−μ）＋K₃₁・（ν_r−ε・ν） ……(55) 次に、第７図における火炉出口NO_X予測モデ
ル４５０３について説明する。火炉出口NO_Xと
操作量との関係を物理式で記述することは困難で
あるため重回帰分析法等の統計的手法を用いるの
が実用的である。次に、重回帰分析法による予測
モデルの構成例について説明する。重回帰分析法
は、説明変数をx_i（ｉ＝１〜ｍ）、従属変数をｙと
し両者の間にｙ＝ｆ（x₁，x₂……x_n） ……(56) なる関数関係が成立する時、これをＹ＝β₀＋β₁x₁＋β₂x₂＋……＋β_nx_n……(57) なる式で表わし、偏回帰係数β₀，β₁……β_nをｙと
Ｙの偏差が最小になる様に決定する手法である。
火炉出口NO_Xモデルでは、段毎のNO_Xの予測に
この手法を適用し、段毎NO_X予測値を、次式ＮＯ〜_X1＝β₀₁＋β₁₁・x₁＋β₂₁・x₂＋……＋β_n1・x_n
……(58) ＮＯ〜_X2＝β₀₂＋β・x₁＋β₂₂・x₂＋……＋β_n2・x_n
……(59) ＮＯ〜_X3＝β₀₃＋β₁₃・x₁＋β₂₃・x₂＋……＋β_n3・x_n
……(60) ここで、 x₁〜x_n：操作量 β_0i〜β_ni（ｉ＝１〜３）：偏回帰係数によつて予測し、火炉出口NO_Xを次式ＮＯ〜_XFX＝F_c,1・ＮＯ／〜_X1＋F_c,2・ＮＯ／〜_X2＋F_c,
3NO_X3／F_c,1＋F_c,2＋F_c,3……(61) ここで F_c,i：ｉ段の微粉炭流量によつて予測する。（58）〜（60）式の偏回帰係数の決定の為の段
毎NO_Xデータとしては、段毎NO_X推定機能ブロ
ツク４１００による段毎NO_X推定値1400₁〜1400₃
を用いる。火炉出口灰中未燃分予測モデル４５０４につい
ても上述と同様に重回帰分析法により、段毎灰中
未燃分予測値を、次式ＵＢＣ〜₁＝β′₀₁＋β′₁₁・x₁＋β′₂₁・x₂＋……β
′_n1・
x_n ……(62) ＵＢＣ〜₂＝β′₀₂＋β′・x₁＋β′₂₂・x₂＋……β′_n
2・x_n
……(63) ＵＢＣ〜₃＝β′₀₃＋β′₁₃・x₁＋β′₂₃・x₂＋……β
′_n3・
x_n ……(64) ここで β′_0i〜β′_ni（ｉ＝１〜３）：偏回帰係数で求め、火炉出口灰中未燃分を次式ＵＢＣ〜_FX＝F_c,1・UBC〜₁＋F_c,2・ＵＢＣ／〜₂＋F_c,3U
BC₃／F_c,1＋F_c,2＋F_c,3……(65) によつて予測する。 (7)′〜(9)′式の偏回帰係数の決定の為の段毎未燃
分データとしては、段毎未燃分推定機能ブロツク
４２００による段毎NO_X推定値1401₁〜1401₃を用
いる。火炉出口排ガス濃度予測モデル４５０５につい
ても、火炉出口のCO，SO、ばいじん濃度などの
排ガス濃度を上述と同様に重回帰モデルによつて
推定することができるがこの場合は、段毎の濃度
を推定することができないため、火炉出口の各推
ガス濃度と操作量との間を(2)′式の関係式でモデ
ル化し、排ガス濃度の計測値を用いて偏回帰係数
を求める。次に、第７図、第８図、第９図で述べた運用上
の制約条件チエツク部４５０７の実施例を次に示
す。（なおここでは、簡単のため排ガスに関する
制約条件は省略する。） NO_XL≦NO_XFX≦NO_X ……(66) X₂＝UBC_FX≦UBC_U ……(67) X₃＝−T_g,FX≦−T_g,FXL ……(68) X₄＝U_gn,1≦U_gn,1U X₈＝U_gn,5≦U_gn,5U｝ ……(69) X₉＝U_gn,SH≦U_gn,SHU ……(70) ここで、 NO_XFX：火炉出口NO_X濃度 UBC_FX：火炉出口灰中未燃分 NO_XU：火炉出口NO_X濃度上限値 NO_XL：火炉出口NO_X濃度下限値 UBC_U：火炉出口灰中未燃分上限値 T_g,FX：火炉出口ガス温度 T_g,FXU：火炉出口ガス温度下限値 U_gn,i：領域ｉの水壁メタル熱流束 U_gn,iU：領域ｉの水壁メタル熱流束上限値 U_gn,SH：領域ｉのふく射過熱器メタル熱流束 U_gn,SHU：領域ｉのふく射過熱器メタル熱流束
