JPS61180829A - 燃焼制御方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

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
ＮＯｘ、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〕

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ＮＯｘ化、燃焼の安定化を図υ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ＮＯｘ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った。この理由は、炉内で生成す
るＮ　Ｏｘ量を正確に計測する技術がない為、炉内のＮ
　Ｏｘ量を制御する為の燃料及び空気の操作量が決定で
きなかったからである。従って、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ＮＯｘの性状変化や給炭変動があるプラントでは
、ＮＯｘの制御は不可能であった。

また燃焼安定性については、従来は、炉頂覗き窓に取シ
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太きい
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、ＮＯｘ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
御は不可能であった。

〔発明の目的〕

不発明の目的は、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Ｎ　Ｏｘや灰中未燃分
等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、バーナ出口近傍における火炎画像の形状とボ
イラ火炉内のＮＯｘ生成量、灰中未燃分、燃焼効率およ
び燃焼安定性との相関関係に着眼し、該火炎画像の形状
から火炉内の１つまたは２つ以上の各領域におけるＮＯ
ｘ生成量、灰中未燃分、燃焼効率及び燃焼安定性の何れ
か１つまたは２つ以上を推定し、上記各推定値が予め定
められた制約条件を満すように１つまたは２つ以上の各
領域における燃料流量及び空気流量配分を試行的に変更
し、それに対するボイラ熱効率を火炉伝熱及び流動モデ
ル管用いて推定し、該熱効率ができるだけ大きくなる点
の燃料流量及びを気流量配分を操作量の目標値とし、燃
焼ガス温度を燃焼ガスの輝度情報に基づいて推定し、該
推定値及び水壁メタル温度と水壁出口流体温度計測値を
用いて前記火炉伝熱及び流動モデルを修正することに特
徴がある。

〔発明の笑施例〕

以ｉ本発明の詳細な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ｌ！ヲ第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、フィーダ４及び駆動用モータ３に
よシミル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次空気ファン１
２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、バイパス系があシ
、ダンパ１０によシ１次空気の温度が制御される仕組に
なっている。又、燃焼に必要な合計空気量セダンパフで
、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υ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１
．過熱蒸気の断熱膨張によシ回転し、発電機１７によっ
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、ガス再循環ファン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
切に制御する必要かめる。第３図に、従来から使用され
て来ている火カプラント自鯛制御系の概略図を示す。以
下、本図に従っ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１０
００は、主蒸気圧力１１００が所定の値（定圧プラント
では一足値、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ック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２０の制御用として使用される一万、燃焼量デ
マンド３１００決定用とじずも使用される。主蒸気温度
補償ブロック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３１００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１２０
１の設定値として燃料流量制御系５００へ導かれ、フィ
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、空燃比補償ブロック
３００で排ガス０２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。仝気流量
制御系６００は、合計空気流１１２０２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プいので省略しである。

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、火炉缶前と缶径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ック４０００（２）段毎Ｎ
Ｏｘ推定機能ブロック４１００（８）段毎灰中未燃分推
定機能ブロック４２００（４）段毎燃焼診断機能ブロッ
ク４３００（５）燃焼ガス温度推定機能ブロック４４０
０（６）段毎燃料・空気配分計算ブロック４５００以下
、本図を用いて先ず本実施例の概要を述べる。

火炎画像計測ブロック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１３０
５１〜１３０５ｍを捉え、各々を２次元濃淡画像信号１
３０６１〜１３０６ｓに変換するものである。段毎Ｎ　
Ｏｘ推定機能ブロック４１００は、各バーナ段から火炉
出口に到るまで生成するＮＯｘをバーナ火炎情報１３０
５１〜１３０５ｓ　、給炭量１３００１〜１３００３．
１次空気量１３０１ｔ〜１３０１ｓ　、２次空気量１３
０２ｔ〜１３０２ｉ　％　３次空気量１３０３ｓ〜１３
０３ｇ　、アクタエア１３１０及び火炉出口ＮＯｘ　１
３０４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ック４２００は、２次元濃淡画
像信号１３０６．〜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（詳細に特敷昭５９
−１１０８３７号に述べた）。次に段毎燃焼診断機能ブ
ロック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１３０６ｚ〜１３０
６３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。前者について詳細に′ｉ、
％願昭５９−１８４６５７　に述べている。後者につい
ては％願昭５９−１７４９９８に述べている。燃焼ガス
温度推定機能ブロック４４００は、第４図（Ａ）に示し
た各領域の燃焼ガス輝度情報１３０Ｌ〜１３０６ｓに基
づいて、各領域の燃焼ガス温度推定値１４０２ｓ〜１４
０２ｓ　ｔ−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ック４５００は、要求さ
れた燃料量デマンド３１００に対して、火炉出口ＮＯｘ
　１３０４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チ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３３１１１〜３３１１ｇ、１次空気量目標値３３２
０１〜３３２０３．２次空気量目標値３３３０１〜３３
３０ｓ　、３次空気量目標値３３４０１〜３３４０ｇ及
びＮＯポートからのアフタエア量目標値３３５０を決定
する。この機能ブロックの中で上述した段毎Ｎ　Ｏｘ推
定機能ブロック４１００、段毎灰中未燃分推定機能ブロ
ック４２００の出力は、各々Ｎ　Ｏｘ及び未燃分に関す
る制約条件のチェックに用いられ、燃焼ガス温度推定機
能ブロック４４００の出力、水壁出口流体温度１３０８
、缶壁メタル温度１３０９ｔ〜１３０９ｓ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ック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、各機能ブロッ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ック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１３０５１〜１３０５ｓをイメージガイドＩＧ及び
イメージファイバＩＰを介して撮像装置ＩＴＶに導びき
、これをビデオ信号に変換し、アナログ−ディジタル変
換器Ａ／Ｄによシ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ＩＪＦＭに記憶され、２次元濃淡
画像信号１３０６１〜１３０６　ｓ　として第１図に示
す段毎ＮＯｘ推定機能７°ロツク４１００、段毎灰中未
燃分推定機能ブロック４２００、段毎燃焼診断機能ブロ
ック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シ、１５００Ｃ程度の温度に
耐える材料でイメージファイバＩＰ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５９−１５４
５８に述べた）。

