JPH0658163B2 - 火力発電ボイラの蒸気温度制御装置及び制御方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 〔発明の利用分野〕 本発明は、火力発電ボイラの蒸気温度制御装置に係り、
特に熱交換器の動特性を逐次推定する制御モデルを内蔵
し、このモデルにより推定されたパラメータをフイード
バツク量として用い蒸気温度制御性の改善をはかつた蒸
気温度制御装置に関する。

〔発明の背景〕

本発明にもつとも近い公知例として例えば特開昭56−23
606号「ボイラ昇温制御方式」は、ボイラの特性を考慮
し、所定時間後の主蒸気温度目標値，主蒸気温度予測値
を計算機により導出して両者の差をなくするようにボイ
ラの起動を制御するものである。

第２図は、上記公知例を通常負荷運転中の主蒸気温度制
御に適用した場合を示す。１０はボイラシステム、２０
はタービン発電機システム、３０は主蒸気温度制御装置
である。ボイラシステム１０は給水ポンプ１０１、エバ
ポレータ１０２、一次過熱器１０３、一段減温器１０
４、二次過熱器１０５、二段減温器１０６、三次過熱器
１０７、一段再熱器１０８、二段再熱器１０９、バーナ
１１０、燃料調節弁１１１、一段スプレ調節弁１１２、
二段スプレ調節弁１１３、ガス再循環フアン１１４、ガ
ス再循環フアン入口ダンパ１１５、ガスパスダンパ１１
７と１１８より構成される。給水ポンプ１０１より供給
された水はエバポレータ１０２で蒸気にされ、一次，二
次および三次過熱器１０３，１０５，１０７で過熱蒸気
である主蒸気とされて後述するタービン発電機システム
２０に供給される。タービン発電機システムからの排気
は一部ボイラに戻され、一段再熱器１０８、二段再熱器
１０９で過熱されて再熱蒸気として再びタービン発電機
システム２０に供給される。バーナ１１０の供給する熱
量はエバポレータで水を蒸気に変え、過熱器で蒸気を過
熱蒸気にするために使用されるとともに、一部は排出ガ
スとともに煙突から空気中に逃げる。煙突から排出され
るガスの一部はガス再循環フアン１１４によつてボイラ
に戻される。蒸気温度を目標値に制御する方法として
は、一段スプレ調節弁１１２で一段減温器１０４に注水
するスプレ水量を調節して二次過熱器１０５入口温度を
変え、同出口温度を目標値に制御する。同様に二段スプ
レ調節弁１１３で二段減温器１０６に注水するスプレ水
量を調節して三次過熱器１０７入口温度を変え、同出口
温度である主蒸気温度を目標値に制御する。しかし、ス
プレ制御は貫流ボイラの場合、主蒸気温度に対して一時
的にしか作用しないため最終的には、燃料調節弁１１１
で燃料量を変えて主蒸気温度を目標値に制御する。第２
図は燃料流量を操作量とする主蒸気温度制御装置の例で
ある。再熱蒸気温度は、ガス再循環フアン入口ダンパ１
１５を調節して再循環ガス量を変え、燃焼ガス温度を変
えて、再熱器への伝熱量を調節、再熱蒸気温度を目標値
に制御する。又、ガスパスダンパ１１７と１１８を調節
して一次過熱器１０３と一段再熱器１０８へのガス分配
比を変え、再熱器への伝熱量を調節して再熱蒸気温度を
目標値に制御する方法もある。ガス再循環フアン入口ダ
ンパ１１５，ガスパスダンパ１１７と１１８は、コント
ロール・ドライブ１１６，１１９，１２０により開閉さ
れる。

タービン発電機システム２０は、タービン制御弁２０
１、高圧タービン２０２、中・低圧タービン２０３およ
びタービンロータに直結された発電機２０４より構成さ
れる。制御弁２０１の開度に応じた量の主蒸気が高圧タ
ービン２０２、およびボイラ再熱器を通つて中・低圧タ
ービン２０３に供給され、発電機２０４を回転させる。

主蒸気温度制御装置３０は、ボイラの発生する主蒸気温
度を負荷変化等の外乱に対しても影響されないようにし
て一定に維持する。又、プラントの起動の際には、主蒸
気温度を所定の昇温カーブに従つて正しく昇温してゆ
く。第２図の主蒸気温度制御装置３０は、主蒸気温度を
燃料流量により制御する方式を示している。演算ブロツ
ク３０１は、三次過熱器の計算モデルを内蔵しており、
後述するカルマンフイルターとして知られる手法を利用
してモデルの精度を向上させている。演算ブロツク３０
１では、主蒸気温度の実測値と推定値とからモデルを修
正するとともに所定時間後の主蒸気温度の予測値を導出
する。主蒸気温度予測値は、主蒸気温度目標値演算ブロ
ツク３０３で発電量指令から決まる所定時間後の目標値
と減算器３０２で比較され、その差が比例・積分演算ブ
ロツク３０４へ与えられる。比例・積分演算ブロツク３
０４の出力は、加算器３０６に与えられ、燃料プログラ
ム設定演算ブロツク３０５で発電量指令から決まる燃料
要求信号に加えられ、主蒸気温度に誤差が出なくなるよ
うに燃料要求信号を修正する。