上限値上記（68）式は、脱硝装置入口空気温度を下げ
過ぎると装置メタル部の低温腐食を起し易いた
め、これを防止するための制約条件を火炉出口ガ
ス温度に換算したものである。また、（69）式、
（70）式はメタルの焼損を防止するための条件で
ある。一方、最適操作量を決定するに際して、第７図
〜第９図で述べた試行操作１６０２に課する制約
条件の例を次に示す。 F_c,1L≦X₁₀（＝F_c,1）≦F_c,1U F_c,2L≦X₁₁（＝F_c,2）≦F_c,2U F_c,3L≦X（＝F_c,3）≦F_c,3U｝ ……(71) F_pa,1L≦X₁₃（＝F_pa,1）≦F_pa,1U F_pa,2L≦X₁₄（＝F_pa,2）≦F_pa,2U F_pa,3L≦X₁₅（＝F_pa,3）≦F_pa,3U｝ ……(72) F_sa,1L≦X₁₆（＝F_sa,1）≦F_sa,1U F_sa,2L≦X₁₇（＝F_sa,2）≦F_sa,2U F_sa,3L≦X₁₈（＝F_sa,3）≦F_sa,3U｝ ……(73) F_ta,1L≦X₁₉（＝F_ta,1）≦F_ta,1U F_ta,2L≦X₂₀（＝F_ta,2）≦F_ta,2U F_ta,3L≦X₂₁（＝F_ta,3）≦F_ta,3U｝ ……(74) F_sa,4L≦X₂₂（＝F_sa,4）≦F_sa,4U ……(75) ここで F_c,i ：領域ｉの微粉炭流量 F_pa,i ：領域ｉの１次空気流量 F_sa,i ：〃の２次空気流量 F_ta,i ：〃の３次空気流量 F_c,iU ：〃の微粉炭流量上限値 F_c,iL ：〃の〃下限値 F_pa,iU：〃の１次空気流量上限値 F_pa,iL：〃の〃下限値 F_sa,iU：〃の２次空気流量上限値 F_sa,iL：〃の〃下限値 F_ta,iU：〃の３次空気流量上限値 F_ta,iL：〃の〃下限値次に、第７図、第８図に示す熱効率計算部４５
０８の熱効率ηは、火炉の全領域における発熱量
と入熱量の合計熱量とこの内メタル内部流体に吸
収された熱量の比で定義し、次式を用いて計算す
る。ここで Q_ns,i：領域ｉの水壁メタルから内部流体への伝
熱量 Q_ns,SH：ふく射過熱器メタルから内部流体への
伝熱量 Q_f,i：微粉炭及び点火油燃料が燃焼したことに
より発生する熱量 Q_c,i：領域ｉの微粉炭保有熱量 Q_l,i：〃の点火油保有熱量 Q_pa,i：〃の１次空気保有熱量 Q_sa,i：〃の２次空気保有熱量 Q_ta,i：〃の３次空気保有熱量なお、熱効率の考え方として、火炉の全領域に
おける発熱量と入熱量の合計熱量とこの内メタル
に吸収される熱量の比とし定義した場合には、
（77）式のようになる。ここで、 Q_c,gn,i：領域ｉの燃焼ガスから水壁メタルへの
対流伝熱量（kJ／ｓ） Q_e,gn,io：領域ｉの燃焼ガスから全領域（水壁及
び輻射過熱器）メタルへの輻射伝熱量
（kJ／ｓ） Q_c,gn,SH：領域ｉの燃焼ガスから輻射過熱器メ
タルへの対流伝熱量（kJ／ｓ）次に、第９図のフローの中の最適操作量の計
算・適用部の計算手法の実施例を示す。第１１図は、非線形計画法の一手法であるコン
プレツクス法を用いて最適操作量を決定するアル
ゴリズムをフローで表わしたものである。本アル
ゴリズムは、前掲の（66）式〜（75）式の制約条
件のもとで（11）式で示した熱効率ηを最大にす
る操作量を探索するものである。以下、第１１図
を用いて本アルゴリズムについて説明する。 step1：初期シンプレツクスの形成初期試行点X¹ _i（ｉ＝10〜22）は、（71）〜
（75）式の制約条件を全て満足するものとし、操
作ベクトルＸが張る13次元空気にＫ角（第１１図
では簡単の為Ｋ＝６としたが、Ｋは一般に操作ベ
クトルの次数の２倍程度が良い）の多角形（これ
をシンプレツクスという）を形成させ、これを初
期シンプレツクスとする。この形成方法として、
１点は初期試行点X¹ _iとし、残りの（Ｋ−１）個