第６図は、段毎Ｎ　Ｏｘ推定機能ブロック４１００の実
施例を示す。ＮＯｘ還元量推定モデル４１０１では段毎
のバーナ火炎情報１３０５１〜１３０５ｓ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Ｎ　Ｏｘ還元量４１０５１〜４１０
５ｇを推定するものである。この詳細については受付ム
１１−８４−１０４１　ｒ燃焼状態監視装置」に述べら
れている。次にバーナ単体ＮＯｘ推定モデル４１０２で
は、各段の給炭量１３００ｚ〜１３００ｓ及び１次空気
量１３０１ｔ〜１３０１３．２次空気量１３０２ｓ〜１
３０２ｇ、３次空気量１３０３１〜１３０３ｓ及びアフ
タエア１３１０からバーナ空気比４１０９１〜４１０９
ｓを求めバーナ単体ＮＯｘ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Ｎ　Ｏｘ還元量４１０５
ｔ〜４１０５ｇを差し引いてバーナ単体Ｎｏｗ濃度４１
０６　ｌ−４１０６ｇを推定する。段毎Ｎ　Ｏｘ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ＮＯｘ濃度に対し火炉内で
のＮＯｘ滞溜中の還元効果とＮＯポートからの空気投入
によるＮ　Ｏｘ再生効果を考慮したモデルに基づいて段
毎ＮＯｘ推定値１５０１ｚ〜１５０１ｓを計算する。火
炉Ｎ　Ｏｘ推定モデル４１０４では、段毎Ｎ　Ｏｘ推定
モデル４１０３で求め４１０８３で修正し段毎Ｎ　Ｏｘ
推定値１５０１ｔ　〜１５０１ｇを計算するものである
。上述段毎ＮＯｘ推定モデル４１０３と火炉ＮＯｘ推定
モデル４１０４の詳細については、特願昭５９−１１８
２９６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ック４５０
０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ェック部４５０１では、
定められた周期で燃料量デマンド３１００、段毎ＮＯｘ
推定値１４００１〜１４００ｇ、段毎未燃分推定＠１４
０１ｔ〜１４０１ｇ　、火炉出口排ガス濃度１３１１１
〜１３１１．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１．前回計算した段毎燃料配分指令
３３１０１〜３３１０ｓ、１次空気量目標値３３２０１
〜３３２０３．２次空気量目標値３３３０ｚ〜３３３０
ｍ　、３次空気目標値３３４０１〜３３４０ｓ及びアフ
タエア量目標値３３５０　（以上、４ａｌの指令及び目
標値を総括して量探索指令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。まず
、探索指令１６０１によシ最逼操作量探索部４５０２を
動作させ試行操作１６０２を段毎Ｎ　Ｏｘ予測モデル４
５０３、段毎未燃分予測モデル４５０４、火炉用ロ排ガ
１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ＮＯｘ予測値１’６０３ｓ〜
１６０３３、段毎未燃分子測値１６Ｇ４ｔ〜１６０４３
、火炉出口排ガス濃度予測値１６０５ｔ〜１６０５．、
火炉伝熱モデル出力１６０６１〜１６０６．を計算させ
る。次にこれらの計算値が運用面制約条件チェック部４
５０７で規定の制約条件を満足しているがどうかをチェ
ックさせ、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シ返す。条件を満足していれ
ば、熱効率計算部４５０８によシ火炉伝熱モデル出力１
６０６１〜１６０６．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
述の試行操作を繰シ返す。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ＮＯｘ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５６−８
０９３２　　ｒボイラの燃焼状態監視制御方法」によっ
て実現できる。

本手法によれば適宜、最適操作量と段毎Ｎ　Ｏｘ推定値
１４００１〜１４００３、最適操作量と段毎灰中未燃分
推定値１４０１１〜１４０１ｓ　、最適操作量と火炉出
口排ガス濃度１３１１１〜１３１１．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１４０２１〜１４０２１１、水壁
メタル温度できる。

