JPS6287702A - 火力プラントの蒸気温度制御方法 - 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〕 本発明はボイラを自動制御することに係り、特に＠繁な
起動停止や高速負荷追従性能を要求される火力プラント
に好適な蒸気温度制御方法に関する。

〔発明の背景〕

従来の蒸気温度制御方法は、制御対象である蒸気温度の
変動に対し、その設定値との偏差に見合って燃料流量や
スプレ流量を補正するフィートバンク制御が主流であっ
たが、この方式ではボイラ時定数による修正動作の遅れ
番、−より制御の限界があるため、起動停市の増加、高
負荷追従運転、変圧運転など運用の多様化に伴い対応が
困Ｍ［こなってきた。そこで近年では高度なディジタル
技術を駆使し、１つ制御装置の一部として収納可能なボ
イラ２次過熱器モデルを持った予測制御手法が導入され
るようになり、実機プラントにおいて大幅な制御性向上
が確認されている。

尚、この種の予測制御手法には例えば、雑誌「マイコン
Ｊ　　（１９８３増ＴＩＩ号）のｐ１１３〜１１５、お
よび特開昭５７−１６７１９号が挙げられる。

第４図と第２図を用いて、以下に上記公知の従来制御方
式の概要を述べる。

第４図は、代表例として起動バイパス系統を持った貫流
ボイラの水蒸気系統を示したものである。

通常負荷運転中には給水ポンプ２から供給された給水は
ボイラ１の蒸発部９で予熱され、その後１次過熱器５．
２次過熱器６で更に過熱されタービン３に通気された発
電機４にて所要の発電量を得る。

一方、ペイ−５，３児イ！′Ｉｊ１１．１ｆ目１．ｔ！
イ弓発生蒸気を一用フラッシュタンー！７に落し、そこ
で発生【−２だ乾き蒸気を２次過熱器へ通嬢する起動バ
イパス系統が存在する。

ボイラ蒸気温度制御の目的は、上記のいずれの運転状態
に於いても燃料調節弁１０１やＳＲ減温器８のスプレ流
量を調整しタービン通気蒸気の温度を規定値に制御する
ことにある。

：ここに１本図における他符号は下記の通りであ・　　
す る。

１０２・・・１次Ｓ　）（バイパス弁 １０３・・・２次ＳＨバイパス弁 １０４・・・Ｓ　Ｈ通気弁 １−０５−　Ｓ　Ｈ減Ｉｉ弁 １０６・・・ＳＨ止弁 １０７・・・フラッシュタンク蒸気ダンプ弁１０８・・
・２次過熱器入口圧力 １０９・・・　　ｌ／　　入口温度 １１０・・　　）Ｉ　　出口圧力 １１１・・　　ノＩ　　出口温度 １１２・・タービン第１段後圧力（＝ＰＴｂ）１１３・
・主蒸気流量（”ｆ　（Ｐｒｂ）　）第２図は、２次過
熱器予測モデルを用いた従来の蒸気温度制御方式を示し
たものであり、ボイラの蒸気温度応答遅れによる制御修
正動作の遅れを補償する手段として、２次過熱器予測モ
デルから求められるｎ分先の蒸気温度予測値により燃料
を先行的に修正する方式である。

即゛ち、２次過熱器６の伝熱特性を数式化したモデル２
０１を制御系内に有し、主蒸気温度１１１．２次過熱器
入口温度１０９、および他のパラメータから推定した主
蒸気温度のｎ分売予測値２０３と目標温度設定回路２０
２から得られる目標値２０４との偏差に応じて燃焼量補
正信号２０５を作成し、これをボイラ入力指令２０６が
ら作成されたプログラム信号２０７に加えて燃焼量指令
２０８とし、更に燃料流量２０９との偏差に見直って燃
料調節弁１０１の操作信号２１０を作成するものである
。

〔発明の目的〕

本発明の目的は、従来の２次過熱器モデル予ＨＩＱ制御
手法における予測応答遅れを改善し、一層の制御性向上
を図ることにより今後の火力発電プラントのニーズに充
分応え得る蒸気温度制御方法を提供することにある。