の点は一様乱数r_j（ｊ＝２〜Ｋ）を用いて次式に
より決定する。 X^j _i＝X_1nio：r^j（X_inax−X_inio） ……(78) 但し、０≦r^j≦１であり、X_inio及びX_inaxは、
（71）〜（75）式で示した操作量の下限及び上限
である。この様にして決定したX^j _iは（71）〜（75）式
の制約条件は満足するが、（66）〜（70）式の制
約条件は必ずしも満足するとは限らない。その場
合は、その試行点を既に決定された点の重心方向
へ該試行点と重心との中点まで移動させる。この
様にして究極的には全ての点を決定する。 step2：熱効率の計算 step1で求められた操作量X^j _i（ｉ＝10〜22，ｊ＝
１〜Ｋ）で形成されるシンプレツクスの各点に対
して（11）式を用いて熱効率を計算する。 step3：重心の計算前記シンプレツクスの各点のうち、熱効率が最
も低い点を除外した（Ｋ−１）個の点で定義され
るシンプレツクスの重心X_Giを求める。いま効率
最低点をｊ＝１とすると、X_Giは次式で表わされ
る。また、効率最低点から重心までの距離ΔX_Giは
次式で表わされる。 ΔX_Gi＝X_Gi−X^j ₁ ……(80) step4：新試行点の決定新たに試行する方向を最低熱効率点から重心方
向にとり、両者間の距離ΔX_Giのα_i倍だけ重心から
延長した点を新試行点とし、これをX^k+1 _iとする
と、 X^k+1 _i＝X_Gi＋α_iΔX_Gi ……(81) で表わされる。α_iの値としては1.3が経験的に良
いとされている。新試行点が操作量の制約条件
（71）〜（75）式を侵害する場合（図の７₁）は試
行点を制約条件上（図の７₂）にとることにする。 step5：制約条件確認新試行点が（66）〜（70）式の運用上の制約条
件を侵害している場合は、試行点X^k+1 _iに関する
情報は全て無効とし、前のstep4に戻り新試行点
を決定する。その場合α_i／２を新たにα_iとおいて
からstep4に戻す。 step6：熱効率の計算新試行点X^k+1 _iに対応した効率η^k+1を（14）式を
用いて計算する。 step7：熱効率最高点到達判定新試行点と元のシンプレツクスを構成する各点
に対応した熱効率のうち、最高及び最低の値をそ
れぞれη_nax及びη_nioとおき、規定値をε〓とすると
効率が最高点に到達したか否かを次式に従つて判
定する。 η_nax−η_nio／η_nax＜ε〓 ……(82) 最高点に達したならばstep9に進み達しなけれ
ば、step8に進む。 step8：新シンプレツクスの形成元のシンプレツクスを構成している点のうち、
最も低い効率を示す操作点を除外し、新試行点を
追加してできたＫ個の点から新たなシンプレツク
スを形成し、step3に戻る。 step9：最適操作量の決定 step7で最高効率点に到達したと判定された場
合、最適効率η_naxに対応する操作量を最適操作量
とする。第１２図は、最適操作量探索アルゴリズムの他
の実施例を示す。本実施例についてまず第１２図
を用いて説明する。 step1 探索が初回かどうか判定し、初回であれば操作
量のうち各領域の燃料量は現状に維持してstep3
に進み、初回でなければstep2に進む。 step2 各領域の燃料量の配分を(6)式で示す制約条件を
満す範囲内で変化させる。但し、燃料量の合計は
燃料量デマンドとなるようにする。 step3 各領域の空気量を（71）〜（75）式で示す制約
条件を満す範囲内で予め定められたステツプで変
化させて、運用面の制約条件（66）〜（70）式を
満しかつ（76）式で示す熱効率を最大にする値を
探索し、熱効率の値と燃料量、空気量を記憶させ
ておく。 step4 燃料量の配分変化操作が(6)式の制約条件の全領
域に亘つて終了していなければstep1に戻り、全
領域での探索が終了すれば、step5に進む。 step5 step3で記憶させた熱効率、燃料量、空気量の
データの組みの内で、熱効率が最も大きい組の燃