第８図は、段毎燃料・空気配分計算機能ブロック４５０
０の他の実施例を示す。本例は、段毎ＮＯｘ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ェック部
４５０７で条件チェックを行う点が第７図に示した例と
異９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ッ
ク４５００の動作をフローチャ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ε１．１＝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εＬ以下の場合には、火炉出口ＮＯｘ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ェック部４５０１でチェックし、満
足されていれは前回の最適操作量を引き続き出力し、満
足されていなけれは、前回の操作量出力時に比べて上述
運用面の制約条件（例えは火炉出口Ｎ０ｘｆｌｋ度の上
限値など）に変更があったかどうかをチェックし、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（例えは火炉出口ＮＯｘ推定値が制
約条件を満さない場合には段毎Ｎ　Ｏｘ推定機能ブロッ
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
。セして、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。本図に示す最適操作量の探索アルゴリズ
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塩モデ
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ｆ＃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（Ｋｆ／８） Ｐ　：圧力（ＫＰａｌ ′ｒ　：温度（Ｃ） Ｈ：比エンタルピ、発熱量（ｋＪ／Ｖ４１Ｑ　：保有熱
量、伝熱量（ｋＪ／Ｓ） Ｕ　；熱流束（ｋＪ／　（ｓｏｍ”　ｌ　）ρ　：密度
（初／ｍ”　　） α　：対流熱伝達率（ｋＪ／（ｍ”、Ｃ，ｓ））β：フ
く射熱伝運率（ｋＪ／（ｍ”・（ｘ／１００）４・５）
）Ｃ：定圧比熱（ｋＪ／（幼、Ｃ）） Ｘ　：乾′ｆ！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法の通過率（−）λ　：流
路摩擦係数（−］ ｋ　：燃焼比率（−） ｇ　：重力加速度（ｍ／ｓ”） Ｒ：ガス定数（縁１ｍ／（助・１）） Ａ　：伝熱面積、流路断面積（ｍ２） Ｄ　二流路径（ｍ） ■　二流路容積（ｍ”） ｄｚ：流路長さ、流路水頭差＜ｍ） ＫＴ：燃焼ガスの組成によるガス温度への総括的影響係
数（−） Ｋ虱：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Ｋｔ及びＫｍ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 （１）　　物体及び物体１ｂｊの関係を示す添字ｇ　二
燃焼ガス ｍ　：伝熱管メタル Ｓ　：伝熱管内部流体 Ｃ：微粉炭 ｔ　：点火油 ｐａミニ−生空気微粉炭搬送空気） ｓａ：二次空気 ｔａＨ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ｍｓＨ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 （１１）　　場所を示す添字 ｉ　：火炉のセクション １（１）：火炉の１セクシヨンの缶前 １（２）二火炉のｉセクションの缶径 １ｎＨｉセクション内燃焼ガスと全セクション内伝熱管
メタル ｎｉ：全セクション内燃焼ガスとｉセクション内伝熱管
メタル ｊ　：バーナ段 ８Ｈ：ふく耐過熱器 Ｆ　：火炉内部 ）゛Ｘ：火炉出ロ出口部 ８−）［１）：ふく耐過熱器の燃焼ガス接触部８璋）：
ふく耐過熱器のふく射熱受熱部（１１１）　　基皐値、
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 明細舎の注口（内容に変更なし） 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埴 生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 Ｆｃ、Ｊ＋＝に＋＋　（１≧Ｋ　Ｉ　Ｉ≧Ｏ，ｉ≧ｊ）
・・曲α）ＦｅＪ＝　　Σ　Ｆ−、＋（ｍ）　　　　　
　　・・曲（３）ｗｌ ・・・・・・（４） （２）燃料・空気の保有熱量 ・・・・・・（６） Ｑｔｔ＋＝Ｃｚ・（Ｔｚ　　Ｔ−ｔ、、Ｂ）・Ｆｔ、１
（ｉ＝Ｊ）・・・（７）・・・・・・（８） Ｑａａ、＋＝Ｃｍ（Ｔｅａ　　Ｔａｔｍ、ａ）Ｆｍｍ＋
＋　　　・・・・・・　（９）Ｑ□＠＋”　Ｃａ　（Ｔ
ｔ　ａ　　Ｔａｔａ、ａ）　Ｆ　ｔａｌ　ｌ　　　　・