第３図は、カルマンフイルターの考え方を利用してプラ
ントのモデルを構成できることを示したもので、状態変
数の推移を正確に予測できる効用があつた。この場合、
プラント動特性の推定値の誤差を修正する機能も有して
いる。

3010は、モデルを構成されるべき対象プラントであり、
第２図の例では三次過熱器が相当する。この動特性は次
の状態推移方程式で表わされるものとする。

Ｘ（ｉ＋１）＝Φ(i)・Ｘ(i)＋Ｈ(i)・ｕ(i) …(1) ここに、 Ｘ(i)：ｎ次元状態ベクトルのｉ時点での値。

Φ(i)：ｎ×ｎ次元状態推移行列。

Ｈ(i)：ｎ×ｒ次元駆動行列。

ｕ(i)：システムノイズを表わすｒ次元の確率変数ベク トル。

ノイズベクトルｕ(i)は、白色ランダム系列、すなわち
平均値と分散とが次のように与えられるものと仮定す
る。

ここに、 Ｕ：ｒ×ｒ元正定値行列 ｛ ｝′：転置 3011は、測定器であり次のような観測方程式を持つもの
とする。

Ｙ(i)＝Ｃ(i)・Ｘ(i)＋Ｗ(i) ………(4) ここに、 Ｙ(i)：ｍ次元観測ベクトル Ｃ(i)：ｍ×ｎ元観測行列 Ｗ(i)：ｍ次元観測ノイズベクトル 観測ノイズベクトルＷ(i)も白色ランダム系列であり、
前記(2)，(3)式で示したものと同様の性質を持つものと
する。また、観測ノイズベクトルＷ(i)はシステムノイ
ズベクトルｕ(i)及び初期値ベクトルＸ(o)と独立である
ものと仮定する。ノイズベクトルｕ(i)は別な言い方を
すればシステムに作用する各種の外乱である。

3012はプラントの数式モデルであり、状態推移方程式は
上記(1)式にて表現されるものである。ここで状態推移
行列Φ(i)に状態ベクトルＸ(i)の最尤推定量 駆動行列Ｈ(i)にノイズベクトルｕ(i)を作用させ、次の
数学的演算を行なわせるものが、いわゆるカルマンフイ
ルターである。

ここに、ｅは誤差ベクトル、 はモデルの推定量である。

Ｐ(i)＝｛Ｍ^−１(i)＋Ｃ′(i)Ｗ^−１Ｃ(i)｝^−１ …
(7) Ｍ(i)＝Φ（ｉ−１）・Ｐ（ｉ−１）・Φ′（ｉ−１） ＋Ｈ（ｉ−１）・Ｕ（ｉ−１）・Ｈ′（ｉ −１）…(8) 3013，3014は上記(5)式を計算するための誤差分散、お
よび観測行列である。観測行列3014のＣ(i)と測定器301
1の観測行列Ｃ(i)とは同一である。

3015はプラントの数式モデルである。このモデルは、モ
デル3012と本質的に同一であるが、現時点(i)における
最尤推定量 に代えて、ｊサンプリング先における最尤予測値 を出力するものとされる。即ち ここに、 であり、その他の条件は前述のカルマンフイルターとし
ての演算と同様である。

3016はモデル修正機能であり、カルマンフイルターとし
て知られる数学的手法を利用してプラントを制御する
際、より精度のよい制御を行なうため、常時モデルを修
正するためのものである。モデル修正方法としては、色
々と考えられているが、最もモデル化の際に誤差を伴い
やすいものに着目して、これを修正するのが良い。例え
ば、ボイラシステムについて考えると、状態推移行列Φ
(i)中の各種の熱伝達率αを次のように積分演算で修正
するものとする。

α＝∫Ｋｅ(i)ｄｔ ……(12) ここに、Ｋ：修正速度を決めるパラメータ 次に、上記カルマンフイルターの考え方を、主蒸気温度
の予測への適用について説明する。

第４図は、モデルを簡易化するため、三次過熱器を一つ
の集中定数と考えたときの、三次過熱器の簡易化された
構造図である。過熱器管内を主蒸気が流れ、管外を燃焼
ガスが流れる。ここで次式が成立する。