料量と空気量を最適操作量とする。第１３図は、第１２図のstep3のアルゴリズム
の実施例を示したものである。本例は、第１４図
に示す様にバーナ段、NOポートの空気比をパラ
メータとして３つの燃焼モードを想定し、燃焼効
率の高い順で示すと、通常燃焼、２段燃焼、脱硝
燃焼、NO_X濃度の低い順で示すと脱硝燃焼、２
段燃焼、通常燃焼であることに着目し、現状の燃
焼モードを起点として空気比をそのモードに適し
た方法で試行操作し火炉出口NO_X濃度他の運用
上の制約条件のもとに燃焼効率が最も良くなる様
な値に調整するものである。以下、第１３図に沿
つてこの処理内容について説明する。第１３図の中のstep1では現状の火炉出口NO_X
濃度NO_Xがその上限値NO_XUを超える場合には、
NO_X濃度を下げ、燃焼効率を下げる方向のstep2
以降の処理に分岐し、上限値を超えない場合は、
step22で現状値と下限値NO_XLを比較し、下限値
以下の場合には、NO_X濃度を上げ、燃焼効率を
上げる方向のstep23以降の処理に移る。NO_Xの濃
度が上下限何れの値も超えていない場合は、操作
量は現状に維持して処理を終了する。以下、まず
現状NO_X濃度が上限値NO_XUを超えた場合につき
説明する。 step2では、現状の燃焼モードが前述した３つ
の何れに属するかを判定し、その判定結果に基づ
いて該当した処理stepに分岐する。まず、通常燃
焼モードの場合について以下説明する。 step3，４，５段毎のバーナ空気比は変えずに、３次空気と２
次空気の比率を変えることによりバーナ段毎の
NO_X還元量を制御し、火炉出口NO_X濃度NO_Xの
制約条件を含んだ運用上の制約条件が満足されて
いるかどうかをチエツクし、満足されていない場
合には、step3〜５の処理を繰り返し、満足され
た場合にはstep6に移る。 step6，７，８熱効率ηを計算し、その値とその時の操作量の
値を記憶する。そして３次空気量と２次空気量の
比の全領域に亘る試行操作が終了しなければ
step3〜step7の処理を繰り返すべくstep3に移り、
終了すればstep8に移り、step7までの処理により
計算した熱効率の中で最も大きい値η¹ _naxとその時
の操作量u¹を記憶し、step9に移る。 step9，10，11 火炉の空気量を一定として各段のバーナ空気比
を同一比率で減少させ同時にアフタエアを増加さ
せて、運用上の制約条件が満足されているかどう
かをチエツクし、満足されていなければstep9〜
step11の処理を繰り返し、満足されていれば、
stepに移る。 step，13，14 熱効率ηを計算し、その値とその時の操作量の
値を記憶する。そして、バーナ空気比の全領域に
亘る試行操作が終了しなければstep9〜step13の
処理を繰り返すべくstep9へ移り、終了すれば
step14に移り、step13までの処理で計算した熱効
率の中で最も大きい値η² _naxとその時点の操作量u²
を記憶し、step15に移る。 step15，16，17 第５図に示すＭバーナ段の空気比を増加させ、
逆にＰバーナ段の空気比を減少させ、運用上の制
約条件が満足されているかどうかをチエツクし、
満足されていなければstep15〜17の処理を繰り返
し、満足されていれば、step18に移る。 step18，19，20 熱効率ηを計算し、その値とその時の操作量の
値を記憶する。そして、バーナ空気比の全領域に
亘る試行操作が終了しなければstep15〜19の処理
を繰り返すべくstep15に移り、終了すれば、
step20に移り、step19までの処理により計算した
熱効率の中で最も大きい値η³ _nax及びその時点の操
作量u³を記憶し、step21に移る。 step21 上述したstep8，14，20で求めた熱効率最大値
η¹ _nax〜η³ _naxの中で最も大きいものに対する操作量
を最適操作量とする。なお、step2で現状のモードが２段燃焼と判定