〔発明の概要〕

本発明は、従来の２次過熱器モデル予４Ｉす制御手法に
おける予測応答の改善を目的とし、その要因であるボイ
ラ蒸発部や１次過熱器の応答遅れを補正する手段として
、１次過熱器の動特性モデルを持ち、このモデルから求
めたｎ分先の１次過熱８号出口温度予ｎ＋ｑ値を２次過
熱器モデルの入力パラメータに利用することによって、
ボイラの動特性をより正確に推定し制御性の向上を図る
ものである。

〔発明の実施例〕

以下、本発明の一実施例について説明する。

まず第３図を用い本発明の着眼点を述へる。

第４図を簡略化して示した第３図（ａ）において、燃料
調節弁１０１の開度を変化させた時の燃料流ｆｆ２Ｌｏ
とボイラ各部の蒸気温度（１次過熱器入ロ温度３０１．
１次過熱器出ロ温度１０９゜主蒸気温度１１１）の特性
は第３図（ｂ）の如くに表わされ、制御量である主蒸気
温度１１１の変化は燃料変化後ｔ３のむだ時間を持って
現われる。

ここで、２次過熱器６のみをモデル化した場合、その予
測温度２０３には入力パラメータである２次過熱器入口
温度１０９と概略等しいむだ時間し２が現われる。この
むだ時間ｔ２に相当する制御修正の遅れは、特に低負荷
時のボイラ時定数が長い領域においては致命的であり、
逆にむだ時間を半分に改善することによって制御性が倍
以上向上することが実機運転より確認されている。

そこで、本発明では２次過熱器前流側の蒸気温度の応答
遅れを改善する手段として、１次過熱器５をモデル化し
この予測値を２次過熱器モデルの予測演算に使用する手
法を提案するものである。

第１図と第５図、第６図は１本発明の具体化にあたって
の検討と、その具体回路を示すものである。

具体化にあたっては従来の２次過熱器モデル手法と同様
に、ボイラ型式や運転状態に係りなく適用できることが
必要条件であり、第１図で示すように最も特異な運転状
態である貫流ボイラの起動時のバイパス運転状態を例に
とって検討する。

（尚、貫流ボイラの通常負荷運転中はボイラ蒸発部から
の蒸気は１次・２次過熱器を通る単一経路を流れ、本発
明の具体化は容易である。又ドラムボイラの場合には、
ドラムが一定の蒸気発生源であることから、その具体化
は上記の貫流ボイラ通常負荷運転時と同様容易である。

） 第１図で、起動バイパス運転中の蒸気経路は、１次過熱
器５からＳＨ減圧弁１０５を通過する蒸気と、フラッシ
ュタンク７からＳＨ通気弁１０４を通過する蒸気とが混
合し、ＳＨ減温器８を通じて２次過熱器６へ送られる。

又、起動過程ではＳＨ減圧弁１０５は全閉から全開まで
徐々に開き、フラッシュタンク蒸気との混合比率も刻々
と変化する。

従って、１次過熱器５をモデル化しその予測温度を基に
２次過熱器入口温度のｎ分先推定値を求めるためには、
ＳＨ減圧弁１０５とＳＨ通気弁１０４とを通過する蒸気
流量の比率を逐一把握していることが必要となる。具体
的な比率算出手法は後述とするが、以下で蒸気流量比率
の推定方法について概略説明する。

尚、この図において単重丸の信号が計測可能であり、二
重丸の信号は推定値である。

第１図において、１次過熱器５の出口圧力４０２、出口
温度４０３、フラッシュタンク圧力４．０６、およびＳ
Ｈ減温器８の入口圧力４０４、入口温度４０５はそれぞ
れ計測可能な信号であり、これらより各々の蒸気エンタ
ルピー４１０，４１２゜４１４は計算により求められる
。