エネルギー保存則より ここに、 Ｖ_S3SH：三次過熱器内部流体の容積 γ_S3SH：三次過熱器内部流体の比重量 Ｈ_S3SH：三次過熱器内部流体のエンタルピ Ｆ_S3SH：三次過熱器内部流体の流量 θ_S3SH：三次過熱器出口内部流体の温度 θ_m3SH：三次過熱器メタル平均温度 Ａ_S3SH：三次過熱器伝熱面積 α_mS3SH：三次過熱器メタルから内部流体への熱伝達率 ＝α_mS3SH,r（Ｆ_S3SH／Ｆ_S3SH,r）^0.8 …(1
4) α_mS3SH,r：定格状態におけるメタルから内部流体への 熱伝達率 Ｆ_S3SH,r：定格状態における三次過熱器内部流体の流量 Ｈ_S2SH：三次過熱器入口内部流体のエンタルピ 一方、三次過熱器管のメタルに対してもエネルギー保存
則より次式が成立する。

ここに Ｍ_m3SH：三次過熱器メタルの重量 Ｃ_m3SH：三次過熱器メタルの比熱 θ_g3SH：三次過熱器外部ガス温度 α_gm3SH：三次過熱器外部ガスからメタルへの熱伝達率 ＝α_gm3SH,r（Ｆ_gBF／Ｆ_gBF,r）^0.6 …(16) α_gm3SH,r：定格状態におけるガスからメタルへの 熱伝達率 Ｆ_gBF：ボイラガス流量 Ｆ_gBF,r：ボイラ定格ガス流量 また、三次過熱器ガス温度θ_g3SHは、 ここに Ｈ_Ｕ：燃料発熱量 Ｆ_ｆ：燃料流量 Ｈ_ａ：空気エンタルピ Ｆ_ａ：空気流量 Ｈ_grf：再循環ガスエンタルピ Ｆ_grf：再循環ガス流量 Ｃ_pg ：ガス比熱 Ｋ_１，Ｋ_２：定数 ここで、定圧比熱をＣ_Ｐ＝｛∂Ｈ／∂θ｝_Ｐとおき、(1
3)式を整理すると次式となる。

ここに、 Ｘ_１＝θ_S3SH Ｘ_２＝θ_m3SH ｕ_１＝θ_S2SH Ａ₁₁＝−｛Ｃ_ＰＦ_Ｓ ＋Ａ_S3SHα_mS3SH,r（Ｆ_S3SH／Ｆ_S3SH,r）^0.8｝ ／（Ｖ_S3SH・γ_S3SH・Ｃ_Ｐ） Ａ₁₂＝Ａ_S3SH・α_mS3SH,r（Ｆ_S3SH／Ｆ_S3SH,r）^0.8 ／（Ｖ_S3SH・γ_S3SH・Ｃ_Ｐ） Ｂ₁₁＝Ｃ_ＰＦ_S3SH／（Ｖ_S3SH・γ_S3SH・Ｃ_Ｐ） (15)式も同様に一般化すると、次式となる。

ここに、 ｕ_２＝θ_g3SH Ａ₂₁＝Ａ_S3SH・α_mS3SH,r（Ｆ_S3SH／Ｆ_S3SH,r）^0.8 ／（Ｍ_m3SHＣ_m3SH） Ａ₂₂＝−｛Ａ_S3SH・α_gm3SH,r（Ｆ_gBF／Ｆ_gBF,r）^0.6 ＋Ａ_S3SH・α_mS3SH,r（Ｆ_S3SH／Ｆ_S3SH,r）^0.8｝ ／（Ｍ_m3SHＣ_m3SH） Ｂ₂₂＝Ａ_S3SH・α_gm3SH,r（Ｆ_gBF／Ｆ_gBF,r）^0.6 ／（Ｍ_m3SHＣ_m3SH） (18)，(19)式が三次過熱器の特性を示す状態方程式であ
る。また、三次過熱器ガス温度θ_g3SHは、前述した経験
式(17)式を使用する。

三次過熱器の状態推移方程式を前述したように Ｘ（ｉ＋１）＝Φ(i)Ｘ(i)＋Ｈ(i)ｕ(i) …(20) で示すと、状態推移行列Φ(t)及び駆動行列Ｈ(t)は、次
式で示される。

(20)式に(18)，(19)式を代入し解くと、 ここに、 λ_１，λ_２：〔ＳＩ−Ａ〕の固有値 ＝（Ａ₁₁＋Ａ₂₂±Ｄ）／２ Ｄ＝√（Ａ₁₁＋Ａ₂₂）^２−４（Ａ₁₁・Ａ₂₂−Ａ₁₂・Ａ₂₁ Δｔ＝ｔ−ｔ_０：サンプリング周期………(24) となり、これらを(5)〜(8)式に導入することによりカル
マンフイルターを構成することができる。