された場合には、２段燃焼から脱硝燃焼モードの
範囲内で最適操作量をstep9〜step21の手順で探
索する。一方、脱硝燃焼の場合には、脱硝燃焼モ
ードの中で空気比を試行操作してstep15〜step21
の手順で最適操作量を求める。以上、現状NO_X濃度が上限値を超えた場合に
ついて説明したが、次に下限値NO_XL以下となつ
た場合について説明する。 step23では、燃焼モードの判定を行い、判定結
果に基づき各処理へ分岐するが、まず、脱硝燃焼
モードの場合について説明する。 step24，25，26 Ｐバーナの空気比を増加、Ｍバーナの空気比を
減少させバーナ全体の空気比を一定に保ちながら
試行操作を行い、運用上の制約条件が満足されて
いるかどうかをチエツクし、満足されていない場
合には、step24〜26を繰り返し、満足された場合
は、step27に移る。 step27，28，29 熱効率ηを計算し、その値とその時の操作量の
値を記憶する。そして、バーナ空気比がＰ段とＭ
段で等しく（２段燃焼モード）なるまでstep24〜
28を繰り返し、等しくなつた時点でstep29に移
り、step28までで計算した熱効率の中で最大のも
のη¹′_nax及びその時点の操作量u¹′を求め、step30に
移る。 step30，31，32 各段バーナの空気比を同一比率で増加させる一
方、アフタエアを減少させ、運用上の制約条件が
満たされた時点でstep33に移る。 step33，34，35 熱効率ηを計算し、その値とその時の操作量の
値を記憶する。そして、アフタエアが０（通常燃
焼モード）になるまでstep30〜34を繰り返し、０
になつた時点でstep34までで計算した熱効率の中
で最大のものη²′_nax及びその時点の操作量u²′を求
めて、それらを記憶し、step36に移る。 step36〜41 段毎の３次空気量と２次空気量の比を変化させ
て、熱効率の最大値η³′_nax及びその時点の操作量
u³′を記憶し、step42に移る。 step42 step29，35，41で求めたη¹′_nax〜η³′_naxの内の最
大
値とその時点の操作量を決定し、これを最適操作
量とする。以上、第９図〜第１３図の説明の中で、試行操
作に対する結果が運用上の制約条件を満足してい
るかどうかを判定する場合、先に述べたが、第７
図に示す様に、段毎NO_X予測モデル、段毎未燃
分予測モデル、火炉出口排ガス濃度予測モデルを
用いて試行操作に対する応答を予測する方法と、
第８図に示す様に予測モデルを用いず直接に試行
操作量をプランに加えてプラントの実応答を用い
る方法とがある。次に、燃焼ガス温度推定機能ブロツク４４００
について説明する。第１５図に示す様に、第５図
に示したものと同様の構造をしたイメージガイド
IGを火炉の各段の側面中央付近に設置し、各段
の燃焼ガス輝度をイメージフアイバIFを介して
光分岐管LDVに導き、ここで光を分岐させそれ
ぞれ異る波長の単色フイルタFL₁，FL₂を介して
撮像装置ITV₁，ITV₂に導びく。撮像装置で、こ
れらのフイルタ透過後の輝度情報をビデオ信号に
変換し、各々をアナログ−デイジタル変換器Ａ／
D₁，Ａ／D₂によりデイジタルデータに変換した
後、各々フレームメモリFM₁，FM₂に２次元の
輝度濃淡画像データとして格納する。次に輝度比
計算部IRCで両画像データの対応する画素同志の
輝度比を計算する。この輝度比を用いて２色高温
計法により２次元画像の各画素に対応する点の温
度と画面全体の平均値を温度計算部TCで計算す
る。以下、計算方法につき具体的に説明する。先
ず、２色高温計法について説明する。第１５図に
おいて単色フイルタFL₁，FL₂各々の波長をそれ
ぞれλ₁（cm），λ₂（cm）各々のフイルタを介して得
られた２次元のデイジタル輝度濃淡画像をI₁（ｉ，
ｊ），I₂（ｉ，ｊ）（輝度レベルとしては例えば０
〜255。ここで（ｉ，ｊ）は画像を構成する画素
の（ｘ，ｙ）座標を示すもので、画像の横と縦の
構成画素数をそれぞれＭ，Ｎとするとｉ＝０〜