一方、タービン第１段後圧力１１２から計算により求め
た主蒸気流量４１７とスプレ流量４０７からＳＨ減温器
８の入口蒸気流量４１５は求められる。

上記で得られた各状態量から、ＳＨ減圧弁通過流量４１
１とＳＨ通気弁通過流量４１３に対し、次の関係が成立
する。

Ｆ　Ｍ■ｘ−ＨＭ■ｘ＝　Ｆ　２ｏｘ−Ｉ（２０１＋Ｆ
　ｚｏｓ・Ｈ２Ｏ３−（Ｌ　）Ｆ　Ｍｔｘ＝　Ｆ　ｚｏ
ｔ　＋　Ｆ　２０１１　　　　　　　　　　　　　　−
　（２）ここに、 Ｆ　Ｍｒｘ・・・ＳＨ減温器入口蒸気流量（符号４１５
）ＨＭ　Ｉ　Ｘ・・・ＳＨ減温器入口蒸気エンタルピー
（符号４１４） Ｆ２０１・・・Ｓ　Ｈ減圧弁（２０１弁）通過蒸気流量
（符号４１１） Ｈｘｏｌ・・・ＳＨ減圧弁通過蒸気エンタルピー（符号
４１０） Ｆ２Ｏ３・・ＳＨ通気弁（２０５弁）通過蒸気流量（符
号４１３） Ｈ２Ｏ３・・・ＳＨ通気弁通過蒸気エンタルピー（符号
４１２） 従って、（１）、（２）式を解くことによりＳＨ減圧弁
、およびＳＨ通気弁を通過する蒸気流量は下記の式で表
わすことが出来る。

Ｈ２Ｏ１ｌ−Ｉ２０［１ Ｈ２Ｏ１−Ｈ）ＩＩＸ 尚、（３）、（４）式において、ＨＭＩＸが）Ｉ２０１
と等しい時、即ちＳ　Ｈ減圧弁通過蒸気エンタルピーが
５Ｈｆｉ温器入口蒸気エンタルピー（混合後）と等しく
なる起動バイパス運転完了状態に於いては （３）、（４）式はそれぞれ Ｆ２０１＝ＦＭＩＸＩ　Ｆ２ｏｓ＝Ｏ＝゛（５）（”　
ＨＭＩＸ：　Ｈｚｏｘ） となることから、上記の起動バイパス運転中に於ける蒸
気流量比率推定手法が通常負荷運転中でも適用できるこ
とがわかる。

第５図に、本実施例に於ける具体的なモデル化範囲を示
す。モデルは１次過熱器予測モデル５０１゜起動バイパ
ス流量モデル５０２、ＳＨ減温器モデル５０３．２次過
熱器予測モデル２０１で構成し、各モデルからはそれぞ
れ予測推定値４１０．４１４゜４１６．４１８，５０９
が得られる。

第６図は、本実施例による蒸気温度制御回路を示すもの
であり、第２図しこより説明した従来方式とは次の点で
異なっている。

即ち、２次過熱器モデル２０１の予ｉ１１ｇ（′Ａ算パ
ラメータのうち、過熱器入口蒸気温度信号を実際の計測
信号に替わり、１次過熱器予測モデル５０１の予測信号
４１０から起動バイパス流量モデル５０２、およびＳ　
Ｈ減温器モデル５０３を通して計算したｎ分先の予測推
定信号を用いる点が異なる。

本発明によれば、従来方式に比較して次の改善効果が期
待できる。

第７図は、本実施例による場合の２次過熱器出口温度予
測値の応答波形を示したもので、燃料流量調節弁開度指
令２１０の変化に対する２次過熱器入口蒸気温度１０９
の応答遅れし２が、１次過熱器予測モデルの適用によっ
て符号５０８に示す如＜ｔｚの応答遅れ波形に改善され
、２次過熱器モデル予測波形も符号５０９に示す如く応
答遅れをｔ８からｔｚに短縮された波形で得ることが出
来るため、制御性を大幅に向上させることが可能となる
。

又、前述した様に本方式は貫流ボイラの起動バイパス運
転中の他、通常負荷運転中はもちろん。

トラムボイラの蒸気温度制御にも広く適用でき、更にモ
デル規模も比較的小さく制御装置の一機能として容易に
収納することが可能である。

以下において、本方式で用いる各モデルの構成につき詳
細に説明する。

第８図は、第６図の演算ブロック５０２で示される起動
バイパス流量モデルの演算フローを表わすものである。

本図において演算ブロック８０１，８０２は、それぞれ
温度、圧力からＳＨ減圧弁通過蒸気エンタルピーＨ２Ｏ
１（符号８０８）とＳ　Ｈ通気弁通過蒸気エンタルピー
Ｉ（２０１１（符号８０９）を算出し、第９図に示す蒸
気のエンタルピ一温度特性から次の式で表わすことがで
きる。