このように、ボイラシステムをカルマンフイルターで数
式モデル化して主蒸気温度の予測値を計算することによ
り、負荷変化等の外乱に対する主蒸気温度の変動をいち
速く捕えることができる。それにより、燃料流量を先行
的に修正して主蒸気温度の変動を小さく抑えることがで
き、制御性能の向上という面で一定の成果を得ている。

しかし、下記の問題点がある。

１．外乱に対する主蒸気温度の変動を制御モデルで予測
することにより、主蒸気温度の制御性向上をはかつてい
るが、予測制御を最適に動作させるためには、予測時間
と制御ゲインを最適に調整する必要がある。しかも、プ
ラント特性は運転状態によつて大巾に変化するため、予
測時間と制御ゲインもプラント特性に合わせて変える必
要がある。しかし、予測時間と制御ゲインに関する確立
された方法は未だ無く、試行錯誤で決定しているため、
必らずしも最適に調整されているとは言えない。前記公
知例で述べられている制御ゲインの適応修正に関する方
法は、予測の効果が考慮されておらず、予測時間との関
係において不充分である。

２．外乱は時々刻々変化しており、予測時間中は外乱は
一定と仮定して予測する前記方式では、予測値に誤差を
含み、外乱を完全に補償することができない。特に、プ
ラント運転方法におけるＡＦＣ運用時に見られるような
速い周期の外乱に対して、制御性の向上が望めない。

〔発明の目的〕

本発明の目的は、外乱及び外乱の変化の影響を排除し
て、熱交換器出口の蒸気温度を迅速に目標値に収束させ
るための蒸気温度制御装置及び制御方法を提供すること
にある。

〔発明の概要〕

火力発電ボイラの熱交換器は、第４図に示されるよう
に、その入出力関係を熱力学的立場から考察すると、流
入する蒸気の熱量と燃焼ガスから管への伝熱量を入力と
して、静的には両者の和の熱量を持つた蒸気を出力す
る。又、負荷変化等の外乱は、入口蒸気温度・圧力・流
量の変化、および燃焼ガス温度・流量の変化となつて生
じるが、上記見地から見れば、それらは熱交換器への流
入蒸気の熱量変化、および燃焼ガスから管への伝熱量変
化と見ることができる。

本発明は、負荷変化等の外乱を熱交換器への入力である
流入蒸気熱量の変化、および燃焼ガスから管への伝熱量
の変化として捕え、その外乱を打消すように流入蒸気の
熱量、又は燃焼ガスから管への伝熱量、又はその両者を
制御する。これにより、外乱の影響が熱交換器のダイナ
ミクスを経て、出口蒸気温度の変動として生じる前に、
速やかに外乱を打消すことができ、蒸気温度変動の小さ
い、制御性の良い装置が実現できる。

〔発明の実施例〕

上記方式を実現する上で検討すべきことは次の３点であ
る。

１．熱交換器における燃焼ガスから管への伝熱量は、直
接計測する手段が無い。流入蒸気の熱量は、計測された
入口蒸気温度・圧力および流量から次式で計算される。

Ｈ_Si＝ｆ_Ｓ（Ｐ_Si，Ｔ_Si） …(25) Ｑ_Si＝Ｆ_Si・Ｈ_Si ……(26) ここに、 Ｔ_Si：入口蒸気温度 Ｐ_Si：入口蒸気圧力 Ｈ_Si：入口蒸気エンタルピ ｆ_Ｓ：蒸気表 Ｆ_Si：流入蒸気流量 Ｑ_Si：流入蒸気の熱量 ２．外乱を打消す操作は速ければ速い程良く、遅いと外
乱を完全に打消すことができず、過渡的に出口蒸気温度
に変動を生じる。それゆえ、流入蒸気の熱量、又は燃焼
ガスから管への伝熱量を制御する上での制御性が問題と
なる。

３．プラント起動時や負荷変化時のように、熱交換器出
口蒸気流量・圧力・温度のそれぞれの目標値の内、一つ
以上の変数目標値が変化する場合、それに従つて出口蒸
気熱量目標値を変化させる必要がある。その場合、(2
5)，(26)式と同様に出口蒸気流量・圧力および温度目標
値から出口蒸気熱量目標値を静的に求め、入熱の総和を
単に目標値に追従するよう制御しただけでは、制御の遅
れ、熱交換器のダイナミクスによる遅れのため、出口蒸
気の熱量と目標値の間に過渡的に偏差を生じ、出口蒸気
温度も目標値との間に過渡的に偏差を生じる。

本発明では、上記３点についてそれぞれ次のようにして
解決した。

１．熱交換器における燃焼ガスから管への伝熱量は、前
記従来技術に示したような数学的手法により熱交換器の
制御モデルを構成、このモデルを使用して燃焼ガスから
管への伝熱量を推定する手法を用いた。詳しくは実施例
で述べる。