・・（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、、、＝　ｆｒ（Ｈｇ、　＋ＬＫｒ、ｒ　　　　　　
−−（１１）＋Ｈ，ｔ−ｔ・Ｆ　ｔｒ　１−１　＋Ｈｍ
＋　ｌ’Ｆｓｇ１１十Ｑｆｌｌ　　Ｈｇ、＋　’　Ｆ　
ｇｅｌ　　Ｑｔ’＋　’Ｑｔ−、ｔ−（１＝Ｊ　）　　
−（１２）＋　Ｑ　ｔ・直−Ｈｚ、１Ｆ　ｗｅｔ　　Ｑ
ｔ・、ＩＱ、ｇ　ｍ、　Ｉｎ　（！キｊ）　・・・（１
３）ΔＷ Ｑｇ−、＋＝Ｈｗ［Ｆｃ、＋（”（１）　−Ｗ−）＋（
Ｉ　　Ｘ−、＋）Ｆ−ｇ、＋″ｌ（ｉ＝ｊ）　　・・・
・・・（１４） Ｑ、、　＋＝Ｈｗ　−Ｆ、、　＋　（Ｉ　　Ｘ、　＋）
＋Ｃ，（Ｔｒ　＋−Ｔ−ｔ）　Ｆ−ｔ　＋（ｉキｊ）　
・・・・・・（１５） （２）　　燃焼ガス・メタル間伝熱量 Ｑ　’　＋　ｔ　ｆｆ１ｌ　＋　１　”α１１．Ｉ　・
１＾ｗｇ＋ｍ、Ｉ　（’ｒｔ、　−（Ｉ）１．＋）　（
５≧ｉ≧１　）晶・・・（１７） Ｑｅ、ｇ＋ｍ、３Ｍ”α１．−・Ａ　ｇ　％　８　ｕ　
（’ｒｇ、　Ｉイ、、５Ｒ）（ｉ＝５　＞・・・・・・
（１８） Ｑｔｍ−１＝Ｑ。３、”ｌ＋ｌ＋Ｑ＊、ｇｅｍ、１ｍ　
（４≧！≧１）　　　・・・・・・　（２０）Ｑ、、、
ｔａ　＝Ｑ、、、、　＋Ｃ１ａ、ｔｅａ　、ｓｎ　＋Ｑ
ｅ４ｅａ、Ｉａ　（’　＝　５）・・・・・・（２１） ・・・・・・（２３） Ｑｔ−、−＋　＝　Ｑ　−１ｔ−、＋　＋Ｑ、、、−、
−＋　　　　　　−−（２４）Ｑ５、βｕ　＝　Ｑｅ、
ｇ＋４８Ｈ＋　Ｑ　ａ、　ｇｍ、ＳＲ・・＋　＋＋＋　
　（２５）ｚ２燃焼ガスの流動特性 （１）燃焼ガス流量 Ｆヨ、蔦　＝Ｆｓ、ｔ＋Ｆ４＋＋Ｐｐａ、＋＋Ｆｍａ、
＋＋Ｆ　１ｍ、ｌ　＋Ｆａ、、＋＋　Ｆｒ、　Ｉ−ｔ　
（’　＝　Ｊ　）　　　　　　　・・・・・値２６）Ｐ
ｇ、＋＝Ｆｅ、ｔ＋Ｆ！Ｂ、＋＋Ｆｇ、＋−ｔ　　（ｉ
キｊ）　　・旧・・　＜’ｚ；ｔ＞伐）燃焼ガス圧力 ・・・・・・（２８） （２８）、　（２９）式より ｂ　　　：＝ｐ、１＋１　　　　　　　　　　　　　・
・・・・・　（３１）Ｒ，＝Ｒ，，・ＫＲ，Ｆ　　　　
　　　　　　　・・・・・・（３２）３．１メタル・内
部流体側伝熱特性 （１）　　メタル温度 ・・・・・・（３３） （２）　　メタルから内部流体及び大気への伝熱量（Ｘ
　ｘｍ　＠　、Ｉ　＝α＋ｍｓ　ｒ　・（二０°８・ｆ
　ＪＸ、　＋　、Ｘｓ　ｓ、＋　）　　−（３４）ｓｒ ｆ、：二相流状態におけるメタル・内部流体間対流熱伝
達率の補正係数 Ｑ□、１＝α＋ｍ５ｌｌ’Ａａ＋ｍ＋ｌ（Ｔ＋ｎ、ｌ　
　Ｔ＠　Ｉ）　　・・・（あ）Ｕ　ｍ　ｇｅｌ　＝＝　
Ｑｖａ　ａ　１１　／　ｋｍ　Ｍ？　Ｉ　　　　　　　
・・・・・・（３６）Ｑ　ｍ　ｔａ　＋　１”’α−ｔ
　ｍ’Ａａｔａ＋ｙｌ（Ｔ　ｆｆｉ、ｔ　　Ｔ−ｔ−）
　　−（３７）（３）内部流体温度・乾き度 ｄＨ＝、＋ ■、、１・ρ、、１・□＝Ｑ、、、Ｉ＋Ｈ＊１＋−ｔ’
Ｆｓ＋凰−１ｔ −Ｈ１１・Ｆｓ＋　　ＨａビＦ　５ｇ１ｌ・・・・・・
（３８） Ｘ　ｍａｌ　＝＝　ｆ　ｇ２　（Ｈａｉｌ　ＨＰ　ａｌ
ｌ　）　　　　　・・・・・・（３９）Ｔ　ａｌｌ　＝
＝　ｆ　ｍ３　（Ｈ，、＋Ｉ　Ｌ１＋　）　　　　　・
・・・・・（４０）３．２内部流体の流動特性 （１）内部流体圧力 十ｇ・ρ１・ΔＺ１　　　　・・・・・・（４１）ρｍ
　ｌ　””　ｆ　ｍｌ　（Ｈｓｌｌ　Ｔ　Ｐｇｌｌ　）
　　　　　　　　・・・・・・（４２）４、火炉内総括
的特性モデル （１）空気過剰率 Ｆゆ、Ｆ＋に３３・Ｆｔ、Ｆ　　　　　　　・・・・・
・（４６）μ＝　Ｆ　ａＩＦ　／　Ｆ　、、ｏ　　　　
　　　　　−−（４７）残存酸素濃度（重量幅） μｏ＝２３．１５（１−）　　　　　　　　・・・・・
・（４８）μ （２）火炉出口燃焼ガス流量 Ｆａｓｈ＋Ｐ”’ν・Ｆ　ｅ　＋　ｒ　　　　　　　　
　・・・・・・（４９）Ｆａｓｈ、ＦＸ””εＦ−ｈ、
ｒ（０≦ε≦１）　　・・・・・・（５ωＦ、、ｐｘ　
＝Ｆ、、ｒｉｌ−ν）＋Ｆ’ａｓｈ、ｐｘ＋Ｆａ、ｙ・
・・（５１）（３）燃焼ガスの組成による影響係数 ＋　Ｋ　ｔ　ｓ・（ν、−ν）　　　　　　　・・・・
・・（５２）十に３３・（ν１−ν）　　　　　　　・
・・・・・（５３）十に１３・（シ、−ε・ν）　　　
　・・・・・・（５４）十に３１・（シ、−ε・ν）　
　　・・・・・・（５５）次に、第７図における火炉出
口ＮＯｘ予測モデル４５０３について説明する。火炉出
口ＮＯｘ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＝ｌ〜ｍ）、従属変数をｙとし両者の間に ｙ＝ｆ（Ｘｌ、ｘ２・・・・・・ｘ、）　　　　　・・
・・・・（５６）なる関数関係が成立する時、これを Ｙ＝β０＋βＩＸＩ＋β２　ｘ　２−）−・・・・・＋
β、　ｘ　ｍ　・・＋　（５７）なる式で表わし、偏回
帰係数βＧ、β１・・・β１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Ｎ　Ｏｘモデルでは、段毎のＮＯｘの予測にこ
の手法を適用し、段毎Ｎ　Ｏｘ予測値を、次式％式％ ： によって予測し、火炉出口ＮＯｘを次式ここで Ｆｃ、＋：Ｉ段の微粉炭流量 によって予測する。