Ｈｚｏｘ二、’　　（Ｐｅｓｏ、　ＴＩＧＩ＋）　　　
　　　−（６）１−１ｚｏ６　＝　　ｆ　　　（ＰＦ）
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　
　　　−（７）ここに、 Ｐｙｓｕ・・・１次過熱器出ロ圧力 Ｔｒｓｏ・・・　　〃　　出口温度 ＰＦ　　・・・フラッシュタンク圧力 向、フラッシュタンク発生蒸気は第９図の符号９０１で
示す飽和曲線上にあり、そのエンタルピーは圧力により
一義的に決定されるものである。

次に、演算ブロック８０３はＳＨ減圧弁およびＳ　Ｈ通
気弁の通過蒸気のエンタルピーから、それぞれの蒸気流
量Ｆｚｏｘ　　（符号８１０）　、　Ｆｚｏ５（符号８
１１）を算出する部分であり、前述の（３）、（４）式
から求めることが出来る。ここでＳ　Ｈ減温器入口蒸気
のエンタルピーＨＭｒ　ｘは、（６）式と同様に蒸気特
性表により決定されるものである。

次に、演算ブロック８０４では、］−次通過熱器出口温
度予測値１６から、（６）式と同様の考えに基づきＳＨ
減圧弁通過蒸気エンタルピーのｎ分光予測推定値Ｉ（２
０１，Ｐ　　（符号８１２）を算出し、演算ブロック８
０５でＳＨ減圧弁通過蒸気の保有熱量予測値Ｑ２０１．
Ｐ　　（符号８１３）を算出する。

又演算ブロック８０６は、ＳＨ通気弁通過蒸気の保有熱
量Ｑｚｏｓ　　（符号８１４）を算出する。

演算ブロック８０７では、これらの保有熱量算出値の和
を蒸気流量Ｆ　ＭＩＸで除算し予測後のＳＨ減温器入ロ
蒸気エンタルピーＨＭｘｘ、ｐ　　（符号８１５）が得
られる。

以上、演算ブロック８０４から８０７で求められる推定
値は次式で表わされる。

Ｈｚｏｘ、ｐ＝　ｆ　（ＰｒｓＨ＋　Ｔｒｓｏ、ｐ）　
　　パ・（８）ここに、 ’１１３）１．Ｐ・・・１次過熱器出口温度予測値Ｑｚ
ｏｔ、ｐ＝Ｈｚｏｚ＋ｐ　＋Ｆｚｏｚ　　　　　　°−
（９）Ｑｚｏｓ＝Ｈｚｏａ＋Ｆｚｏ６−　（１０）　Ｍ
ｒｘ 次に、第６図の演算ブロック５０３で示されるＳＨ減温
器モデルの演算処理について説明する。

減温器では、スプレ流量の変化に対してスプレ後蒸気温
度の対答は、燃料変化時の蒸気温度の応答に比較して極
めて早く、その特性はスプレ流量に対する定常モデルと
して取扱うことが可能である。今、スプレ水取出点の温
度Ｔ　ＥＣＯｌ　　圧力Ｐ　ＥＣＯは計測可能な信号で
あることからスプレ水のエンタルピＨｓＰは次式で表わ
される。

Ｈｓｐ＝＝　ｆ　（ＰＥＣ０Ｉ　Ｔａｃｏ）　　　　　
　−（１２）一方、スプレ水流量Ｆｓｐも計測可能な信
号であり、スプレ水の有する熱量は次式で表わされる。

ＱｓＰ＝Ｈ８Ｐ−ＦｓＰ　　　　　　　　　・・・（１
３）従って、スプレ水投入後の蒸気エンタルピ予測値Ｈ
ｚｓＨ＋　、ｐは次の（１４）式で表わすことが出来る
。

Ｆ　！ＳＨ ここに。

Ｆ　２８）１−主蒸気流量（＝ｆ　（ｐＴｉ、）　）Ｐ
ｔｂ　　・・・タービン第１段後圧力更に、２次過熱器
入ロ圧力Ｐ２ＳＨ１（計測可能）と（１４）式とから、
２次過熱器入口温度予測値Ｔ２ＳＨ１，Ｐは、次式にて
表わすことが出来る。