２．流入蒸気の熱量は、実施例に示す通り、熱交換器入
口に設置された減温器への注水量を調節することにより
制御でき、制御上の遅れは、ほぼスプレ調節弁の開閉時
間で決まり、その応答性は数秒と速い。

燃焼ガスから管への伝熱量は、実施例に示す通り、燃料
流量又は再循環ガス流量を調節し、燃焼ガス温度・流量
を変えることにより制御できる。燃焼ガスから管への伝
熱量は、燃焼ガス温度と管メタル温度との温度差に比例
し次式で表わされる。

Ｑ_Gm＝Ａ_ｍ・α_gm・（θ_ｇ−θ_ｍ） …(27) ここに、 Ｑ_Gm：燃焼ガスから管への伝熱量 Ａ_ｍ：熱交換器伝熱面積 α_gm：燃焼ガスから管への熱伝達率 θ_ｇ：燃焼ガス温度 θ_ｍ：平均メタル温度 第４図に燃料流量変化に対する各変数の動特性を示す。
燃料流量の特性は、調節弁の特性で決まり、燃焼ガス温
度は、燃料流量に対しほぼ同位相で変化するため、燃焼
ガス温度の遅れは、燃料調節弁の特性に左右される。一
方、管メタル温度の特性は、管から蒸気への熱伝達率
が、ガスから管への熱伝達率に比較して、１０倍近く大
きいため、蒸気温度の特性に近く、その遅れは大きい。
それゆえ、燃焼ガスから管への伝熱量は、(27)式より燃
焼ガス温度の変化と同位相である。結果として、制御上
の遅れは、燃料調節弁の開閉時間で決まり、その応答性
は数秒と速い。再循環ガス流量を調節する場合も同様
に、制御上の遅れは、操作端の遅れに左右される。再循
環ガス流量をガス再循環フアン入口に設置されたダンパ
を開閉して調節する方式では、ダンパを開閉させるコン
トロール・ドライブの遅れで、制御上の遅れが決まり、
その応答性は、数秒〜＋数秒で速い。

以上より、流入蒸気の熱量、又は燃焼ガスから管への伝
熱量を制御する上での制御性に、問題は無く良好な制御
が可能である。

３．プラント起動時や負荷変化時に生じる。出口蒸気の
熱量と目標値との間の過渡的偏差を小さくする方法とし
て、本発明では、出口蒸気温度と出口蒸気温度目標値と
の偏差により、出口蒸気熱量目標値を補正する方式、お
よび従来技術で述べた数学的手法により、熱交換器の制
御モデルを用いて出口蒸気温度の予測値を計算、予測値
と目標値の偏差により出口蒸気熱量目標値を補正する方
式を提案する。又本方式は、制御モデルの誤差による伝
熱量の推定誤差が出口蒸気温度にもたらす定常偏差をも
無くすのに有効である。

第１図に本発明の１実施例を示す。この実施例は、本発
明を火力発電プラントの主蒸気温度制御装置に適用した
場合の実施例である。本制御装置は、一定負荷時のみな
らず、起動時・負荷変化時においても、主蒸気温度を目
標値に追従させることを目的として、燃料流量を最適に
調整するものである。

第１図において、１０はボイラシステム、２０はタービ
ン発電機システムであり、前述した通りである。４０は
主蒸気温度制御装置で、以下に示す演算を行う。演算ブ
ロツク４０１は、第２図演算ブロツク３０１と同様、三
次過熱器の計算モデルを内蔵しており、カルマンフイル
ターとして知られる手法を利用してモデルの精度を向上
させている。即ち、第３図に示すカルマンフイルターの
構成に基づき、カルマンフイルターの数学的演算(5)〜
(8)式を実行する。又、その演算の中で使用される、対
象プラントとなる三次過熱器の動特性を表す状態推移方
程式(1)式は、従来技術で述べた数学的手法(13)〜(24)
式で求められる。演算ブロツク４０１と従来技術である
第２図演算ブロツク３０１との相異点は、上記カルマン
フイルターの数学的演算により推定される三次過熱器の
状態ベクトル と入力ベクトルｕをもとに、三次過熱器における燃焼ガ
スから管への伝熱量を推定する演算式が追加されている
点である。即ち、三次過熱器における燃焼ガスから管へ
の伝熱量は次式で表わされる。