（Ｍ−１），ｊ＝０〜（Ｎ−１）となる。）とする
と、Wienの式より画像の座標（ｉ，ｊ）におけ
る温度Ｔ（ｉ，ｊ）と上記各々の輝度データとの
関係は、（83）式、（84）で表わすことができる。 I₁（ｉ，ｊ）＝ε・C₁／λ⁵／₁exp（−C₂／λ₁Ｔ）……
(83) I₂（ｉ，ｊ）＝ε・C₁／λ⁵／₂exp（−C₂／λ₂Ｔ）……
(84) ここで ε：輻射能Ｔ：温度（〓） C₁：3.7403×10^-5erg・cm²／ｓ C₂：1.4387cm・〓 λ₁，λ₂：波長（cm）（83）式と（84）式の比をとり整理すると
（85）式が得られる。１／Ｔ（ｉ，ｊ）＝k₁（l_oI₁（ｉ，ｊ）／I₂（ｉ，
ｊ）＋k₂）……(85) ここで k₁＝λ₁λ₂／C₂（λ₁−λ₂） ……(86) k₂＝l_o（λ₁／λ₂）⁵ ……(87) 第１５図の輝度比計算部IRCで（85）式の輝度
比I₁（ｉ，ｊ）／I₂（ｉ，ｊ）を計算し、この結果
を用いて温度計算部TCで（85）〜（87）式に基
づいて座標（ｉ，ｊ）各点の温度を計算する。平均温度T_avは、次式で求められる。上記（88）式を用いて各領域の燃焼ガス温度を
推定することができる。次に、第８図、第１６図に示す最適操作量決定
アルゴリズムの火炉伝熱モデル４５０６におい
て、(1)式に示した燃焼比率k_jiは、領域ｉおよび
ｊの燃焼温度と強い相関を持つており、次式のよ
うにそれらの関数ｆとして表現することができ
る。 k_ji＝ｆ（T_j，T_i） ……(89) ここで、 T_j：領域ｊの平均燃焼温度 T_i：領域ｉの平均燃焼温度（89）式の簡単な例としては、次式のような重
回帰式が有効である。 k_ji＝b₀＋b₁・T_j＋b₂・T_i＋b₃・T_j・T_i ……(90) ここで、 b₀〜b₃：偏回帰係数ところで、上述の燃焼温度は、バーナ段につい
ては、バーナ火炎温度、バーナ段以外の領域につ
いては、燃焼ガス温度と等価であると見做せば、
バーナ火炎温度は特願昭59−118298で述べたバー
ナ火炎画像の抽出も含めた２色高温計法、燃焼ガ
ス温度は、前述の第１５図、（83）〜（88）式で
示した２色高温計法で推定することができる。以
上まとめると燃焼比率は、試行操作がプラントに
加えられた結果において、バーナ火炎情報と燃焼
ガス輝度情報に基づいて推定することができる。
しかし、第７図に示した最適操作量決定アルゴリ
ズムの場合には、試行操作に対するプラント応答
はモデルで予測する為試行操作に対する火炎温
度、燃焼ガス温度を予測するモデルが、上述の２
色高温計法の替りに必要になる。この予測方法と
しては、燃料量、空気量に対する火炎温度、燃焼
ガス温度の対応表を常時運転結果の学習によつて
更新して置いて、必要な時に何時でもこの対応表
を用いる方法が実用的である。〔発明の変形例・応用例とその効果〕第１６図は、第８図の変形例で、試行操作１６
０２に対する燃焼ガス温度及び缶壁メタル温度の
実応答結果を計測し、それらの値を用いて火炉伝
熱モデル４５０６により熱効率を計算するよう構
成したもので、火炉伝熱モデル４５０６の燃焼ガ
ス温度と水壁メタル温度計算のモデルが不要とな
りモデルを簡略化することができる。第３図に示した段毎燃焼診断機能ブロツク４３
００について、診断方法として特願昭59−184657
を採用した場合には、第７図における試行操作１
６０２に対する火炎面積を予測する機能を付加
し、該予測値に対する燃焼安定性を診断させ、異
常と判定された場合には、該試行操作を不適とし
て無効とするよう構成でき、診断方法として特願
昭59−174998号を採用した場合には、第７図にお
ける試行操作１６０２に対する火炎形状を予測す
る機能を付加し、該予測値に対する燃焼安定性を
診断させ、異常と判定された場合には、該試行操
作を不適として無効とするよう構成することがで
き、ボイラに燃焼を不安定とするような外乱を加
えると未然に防止することができる。〔発明の効果〕本発明によれば、火炉に供給される燃料の量や