（５８）〜（６０）式の偏回帰係数の決定の為の段毎Ｎ
　Ｏｘデータとしては、段毎ＮＯｘ推定機能ブロック４
１００による段毎ＮＯｘ推定値１４００１〜１４００ａ
を用いる。

火炉出口灰中未燃分子測モデル４５０４についても上述
と同様に重回帰分析法により、段毎灰中未燃分子測値を
、次式 ％式％ で求め、火炉出口灰中未燃分を次式 によって予測する。

（７）′〜（９）７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ック４２
００による段毎ＮＯｘ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っ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）
７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
件チェック部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。） ＮＯｘｔ、≦Ｎ０ｘｔｘ≦ＮＯｘ　　　　　　−・”　
（６６）Ｘｚ＝ＵＢＣｒｘ≦ＵＢＣＵ　　　　　　　・
・・・・・（６７）Ｘ３＝　　Ｔ　ｇ、ｒｘ≦−Ｔｔ、
ＰＸ・・・・・・（６８）Ｘｌ　＝Ｕｇ＋ｍ＋ｇｉ≦Ｕ
ｆｆｌＩｌ、ｓＨＵ・・・・・・（７０）ここで、 Ｎ０ｘｒｘ　　：火炉出口Ｎ　Ｏｘ濃度ＵＢＣｒｘ　：
火炉出口灰中未燃分 Ｎ０ｘＵ　：火炉出口ＮＯｘ濃度上限値Ｎ０ＸＬ　：火
炉出口Ｎ　Ｏｘ濃度下限値ＵＢＣυ　：火炉出口灰中未
燃分上限値Ｔ　ｇ、ＦＸ　　：火炉出口ガス温度 Ｔｇ、ｒｘｇ　：火炉出口ガス温度下限値Ｕ　ｇ　ｒｍ
ＨＩ　　：領域ｉの水壁メタル熱流束Ｕｇｍ＋＋Ｕ：領
域ｉの水壁メタル熱流束上限値Ｕ、、、ｓＨ，領域ｉの
ふく耐過熱器メタル熱流束 Ｕｇ＋、、ａｕｇ　：領域ｉのふく耐過熱器メタル熱流
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
焼損を防止するだめの条件である。

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。

Ｆｓａ、４Ｌ≦Ｘ２□（＝Ｆ−，４）≦Ｆ、、、４Ｕ０
０９０８．（７５）ここで Ｆｅ、ｌ、領域ｉの微粉炭流量 Ｆ、・、Ｉ　：領域１の１天空気流量 Ｆ・・、１　：　〃　の２天空気流量 Ｆ、・１　　：　　Ｉ　　の３次空気流量Ｆ・・１　　
：　〃　の微粉炭流量上限値Ｆ　ｅ　ＨＩ　Ｌ　　　：
　　’　　の　　ｌ　　下限値Ｆ、・、　Ｉ　Ｕ　　：
ＩＩ　　の１次空気流量上限値ＦｐａｙｌＬ：Ｉ　　の
　　、　　　下限値Ｆ・・・ｌ　Ｕ：Ｉ　　の２欠字気
流量上限値Ｆ・・＋ＩＬ　　：　　’　　の　　〃　　
　下限値ＦＬ・、　ｌ　ｇ　　：Ｉ　　の３天空気流量
上限値ＦＬａ、ｌＬ：Ｎ　　の　　Ｉ　　　下限恒久に
、第７図、第８図に示す熱効率計算部４５０８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。

・・・・・・（７６） ここで Ｑｌｌｌ　ｇ　、　ｌ　：領域ｌの水壁メタルから内部
流体への伝熱量 ＱｍＨ９Ｈ：ふく耐過熱器メタルから内部流体への伝熱
量 Ｑｒ、＋　　：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 ＱｅＨｌ：領域ｉの微粉炭保有熱量 ＱＬ、＋　　：　　ｚ　　の点火油保有熱量Ｑｐａｌｌ
　　：　　’　　の１次空気保有熱量Ｑｓａ＋ｌ　　：
　　り　の２次空気保有熱量ＱＬａ、ｌ　：　　’　　
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、（７
７）式のようになる。

〕憾 ・・・・・・（７７） ここで、 Ｑｃｙｇ、、＋１’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＠２ｇｍ１ｌｌｌ二領域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／５） Ｑａ　１　ｇｅｍ　Ｉｓ　Ｈ：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／ｓ１ 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ック
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）弐〜（７５）式の制約条件のもとて（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。