Ｑ_gm2SH＝Ａ_g3SHα_gm3SH（θ_g3SH−θ_m3SH）…(28) ここに、 Ｑ_gm3SH：三次過熱器における燃焼ガスから管への 伝熱量 Ａ_S3SH：三次過熱器伝熱面積 α_gm3SH：三次過熱器燃焼ガスから管への熱伝達率＝ α_gm3SH,r（Ｆ_gBF／Ｆ_gBF,r）^0.6 …(2
9) α_gm3SH,r：定格状態におけるガスから管への熱 伝達率 Ｆ_gBF：ボイラガス流量 Ｆ_gBF,r：ボイラ定格ガス流量 θ_g3SH：三次過熱器燃焼ガス温度 θ_m3SH：三次過熱器管メタル平均温度 (28)式を状態ベクトル と入力ベクトルｕ_２を用いて表わすと次式となる。

ここに、 演算ブロツク４０１は、演算ブロツク３０１に対し、演
算式(30)が追加され、三次過熱器における燃焼ガスから
管への伝熱量 が推定される。

演算ブロツク４０２は、三次過熱器入口蒸気温度・圧力
・流量から(25)，(26)式の演算を行い、三次過熱器流入
蒸気の熱量Ｑ_Si3SHを計算する。伝熱量 と入熱Ｑ_Si3SHは、加算器４０３で加算されて三次過熱
器総入熱 となる。一方、演算ブロツク４０４で発電量指令で決ま
る主蒸気温度目標値が計算され、演算ブロツク４０５に
入力される。演算ブロツク４０５は、主蒸気温度目標
値，主蒸気圧力・流量より、(25)，(26)式の演算を行
い、三次過熱器出口熱量目標値Ｑ^＊ _To3SHを計算する。
出口熱量目標値Ｑ^＊ _To3SHは、後述する補正が加えら
れ、減算器４０６で総入熱 と比較され、その差が演算ブロツク４０７へ与えられ
る。演算ブロツク４０７は、その出力が演算ブロツク４
０８で計算される発電量指令から決まる燃料要求信号に
加算器４０９で加算され、出口熱量目標値と総入熱との
偏差が無くなるように、燃料要求信号を修正する。次に
出口熱量目標値の修正方法について述べる。選択器４１
０では、主蒸気温度計測値および演算ブロツク４０１で
計算される主蒸気温度予測値を入力として、選択された
信号を出力する。選択器４１０の出力は、減算器４１１
で主蒸気温度目標値と比較され、その偏差が演算ブロツ
ク４１２へ与えられる。演算ブロツク４１２は、その出
力が加算器４１３で出口熱量目標値に加算され、選択器
４１０で選択された主蒸気温度計測値又は予測値と、主
蒸気温度目標値との偏差が無くなるように、出口熱量目
標値を修正する。

本実施例によれば、三次過熱器の計算モデルを内蔵し、
直接計測不可能な燃焼ガスから管への伝熱量を推定する
ことにより、負荷変化等の外乱を三次過熱器への入力で
ある流入蒸気熱量の変化、および燃焼ガスから管への伝
熱量の変化として捕え、その外乱を打消すように燃料を
調節して伝熱量を制御する。これにより外乱の影響が三
次過熱器のダイナミクスを経て、主蒸気温度の変動とし
て生じる前に、速やかに外乱を打消すことができ、蒸気
温度変動の小さい、制御性の良い装置が実現できる。
又、プラント起動時や負荷変化時のように、主蒸気温度
・流量・圧力の目標値が変化する場合、それに常つて出
口蒸気熱量目標値も変化し、総入熱が偏差無く目標値に
追従したとしても、過熱器のダイナミクスによる遅れの
ため、出口蒸気温度に過渡的に若干偏差を生じる。又、
モデル該差等による伝熱量の推定誤差により、主蒸気温
度に若干オフセツトを生じる。本実施例によれば、上記
主蒸気温度の偏差を、出口熱量目標値を主蒸気温度計測
値又は予測値と目標値との偏差で修正することにより、
小さく抑える、又は無くすことができる。この場合、主
蒸気温度の計測値を用いるか、予測値を用いるかは、効
果の大きい方を、選択器で選択して用いる。通常、予測
値を用いる方が効果が大きい。

第５図は本発明の他の実施例を示す。第１図と相違点
は、主蒸気温度の制御を燃料流量に代えて、三次過熱器
入口に設置された減温器に注水するスプレ水量を調節し
て行う点である。

５０は主蒸気温度制御装置で、演算ブロツク５０１〜５
０７，５０９〜５１３は、第１図演算ブロツク４０１〜
４０７，４０９〜４１３にそれぞれ対応し、機能的に同
等である。第１図との相違点は、演算ブロツク４０８が
燃料要求信号を出力するのに対し、演算ブロツク５０８
は、発電量指令で決まる二段スプレ水量要求信号を出力
する点である。本状施例では、外乱に対してそれを打消
すようにスプレ水量を調節して流入蒸気の熱量を制御す
る。