性状の変化または、要求負荷の変化に対し、火炉
出口におけるNO_X濃度や灰中未燃分等運用上の
制約条件のもとに安定でかつボイラ熱効率を最大
にすることができる。

【図面の簡単な説明】

第２図は、石炭火力プラントの概略図、第３図
は、石炭火力プラントの従来の制御系統図、第１
図は、本発明の実施例の全体構成図、第４図Ａ
は、微粉炭ボイラの火炉モデル例、第４図Ｂはバ
ーナ構造を示す。第５図は、火炎画像計測機能ブ
ロツクの説明図、第６図は、段毎NO_X推定機能
ブロツクの説明図、第７図は、段毎燃料・空気配
分計算機能ブロツクの実施例、第８図は、段毎燃
料・空気配分計算機能ブロツクの他の実施例、第
９図は、段毎燃料・空気配分計算機能ブロツクの
動作説明図、第１０図は火炉伝熱モデルの説明
図、第１１図は、段毎燃料・空気配分計算機能ブ
ロツクにおける最適操作量決定アルゴリズムの実
施例、第１２図〜第１４図は、段毎燃料・空気配
分計算機能ブロツクにおける最適操作量決定アル
ゴリズムの他の実施例、第１５図は、燃焼ガス温
度の推定方法の説明図、第１６図は、段毎燃料・
空気配分計算機能ブロツクの他の実施例を示す。４０００……火炎画像計測機能ブロツク、４１
００……段毎NO_X推定機能ブロツク、４２００
……段毎灰中未燃分推定機能ブツロク、４３００
……段毎燃焼安定性評価機能ブロツク、４４００
……燃焼ガス温度推定機能ブロツク、４５００…
…段毎燃料・空気配分計算機能ブロツク。

Claims

【特許請求の範囲】１ボイラ火炉出口におけるNO_Xが制約条件を
満足するように少なくとも１つ以上のボイラの燃
焼領域における燃料及び空気の操作量を調整する
燃焼制御方法において、実操作量によるボイラ運転に先立つて、燃料及
び空気の試行操作量を設定し、該設定された試行
操作量を用いて、予め用意したモデルにより火炉
出口NO_X又は火炉出口灰中未燃分を評価し、火
炉出口NO_Xが所定の制約条件を満たし、かつ、
その条件下で算出されるボイラ熱効率が最も大き
くなる試行操作量を演算により求め、該試行操作
量をもつてボイラ運転の実操作量とすることを特
徴とする燃焼制御方法。２特許請求の範囲第１項において、上記燃料空
気量試行操作量に基づいて火炉出口NO_Xを予測
する予測モデルを、火炎画像情報に基づいて推定
した火炉出口NO_X推定値と該試行操作量とを用
いて修正することを特徴とする燃焼制御方法。３特許請求の範囲第２項において、火炉出口
NO_X推定値をバーナ火炎の高輝度領域として定
義した酸化炎の重心位置、バーナ中心軸を境界と
して相異なる領域に形成される酸化炎の重心間距
離、該酸化炎の細長さの内少なくとも１つを用い
た推定モデルにより推定することを特徴とする燃
焼制御方法。４特許請求の範囲第１項において、ボイラ熱効
率最高点判定を燃料及び空気量を操作量とし、火
炉内の燃焼ガス温度、伝熱管メタル温度、伝熱管
メタル内部流体温度を推定する火炉伝熱モデルを
用いてボイラ熱効率を計算することを特徴とする
燃焼制御装置方法。５特許請求の範囲第４項において、火炉伝熱モ
デルを燃焼ガス温度推定値、水壁メタル温度計測
値、水壁出口内部体温度と該モデルの計算値との
差に基づいて修正することを特徴とする燃焼制御
方法。６特許請求の範囲第５項において、燃焼ガス温
度の推定値を燃焼ガスの輝度情報に基づいて計算
することを特徴とする燃焼制御方法。７特許請求の範囲第４項において、ボイラ熱効
率を火炉への入熱量と燃焼による発熱量との総和
に対する伝熱管メタルへの熱吸収の比率として計
算するよう構成したことを特徴とする燃焼制御方
法。８特許請求の範囲第４項において、ボイラ熱効
率を火炉への入熱量と燃焼による発熱量との総和
に対する伝熱管メタルへの熱吸収の比率として計
算するよう構成したことを特徴とする燃焼制御方
法。９特許請求の範囲第４項において、火炉伝熱モ
デルを、火炉に投入された燃料が燃焼する割合を
火炎画像情報に基づいて推定した火炎温度の関数