Ｔ２Ｓ）１１．Ｐ＝　ｆ　ＣＨｘｓＨｒ、ｐｒ　Ｐ２ｓ
ｕ＋）　　−（１５）次に、第６図の演算ブロック５０
２．２０１で示される１次および２次過熱器予測モデル
の構成につき説明する・ 尚、１次過熱器予測モデルと２次過熱器予測モデルとは
、外部より与えられるデータの計測点および量が異なる
のみで、モデル内部の演算処理は同一である。従って、
以下の説明はボイラ過熱器一般を対象としたモデル化手
法について述べる。

第１０図に示すように、過熱器のメタルを介してガス流
体から内部蒸気へ熱量が伝達する過程に対し、エネルギ
ー保存側を適用すると、過熱器出口蒸気エンタルピＨｓ
ｏとメタル温度θにの変化は次式にて表わされる。

ｔ ＋Ａ・α、Ｓ・（θ阿−０８）　　　・・・（１６）ｔ −Ａ・α、Ｓ・（θ阿−θＳ）　　　・・・（１７）こ
こに、 ■　・・・過熱器流路容積 γ　・・・　〃　流体比重量 Ｈｓｏ・・・　ＴＩ　　出口流体エンタルピーＦｓ・・
・　〃　流体流量 θＳ・・・　〃　流体温度 θＨ・・・　〃　メタル温度 θＧ・・・　〃　外部ガス温度 Ａ　・・・　〃　伝熱面積 α、Ｓ・・・　Ｉ！　メタルから流体への熱伝達率Ｈｓ
　ｒ・・・　〃　入口流体エンタルピーＭ、・・・　ｎ
　　メタル重量 Ｃ１１・・・　〃　メタル比熱 α、・・・　〃　ガスからメタルへの熱伝達率二二で、
過熱器外部ガス温度θＧは下記の経験式で与える。

Ｃｐざ・Ｆｚｒｙ ・・・（１８） ここに、 Ｉ−Ｉ　、　　　　・−燃料発熱数 Ｆ（・・・燃料流量 Ｈａ　　　・・空気エンタルピ Ｉ’　ａ　　　　・空気流量 ■（□　　・・再循環カスエンタルピ Ｆｇｒ　　　・・・再循環ガス流量 ＣＰＩＩ　　　・・・ガス比熱 Ｆ　ＩＩ＋ｌＦ　　・・ボイラガス流量Ｋｌ、に２・・
・定数 一方、過熱器の伝熱過程は定圧比熱Ｃｐを用いると次式
で表わせる。

以上の（１６）式から（１９）式を整理し、過熱器出口
流体温度ｘ１とメタル温度Ｘ２についてまとめると、 ｄし ｔ の連立式が得られる。

ここに。

Ｕｌ・・・過熱器入口流体温度 Ｕ２・・・　ＴＩ　　外部ガス温度 Ａ　Ｉ　１〜Ａ２２．８１１〜Ｂ２２・・・蒸気流量お
よびガス流量の関数 更に、（２０）式、（２１）式を解くことにより、過熱
器出口温度に関する下記の状態推移方程一式゛が得られ
る。

（２２）式は、現時点（ｉ）　（７）推定値Ｘ（１）　
　が、１サンプリング時間前（３，−１）の最大推定値
Ｘ（１−１１と外乱量Ｕ　＜　ｌ−ｔ　Ｔ　により求ま
ることを表わすものである。尚、ここのΦｘ−ｓ）、　
Ｈ（＋−１１は（ｉ−１）時点の推移行列と駆動行列で
ある。

次に、（２２）式で表わされる熱伝達モデルを用いた蒸
気温度予測演算手法を第１１図により説明する。

本図で、演算ブロック１１０１は、上記（２２）式で表
わされる熱伝達モデルであり、この推定値Ｘ１１、はボ
イラの観測値Ｙ−０Ｉ）とブロック１１０７で比較され
、この偏差にブロック１１０３で誤差重み補正を加えて
最適修正値ｃ３１２　が得られる。次に。