本実施例においても、前記実施例と同等の制御性向上が
はかれる。

第６図は本発明の他の実施例を示す。前記２つの実施例
との相違点は、本発明を再熱蒸気温度制御に適用した点
である。三次過熱器に代えて二段再熱器の計算モデルを
内蔵し、二段再熱器における燃焼ガスから管への伝熱量
を推定、二段再熱器における総入熱が出口蒸気熱量目標
値に一致するように、再循環ガス流量を調節する。

第６図において、６０は再熱蒸気温度制御装置で、基本
的な機能は第１図４０と等しい。

演算ブロツク６０１で用いる二段再熱器の動特性を表す
状態推移方程式(1)式は、従来技術で述べた三次過熱器
の特性式(13)〜(24)式と基本的に同等であり、(13)〜(2
4)式においてサフイツクスを３ＳＨから２ＲＨに代える
ことにより求まる。以下、詳細な説明は省略する。

本実施例によれば、負荷変化等の外乱を二段再熱器への
入力である流入蒸気熱量の変化、および燃焼ガスから管
への伝熱量の変化として捕え、その外乱を打消すように
再循環ガス流量を調節して伝熱量を制御する。これによ
り外乱の影響が二段再熱器のダイナミクスを経て、再熱
蒸気温度の変動として生じる前に、速やかに外乱を打消
すことができ、蒸気温度変動の小さい、制御性の良い装
置が実現できる。

第７図は本実施例の効果を説明する波形図であり、火力
プラントにおけるＡＦＣ運用を含む負荷変化時の蒸気温
度制御の例を示す。図で、点線が従来方式による制御結
果の波形、実線が本発明の実施例による制御結果の波形
であり、明らかに本発明の実施例の方が良い制御結果を
得ている。又、従来方式では蒸気温度偏差が両者とも制
限範囲を若干越えており、負荷変化中のＡＦＣ運用は難
しいと考えられていたが、本発明では図から明らかなよ
うに蒸気温度偏差が余裕を持つて制限範囲に入つてお
り、ＡＦＣ運用が可能である。

第８図は本発明の他の実施例を示す。第６図との相違点
は、再熱蒸気温度の制御を再循環ガス流量に代えて、ボ
イラ煙道に設置されたガスパスダンパを調節して行う点
である。

７０は再熱蒸気温度制御装置で、演算ブロツク７０１〜
７０７，７０９〜７１３は、第６図演算ブロツク６０１
〜６０７，６０９〜６１３にそれぞれ対応し、機能的で
同等である。第６図との相違点は、演算ブロツク６０８
がガス再循環流量要求信号を出力するのに対し、演算ブ
ロツク７０８は、発電量指令で決まるガスパスダンパ開
度指令を出力し、演算ブロツク７１４は、再熱器側と過
熱器側のダンパ開度の分配比を決定する点である。

本実施例では、外乱に対してそれを打消すようにガスパ
スダンパを調節して、一段再熱器における伝熱量を変え
て二段再熱器に流入する蒸気の熱量を制御する。本実施
例では、ガスパスダンパによる外乱を打消す操作が、一
段再熱器を経由して行なわれるため、制御性が前記実施
例に比較して低下する。そのため、第６図の実施例と組
合せた次の実施例が望ましい。

第９図は、実施例第６図と第８図を組合せた実施例を示
す。再熱蒸気温度を、再循環ガス流量とガスパスダンパ
で制御する。

８０は、再熱蒸気温度制御装置で、演算ブロツク８０１
〜８１３は、第６図演算ブロツク６０１〜６１３と、演
算ブロツク８１４〜８１７は、第８図演算ブロツク７０
７〜７０９，７１４にそれぞれ対応し、機能的に同等で
ある。

本実施例では、外乱に対してそれを打消すように再循環
ガス流量を調節して燃焼ガスから管への伝熱量を制御す
ると共に、ガスパスダンパを調節して一段再熱器への伝
熱量を変えて、二段再熱器に流入する蒸気の熱量を制御
する。

本実施例によれば、ボイラ排ガスに含まれる窒素酸化物
（ＮＯｘ）を規制値内に抑えるのに必要な再循環ガス流
量の制限値内で、再循環ガス流量を調節し、再循環ガス
流量が制限値に拘束された場合でもガスパスダンパによ
り、良好な再熱蒸気温度制御が可能となる。