■５ｔｅｐｌ　：　初期シンプレックスの形成初期試行
点Ｘ’ｌ（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次次元間にに角（第１１図では簡単の為に＝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（これをシンプレックスという）を形成
させ、これを初期シンプレックスとする。この形成方法
として、１点は初期試行点Ｘ１１　とし、残りの（Ｋ−
１）個の点は一様乱数ｒ、（Ｊ＝２〜Ｋ）を用いて次式
により決定する。

Ｘ：　　＝Ｘｔ＋ｎ＋ｎ　＋　ｒ’　（Ｘ＋ｍａｘ　　
Ｘ＋ｆｆｉ＋ｊ　　　・・・・・・（７８）但し、０≦
ｒ１≦１であり、Ｘ＋ｆｆ１ｔｎ及びＸ１ｎａａｘ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Ｘｊ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。

■５１ｅｐ２　：熱効率の計算 ５ｔｅｐｌで求められた操作量Ｘ：（ｉ＝１０〜２２、
　　ｊ＝１〜Ｋ）で形成されるシンプレックスの各点に
対して（１１）式を用いて熱効率を計算する。

■５ｔｅｐ３：重心の計算 前記シンプレックスの各点のうち、熱効率が最も低い点
を除外した（Ｋ−１１個の点で定義されるシンプレック
スの重心ＸＧＬを求める。いま効率最低点をＪ＝１とす
ると、Ｘ　ａ　＋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ΔＸＧＩは次式で
表わされる。

ΔＸｃ＋＝Ｘｃ＋　　Ｘ、　　　　　　　　　・・・・
・・（８０）■５ｔｅｐ４　：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ΔＸａ＋のα１倍だけ重心から延長した
点を新試行点とし、これをＸ　　とすると、 Ｘ　　　　＝　Ｘｃ＋＋α、ΔＸａ＋　　　　　　　・
・・・・・（８１）で表わされる。α１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７
１　）は試行点を制約条件上（図の７２　）にとること
にする。

■５ｔｅｐ５：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　”１に関する情報は全
て無効とし、前の５ｔｅｐ　４に戻り新試行点を決定す
る。その場合αｌ／２を新たにα１とおいてから５ｔｅ
ｐ　４に戻す。

■５ｔｅｐ６：熱効率の計算 新試行点ｘｋ＋Ｉ　Ｋ対応した効率ηに＋ｌを（１４）
式を用いて計算する。

■５ｔｅｐ７：熱効率最高点到達判定 新試行点と元のシンプレッ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η１．．
及びηａ＋Ｉａとおき、規定値をεηとすると効率が最
高点に到達したか否かを次式に従って判定する。

最高点に達したならば５ｔｅｐ　９に進み達しなければ
、５ｔｅｐ８に進む。

■５ｔｅｐ８：新シンプレックスの形成元のシンプレッ
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に個の点から新
たなシンプレックスを形成し、５ｔｅｐ　３に戻る。

■５ｔｅｐ９：最適操作量の決定 ５ｔｅｐ　７で最高効率点に到達したと判定された場合
、最適効率ηｍａｔ　Ｋ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。

■５ｔｅｐ　１ 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５ｔｅｐ３に進み、初
回でなければ５ｔｅｐ　２に進む。

■５ｔｅｐ　２ 各領域の燃料量の配分？（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。

■５ｔｅｐ　３ 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ップで変化させて、
運用面の制約条件（６６）〜（７０）式を満しかつ（７
６）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ｆｔを記憶させておく。

■５ｔｅｐ　４ 燃料量の配分変化操作が（６）式の制約条件の全領域に
亘って終了していなければ５ｔｅｐ　１に戻シ、全領域
での探索が終了すれば、５ｔｅｐ　５に進む。

■５ｔｅｐ　５ ｓｔｅｐ　３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
気量全最適操作量とする。

第１３図は、第１２図の５ｔｅｐ　３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ボ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、ＮＯｘ８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ＮＯｘｍ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図に沿ってこの処理
内容について説明する。

第１３図の中の５ｔｅｐ　１では現状の火炉出口Ｎ　Ｏ
ｒ　ａ度Ｎ　Ｏｘがその上限値Ｎ０ｘＵを超える場合に
は、ＮＯｘ濃度を下げ、燃焼効率を下げる方向の５ｔｅ
ｐ　２以降の処理に分岐し、上限値を超ヌーかい場合は
、５ｔｅｐ　２２で現状値と下限値Ｎ０Ｘｈｅ比較し、
下限値以下の場合には、ＮＯｘ濃度を上げ、燃焼効ｉｔ
上げる方向の５ｔｅｐ２３以降の処理に移る。Ｎｏｗの
濃度が上下限例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ＮＯｘ
濃度が上限値Ｎ　Ｏｘｎを超えた場合につき説明する。

５ｔｅｐ　２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５ｔｅｐ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。

■５ｔｅｐ　３．４．５ 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ＮＯｘ還元量を制
御し、火炉出口Ｎ０ｘｌ１度ＮＯｘ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ェック
し、満足されていない場合には、５ｔｅｐ　３〜５の処
理を繰り返し、満足された場合には５ｔｅｐ　６に移る
。

■５ｔｅｐ　６．７．８ 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５ｔｅｐ　：３〜５ｔｅｐ
　７の処理を繰り返すべ（５ｔｅｐ３に移り、終了すれ
ば５ｔｅｐ　８に移υ、５ｔｅｐ　７までの処理によシ
計算した熱効率の中で最も太きい値η−，Ｘとその時の
操作ｍｕ’　を記憶し、５ｔｅｐ　９に移る。