として計算することを特徴とする燃焼制御方法。１０特許請求の範囲第１項において、ボイラ熱
効率を火炉内の燃焼ガス温度、伝熱管メタル温度
から伝熱管メタル内部流体温度を推定する火炉伝
熱モデルと該モデルの計算結果と燃料及び空気量
とに基づいて計算することを特徴とする燃焼制御
方法。１１特許請求の範囲第１０項において、燃焼ガ
ス温度を燃焼ガスの輝度に基づいて推定すること
を特徴とする燃焼制御方法。１２ボイラ火炉出口におけるNO_Xが制約条件
を満足するように少なくとも１つ以上のボイラの
燃焼領域における燃料及び空気の操作量を調整す
る燃焼制御方法において、実操作量によるボイラ運転に先立つて、燃焼安
定性を評価し、燃焼状態が所定の条件を満たして
いる場合に、燃料及び空気の試行操作量を設定
し、該設定された試行操作量を用いて、予め用意
したモデルにより火炉出口NO_X又は火炉出口灰
中未燃分を評価し、火炉出口NO_Xが所定の制約
条件を満し、かつ、その条件下で算出されるボイ
ラ熱効率が最も大きくなる試行操作量を演算によ
り求め、該試行操作量をもつてボイラ運転の実操
作量とすることを特徴とする燃焼制御方法。１３特許請求の範囲第１２項において、上記燃
料、空気量試行操作量に基づいて火炉出口NO_X
を予測する予測モデルを、火炎画像情報に基づい
て推定した火炉出口NO_X推定値と該試行操作量
とを用いて修正することを特徴とする燃焼制御方
法。１４特許請求の範囲第１３項において、火炉出
口NO_X推定値をバーナ火炎の高輝度領域として
定義した酸化炎の重心位置、バーナ中心軸を境界
として相異なる領域に形成される酸化炎の重心間
距離、該酸化炎の細長さの内少なくとも１つを用
いた推定モデルにより推定することを特徴とする
燃焼制御方法。１５特許請求の範囲第１２項において、燃焼安
定性評価ををバーナ火炎面積と該火炎中の高輝度
領域の面積との比に基づいて評価することを特徴
とする燃焼制御方法。１６特許請求の範囲第１２項において、燃焼安
定性評価をバーナ火炎の高輝度領域として定義し
た酸化炎の重心位置、バーナ中心軸を境界として
相異なる領域に形成される酸化炎の重心間距離、
酸化炎の厚み、酸化炎の平均輝度、上記パラメー
タの時間的ゆらぎの少なくとも１つを用いて評価
することを特徴とする燃焼制御方法。１７特許請求の範囲第１２項において、ボイラ
熱効率最高点判定を燃料及び空気量を操作量と
し、火炉内の燃焼ガス温度、伝熱管メタル温度伝
熱管メタル内部流体温度を推定する火炉伝熱モデ
ルを用いてボイラ熱効率を計算することを特徴と
する燃焼制御装置方法。１８特許請求の範囲第１７項において、火炉伝
熱モデルを燃焼ガス温度推定値、水壁メタル温度
計測値、水壁出口内部体温度と該モデルの計算値
との差に基づいて修正することを特徴とする燃焼
制御方法。１９特許請求の範囲第１８項において、燃焼ガ
ス温度の推定値を燃焼ガスの輝度情報に基づいて
計算することを特徴とする燃焼制御方法。２０特許請求の範囲第１７項において、ボイラ
熱効率を火炉への入熱量と燃焼による発熱量との
総和に対する伝熱管メタルへの熱吸収の比率とし
て計算するよう構成したことを特徴とする燃焼制
御方法。２１特許請求の範囲第１７項において、ボイラ
熱効率を火炉への入熱量と燃焼による発熱量との
総和に対する伝熱管メタルへの熱吸収の比率とし
て計算するよう構成したことを特徴とする燃焼制
御方法。２２特許請求の範囲第１７項において、火炉伝
熱モデルを、火炉に投入された燃料が燃焼する割
合を火炎画像情報に基づいて推定した火炎温度の
関数として計算することを特徴とする燃焼制御方
法。２３特許請求の範囲第１２項において、ボイラ
熱効率を火炉内の燃焼ガス温度、伝熱管メタル温
度から伝熱管メタル内部流体温度を推定する火炉
伝熱モデルと該モデルの計算結果と燃料及び空気
量とに基づいて計算することを特徴とする燃焼制
御方法。２４特許請求の範囲第２３項において、燃焼ガ
ス温度を燃焼ガスの輝度に基づいて推定すること
を特徴とする燃焼制御方法。