〔発明の効果〕 本発明によれば、蒸気温度制御に対する外乱及び外乱の
変化の影響を速やかに打ち消し、主蒸気温度，再熱蒸気
温度の制御性が向上できるので、負荷応答性の良い制御
が可能となり、負荷変化率を大きくとれる。又、燃料流
量・再循環ガス流量等を最適に調節でき、ボイラ効率の
良い運転が可能となる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明を主蒸気温度制御装置に適用したときの
制御ブロツク図である。第２図は従来方式による主蒸気
温度制御装置の制御ブロツク図である。第３図はカルマ
ンフイルターの考え方を利用して、プラントのモデルを
構成し、且つ修正する基本概念を説明するブロツク図で
ある。第４図は三次過熱器の簡易化された構造図であ
る。第５図は本発明を二段スプレ調節弁を操作端とする
主蒸気温度制御装置に適用した時の制御ブロツク図であ
る。第６図は本発明を再循環ガス流量を操作量とする再
熱蒸気温度制御装置に適用した時の制御ブロツク図であ
る。第７図は第６図の実施例の効果を説明する波形図で
ある。第８図は本発明をガスパスダンパを操作端とする
再熱蒸気温度制御装置に適用した時の制御ブロツク図で
ある。第９図は本発明を再循環ガス流量とガスパスダン
パを操作量或いは操作端とする再熱蒸気温度制御装置に
適用した時の制御ブロツク図である。 １０……ボイラシステム、２０……タービン発電機シス
テム、３０，４０，５０……主蒸気温度制御装置、６
０，７０，８０……再熱蒸気温度制御装置。

Claims (8)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】蒸気を燃焼ガスを用いて加熱する熱交換器
   を備えた火力発電ボイラの蒸気温度制御装置であって、 前記燃焼ガスが前記熱交換器へ伝達する伝熱量を推定す
   るモデルを用いて前記伝熱量を推定する推定手段と、 前記熱交換器に流入する蒸気の蒸気入熱量を演算する演
   算手段と、 前記推定手段により求められた伝熱量と前記演算手段に
   より求められた蒸気入熱量に基づいて前記熱交換器にお
   ける熱交換器総入熱量を求める手段と、 発電量の指令値に基づいて前記熱交換器出口の蒸気熱量
   目標値を演算する目標値演算手段と、 前記熱交換器総入熱量が、前記目標値に等しくなるよう
   に前記蒸気入熱量を制御する蒸気入熱量制御手段及び前
   記伝熱量を制御する伝熱量制御手段の少なくとも１つ、 とを具備したことを特徴とする火力発電ボイラの蒸気温
   度制御装置。
2. 【請求項２】特許請求の範囲第１項記載の火力発電ボイ
   ラの蒸気温度制御装置において、前記熱交換器は、高圧
   タービンに供給する蒸気を加熱する過熱器であることを
   特徴とする火力発電ボイラの蒸気温度制御装置。
3. 【請求項３】特許請求の範囲第２項記載の火力発電ボイ
   ラの蒸気温度制御装置において、前記蒸気入熱量制御手
   段は、前記過熱器入口の蒸気温度を減温するスプレ水の
   水量を調節する手段であることを特徴とする火力発電ボ
   イラの蒸気温度制御装置。
4. 【請求項４】特許請求の範囲第１項記載の火力発電ボイ
   ラの蒸気温度制御装置において、前記熱交換器は、中・
   低圧タービンに供給する蒸気を加熱する再熱器であるこ
   とを特徴とする火力発電ボイラの蒸気温度制御装置。
5. 【請求項５】特許請求の範囲第４項記載の火力発電ボイ
   ラの蒸気温度制御装置において、前記蒸気入熱量制御手
   段は、前記再熱器入口の蒸気温度を減温するスプレ水の
   水量を調節する手段であることを特徴とする火力発電ボ
   イラの蒸気温度制御装置。
6. 【請求項６】特許請求の範囲第４項又は第５項記載の火
   力発電ボイラの蒸気温度制御装置において、前記伝熱量
   制御手段は、前記再熱器の近傍を流れる燃焼ガスの流量
   を調節する手段であることを特徴とする火力発電ボイラ
   の蒸気温度制御装置。
7. 【請求項７】特許請求の範囲第１項乃至第５項のいずれ
   かに記載の火力発電ボイラの蒸気温度制御装置におい
   て、前記伝熱量制御手段は、前記ボイラに供給される燃
   料量を調節する手段であることを特徴とする火力発電ボ
   イラの蒸気温度制御装置。
8. 【請求項８】蒸気を燃焼ガスを用いて加熱する熱交換器
   を備えた火力発電ボイラの蒸気温度を制御する方法であ
   って、 前記熱交換器に流入する蒸気の蒸気入熱量と前記燃焼ガ
   スから前記熱交換器へ伝達する伝熱量との和を求め、 この和が、前記熱交換器出口の蒸気温度の計測値又は予
   測値と発電量指令値によって定まる前記熱交換器出口の
   蒸気温度の目標値との差に基づいて補正された前記熱交
   換器出口の蒸気熱量目標値と略等しくなるように、 前記蒸気入熱量及び前記伝熱量の少なくとも１つを制御
   することを特徴とする火力発電ボイラの蒸気温度制御方
   法。