■５ｔｅｐ　９．１０．１１ 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ェックし、満足
されていなければ５ｔｅｐ　９〜１１の処理を繰り返し
、満足されていれば、５ｔｅｐ１２に移る。

■５ｔｅｐ　ｌ　２　＊　　１３　＊　１　’熱効厖η
全計算し、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５ｔｅｐ　９〜５ｔｅｐ１３の処理を繰り返すぺ
（５ｔｅｐ　９へ移り、終了すれば３ｔｅｐ１４に移９
．５ｔｅｐ１３１での処理で計算した熱効本の中で最も
大きい値りＬ８とその時点の操作量ｕ１を記憶し、５ｔ
ｅｐ１５に移る。

■５ｔｅｐ　１５．１６．１７ 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ェックし、満足されていなければ
５ｔｅｐ１５〜１７の処理を繰シ返し、満足されていれ
は、５ｔｅｐ　Ｉ　Ｂに移ル。

■５ｔｅｐ１８．１９．２０ 熱効率ηを計算し、七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５ｔｅｐ１５〜１９の処理を繰り返すべ
（５ｔｅｐ　１５に移シ、終了すれば、５ｔｅｐ２０に
移シ、５ｔｅｐ　１９までの処理により計算した熱効率
の中で最も大きい値η五□及びその時点の操作量ｕ３を
記憶し、５ｔｅｐ　２１に移る。

■５ｔｅｐ２１ 上述した５ｔｅｐ　８，１４．２０で求めた熱効率最大
値η−１！〜η九、８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、５１ｅｐ　２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口内で
最適操作量を５ｔｅｐ　９〜５ｔｅｐ２１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５ｔｅｐ１５〜５ｔｅｐ２１の
手順で最適操作量を求める。

以上、現状Ｎｏχ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Ｎ０ＸＬ以下となった場合につい
て説明する。

５ｔｅｐ２３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。

■ｓ　ｔｅｐ　２４　＋　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ェッ
クし、満足されていない場合には、５ｔｅｐ２４〜２６
を繰シ返し、満足された場合は、５ｔｅｐ２７に移る。

■５ｔｅｐ　２７．２８．　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５ｔｅｐ２４〜２８を繰シ返し
、等しくなった時点で５ｔｅｐ２９に移９．５ｔｅｐ　
２８ｉでで計算した熱効率の中で最大のものη居、及び
その時点の操作ｔ　ｕ　ｌ　／　ｗ求め、５ｔｅｐ　３
０に移る。

■ｓ　ｔｅｐ　３０　＊　３１　＊　３２各段バーナの
空気比を同一比率で増加させる−１、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３ｔｅｐ３
３に移る。

■５ｔｅｐ　３３．３４．３５ 熱効率ηを計算し、その値とその時の操作量の菰を記憶
する。そして、アフタエアがＯ（通常燃ｈモード）にな
るまで５ｔｅｐ３０〜３４を繰シ返し、０になった時点
で５ｔｅｐ３４までで計算した熱効率の中で最大のもの
ηＶ＆Ｋ及びその時点の操作量ｕ　２　／　ｗ求めて、
それらを記憶し、５ｔｅｐ３６に移る。

■５ｔｅｐ３６〜４１ 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η九−エ及びその時点の操作量ｕ”を記憶し
、ｇｔｅｐ４２に移る。

■５ｔｅｐ４２ ｓｔｅｐ　２９，３５．４１で求めた’７　Ｌ’ａｚ　
〜’７　Ｌ’ａｍの内の最大値とその時点の操作量全決
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、Ｐ毎Ｎ
　Ｏｘ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ック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ＩＧｔ−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
ファイバＩＰを介して党分岐管ＬＤＶに導びき、ここで
光を分岐させそれぞれ異る波長の単色フィルタＦＬｓ　
、ＦＬｔを介して撮偉装置ＩＴＶｌ、ＩＴＶ＊に導びく
。撮像装置で、これらのフィルタ透過後の輝度情報をビ
デオ信号にｆ挾し、各々金アナログーディジタル変換器
Ａ／Ｄｌ、Ａ／Ｄ２によりディジタルデータに変換した
後、各々フレームメモリＦＭＩ。

ＦＭｚ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間する。第１５図において単色フ
ィルタＦＬｌ。

ＦＬｚ各々の波長をそれぞれλ１（ｃｌｒｌ、）、λ＊
　（ｃＩｎ）各々のフィルタ全弁して得られた２次元の
ディジタル輝度濃淡画像をＩ　ｔ　（ｉｓ　ｊｈ　Ｉ２
　（Ｌ　ｊ＞　（輝度レベルとしては例えばＯ〜２５５
゜ここで（ｉ、　ｊ）は画像を構成する画素の（ｘ、ｙ
）座標金示すもので、画像の横と縦の構成画素数音それ
ぞれＭ。

Ｎとするとｉ　＝　０〜（Ｍ−１）、ｊ＝０〜（Ｎ−１
）となる。）とすると、Ｗｉｅｎの式よ多画像の各々の
輝度データとの関係は、（８３）式、　　（８４）式で
表わすことができる。