この修正値で前記推定値ｘＩ　を補正して最大推定イ＋
ｕＭｄ＋　　を求め、これをブロック１１０１で次回推
定演算に用いると共に、演算ブロック１１０５で１サン
プリング後の推定計算をＮ回繰り返し行わせ、ｎ分先の
予４■す温度〕１０６を算出する。

一方２ブロック１１０４は、Ｉ＆適修正値ｅ＜１）から
モデルの修正数を計算し、熱伝達モデル１１０１を逐次
修正することにより、推定値Ｘ＜＋＋　は常に実機と等
しく保たれる。

尚、ブロック１１０５での予Ｈ１ｌｌ演算は次式により
行われる。

Ｘ＋＋＋　　ｎ−ｘ〕”ΦＬｌ）　　１　Ｘ（ＩＩ　　
Ｎ−ｚ）＋Ｈｔｎ　　９　Ｕｔｕ＋　　ｅ（＋、＋ＸＣ
ＩＩＮ）　　”’ΦＣ１，）’　Ｘ＜＋ｇ　Ｎ−ｔ）＋
）Ｉ（＋、）　＋Ｕ＜Ｉ〉＋ｅ（１）ここに。

Ｘ（１，〜ン・・・ｉ時点で計算した、Ｎサンプル先の
推定値 （予測時間ｎ＝ＮＸサンプリング時間Ｔ　ｓ　）〔発明
の効果〕 本発明によれば、１次過熱器予測モデルで得られる蒸気
温度予測値を２次過熱器予測モデルの入力に使用するこ
とにより、従来方式と比較して主蒸気温度子ｉ１１’ｌ
値の応答が大幅に改善され、しいては蒸気温度の制御性
を数段向」ユさせることができる。

【図面の簡単な説明】

第１−図は貫流ボイラの水蒸気系統に適用するときの本
発明の考え方を示す図、第２図、第３図。 第４図は従来方式の制御回路および予測応答波形を、又
第５図、第６図、第７図は本発明のモデル化範囲と制御
回路および予２１＋ｉ応答波形を、第８１司は起動バイ
パス流量モデルの演算フロー、第９〕図は蒸気のエンタ
ルピ一温度特性、第１−０図は過熱器の熱伝達機構、第
１１−図は蒸気温度な測演算フローをそれぞれ示す。 ５０１・・・１次過熱器予測モデル、５０２・・起動Ａ
イパスモデル、５０３・・・過熱減温器モデル、２０１
・・・２次過熱器予測モデル。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、発電量指令に従つて給水流量や燃料流量、空気流量
   などのボイラ入力量を増減し、この時の蒸気温度の温度
   設定値に対する偏差に応じて燃料流量又はスプレ流量を
   制御し、ボイラ出口蒸気温度を定格値に維持する火力プ
   ラント制御装置において、制御系にボイラ過熱器の動特
   性モデルを有し、制御系に有する動特性モデルをボイラ
   蒸発部以降の１次過熱器、２次過熱器に適用し、および
   その後者モデルの演算パラメータである入口蒸気温度と
   して、前者モデルの予測温度から導出したｎ分先の推定
   温度を使用することを特徴とする火力プラントの蒸気温
   度制御方法。 ２、特許請求の範囲第１項記載の方法において、２次過
   熱器モデルの入口蒸気温度のｎ分先推定値を求める手段
   として、貫流ボイラにおける起動バイパス流路モデルを
   持ち、このモデルより求めた過熱蒸気とフラッシュ蒸気
   の流量比率、および１次過熱器モデルの予測温度とを用
   いて蒸気のエンタルピー推定演算を行うことを特徴とす
   る火力プラントの蒸気温度制御方法。 ３、特許請求の範囲第１項記載の方法において、１次過
   熱器モデルおよび２次過熱器モデルの予測演算過程で得
   られるボイラ蒸気温度の推定値とその実測値との偏差に
   より、上記の各モデルを構成するデータを修正すること
   を特徴とする火力プラントの蒸気温度制御方法。