λ１　　　　λ１Ｔ λ２　　　　λ２Ｔ ここで ε　：輻射能 Ｔ　：温度（′Ｋ） Ｃ１：　３．７４０３Ｘ　１０−’　ｅｒｇ　−ｃｍ２
／　ｓＣ２：１．４３８７　ｃｍ−’に λ１．λ２　：波長（ｏｎ　） （８３）式と（８４）式の比をとり整理すると（８５）
式が得られる。

ここで 明細書の浄書（内容に変更なＬ） 第１５図の輝度比計算部ＩＲＣで（８５）式の輝度比Ｉ
ｔ　（ｉ、　ｊ　）／　Ｉｚ　（ｉ、　ｊ　）を計算し
、この結果を用いて温度計算部ＴＣで（８５）〜（８７
）弐【基づいて座標（ｉ、ｊ）各点の温度を計算する。

平均温度Ｔ　ｉ　ｆ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。

つぎに、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ｋｊ！は、領域ｉおよびｊの燃焼温度と
強い相関を持っており、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、＋＝ｆ（Ｔｔ、Ｔｔ）　　　　　　　　・・・・・
・（８９）ここで、 Ｔｊ　：領域ｊの平均燃焼温度 Ｔ１　：領域ｉの平均燃焼ｍ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。

ｋＪ＋’＝ｌ）ａ＋ｂｔ・ＴＪ＋ｂ＊・Ｔ＋＋ｂｓ・Ｔ
　１−Ｔｔ・・・・・・（９０） ここで、 ｂｏ−ｗｂ３　：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１
ｉＡ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Ｍｌ予
測するモデルが、上述の２色高温計法の替シに必要にな
る。この予測方法としては、燃料量、空気蓋に対する火
炎温度、燃焼ガス温度の対応表を常時運転結果の学習に
よって更新して置いて、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１６０２に対
する燃焼ガス温度及び缶壁メタル温度の央応答結果を計
測し、それらの値を用いて火炉伝熱モデル４５０６によ
シ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
ルが不要となシ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ック４３００につ
いて、診断方法として特願昭５９−１８４６５７　ｉ採
用した場合には、第７図における試行操作１６０２に対
する火炎面８ｔ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〕

本発明によれは、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Ｎ
Ｏｘ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。

別面の簡単な説明 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ックの説明図、第６図は
、段毎ＮＯｘ推定機能ブロックの説明図、第７図は、段
毎燃料・空気配分計算機能ブロックの実施例、第８図は
、段毎燃料・空気配分計算機能ブロックの他の実施例、
第９図は、段毎燃料・空気配分計算機能ブロックの動作
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・空気配分計算機能プロ・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ックにおける最
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ックの他の実施例を示す。

４０００・・・火炎画像計測機能ブロック、４１００・
・・段毎ＮＯｘ推定機能ブロック、４２００・・・段毎
灰中未燃分推定機能ブロック、４３００・・・段毎燃焼
安定性評価機能ブロック、４４００・・・燃焼ガス温度
推定機能ブロック、４５００・・・段毎燃料・空気配分
計算機１４　目 υ０ １５　の 富　、（７１ 航菩弧αＬ僅 Ｘ　１　図 Ｌ：五めｒノブ１１テ′（・）Ｆ 蒼／／　　図 葺　１２　　図 筈　１４　　図 ｙ６１３　　図　（・ １頁の続き 箔　明　者　　栗　原　　　伸　夫　　日立市久滋町４
０２幡地光　明　者　　西　川　　　光　世　　日立市
久滋町４０２幡地帛　明　者　　佐　藤　　　美　雄　
　日立市久滋町４０２幡地株式会社日立製作所日立研究
所内 株式会社日立製作所日立研究所内 手続補正書（方式）

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、ボイラ火炉出口におけるＮＯｘと灰中未燃分の両者
   または少くとも一方が制約条件を満足する様に１つまた
   は２つ以上のボイラ燃焼領域における燃料及び空気の操
   作量を調節する燃焼制御方法において、燃料・空気量試
   行操作量を変化させ火炉出口ＮＯｘ、火路出口灰中未燃
   分、燃焼安定性を評価し、燃焼が安定と評価され少なく
   とも火炉出口ＮＯｘが制約条件を満たし、ボイラ熱効率
   判定部でボイラ熱効率が最も大きいと判定されたとき該
   試行操作量を最適操作量とすることを特徴とする燃焼制
   御方法。 ２、前記特許請求の範囲第１項において、燃料、空気量
   試行操作量に基づいて火炉出口ＮＯｘ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ＮＯｘ
   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、前記特許請求の範囲第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３
   つの内少くとも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、前記特許請求の範囲第１項において、火炉出口灰中
   未燃分を予測する火炉出口灰中未燃分子測モデルを、火
   炎画像に基づいて推定した火炉出口灰中未燃分推定値と
   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。 ５、前記特許請求の範囲第４項において、火炉出口灰中
   未燃分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、バーナ軸を境界として相異る領域に
   形成される酸化炎の重心間距離、該酸化炎の形、バーナ
   １次空気量の４つの内の少くとも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。 ６、前記特許請求の範囲第１項において、燃焼安定性評
   価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。 ７、特許請求の範囲第１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。 ８、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。 ９、特許請求の範囲第８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
   内部流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。 １０、特許請求の範囲第９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。 １１、特許請求の範囲第８項において、ボイラ熱効率と
   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。 １２、特許請求の範囲第８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
   熱管メタル内部流体への熱吸収の比率として計算するこ
   とを特徴とする燃焼制御方法。 １３、特許請求の範囲第８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。 １４、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。 １５、特許請求の範囲第１４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。