JPS63118503A - ボイラ制御装置 - 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】 〔産業上の利用分野〕 本発明はボイラ系統において、耐圧部の寿命消費を管理
しつつブランドを運用するに好適なボイラ制御装置に関
する。

〔従来の技術〕

第４図は従来のボイラ起動制御装置の系統図である。同
図において、１はボイラ火炉炉壁を構成する水壁、２は
バーナ、３は水壁１へ給水を行なうボイラ給水ポンプで
ある。４は気水分離器であり、給水が水壁１で加熱され
ることにより生じる気水混合物を蒸気と水分に分離する
。５は気水分離器４からの蒸気を過熱する過熱器、６は
給水ポンプ３からの給水を予熱する節炭器、７は発′＆
Ｌ機に連結されるタービンである。

８は過熱″ａ５とタービン７どの間に介在し、過熱器５
かもタービン７への蒸気量を加減するタービン加減弁で
ある。

９は気水分離器４カ′−らの蒸気をコンデンサ等へ逃が
す過熱器バイパス弁である。この過熱器バイパス弁９は
、起動時に低温の蒸気が多量に過熱器５に流入して、過
熱器５の出口の昇温を妨げている場合に、そのような低
温蒸気を逃がして過熱器５０通過蒸気量を減少させ、過
熱器５の出口の蒸気温度を上昇させる機能を有する。

１０は過熱器５出口からの発生蒸気をコンデンサ等へ逃
がすタービンバイパス弁である。このタービンバイパス
弁１０は、当該発生蒸気がタービン７に通気可能な程度
まで昇温、昇圧していない状態等でタービン加減弁８を
全閉した場合、発生蒸気を逃がす機能を有し、さらに、
タービン７へ通気後であっても、通気蒸気流量が小さい
場合には、燃料投入量による蒸気圧力制御が困難になる
ので、この領域において発生蒸気を逃がすことにより蒸
気圧力制御にを与する機能を有する。

１１は過熱器５かもタービン７へ供給される蒸気の圧力
を検出する蒸気圧力検出器、１２は当該蒸気の目標とす
る圧力、即ち目標蒸気圧力を設定する蒸気圧力設定器、
１３は蒸気圧力設定器１２に設定された値と蒸気圧力検
出器１１で検出された値との差を演算する減算器である
。１４．１５は減算器１３で演算されて出力される圧力
偏差信号を比例積分する比例積分器である。１６は関数
発生器であり、蒸気圧力検出器で検出された値を入力し
、この値に対応した予め定められている値を出力する。

この関数発生器１６からの出力信号は、蒸気圧力を適圧
とするためのタービンバイパス弁１０の開度を指令する
開度指令信号となる。１７は同じく蒸気圧力検出器１１
で検出された値を入力し、この値に対応した値を出力す
る関数発生器である。この関数発生器１７からの出力信
号は、過熱器５の昇温を妨げる大量の低温蒸気を排出す
るための過熱器バイパス弁９の開度を指令する開度指令
信号となる。

１８は端子１８ａ、１８ｂ及び切換片１８　ｃを備えた
信号切換器であり、端子１８　ａは比例積分器１４に、
端子１８　ｂは関数発生器１６に、切換片１８　ｃはタ
ービンバイパス弁１０にそれぞれ接続されている。１９
は高信号選択器であり、比例積分器１５の出力信号と関
数発生器１７の出力信号とを比較し、大きな方の信号を
過熱器バイパス弁９に出力する。旬はバーナ２に対する
燃料供給を制御する燃料流量調節弁、２１はバーナの点
火本数に合わせて燃料流量調節弁加の開度を設定する開
度設定器である。

ここで、上記装置の動作を第５図（ａｌ〜（ｅ）に示す
タイムチャートを参照しながら説明する。第５図（ａ）
は時間経過に対する燃料投入量の変化、第５図（ｂ）は
時間経過に対する過熱器バイパス弁５の開度の変化、第
５図（Ｃ）は時間経過に対するタービンバイパス弁１０
の開度の変化、第５図（ｄ）は時間経過に対する蒸気圧
力の変化、第５図（ｅ）は時間経過に対する過熱器出口
蒸気温度の変化を示す。時刻１ｏは点火時刻、時刻ｔ、
は昇圧完了時刻、時刻ｔ２は昇温完了時刻、時刻ｔ３は
タービン通気時刻である。ま九、ｐｏは初期蒸気圧力値
、ｐｌは昇圧目標値である。

時刻ｔ０における点火後、バーナ２の点火本数は段階的
に増加され、これに応じて開度設定器２１かもの開度信
号により燃料流量調節弁加の開度が制御され、燃料投入
量は１７図（ａ）に示すように段階的に増加する。一方
、信号切換器１８は蒸気圧力が昇圧目標値ｐ、に達する
以前には、その切換片１８　ｃが端子１８　ｂに切換え
られた状態にある。したがつて、タービンバイパス弁１
０の開度は、蒸気圧力検出器１１で検出される蒸気圧力
が昇圧目標値ｐ、に達するまでは、その蒸気圧力に対応
する関数発生器１６の出力により制御され、結局、当該
蒸気圧力により一義的に決定される。関数発生器１６は
目標値ｐ１への昇圧過程の蒸気圧力変化率が適当な値と
なるように設定される。さらに、タービンバイパス弁１
０は第５図（Ｃ）に示すように、昇圧完了点ｔ１以降は
信号切換器１８の切換片１８　ｃが端子１８　ａに切換
えられ、比例積分器１４の（，１号により増加する蒸気
圧力を逃がすようにその開度が制御される。

また、蒸気圧力が低い間は蒸気の飽和温度が低く、過熱
器５に気水分離器４から低温の蒸気が供給されるため、
関数発生器１６の出力信号は過熱器バイパス弁９の開度
を大きくする信号となり、これにより、低温の蒸気を逃
がし、過熱器５を通過する蒸気量を減らして過熱器５の
出口蒸気温度を上昇させる。

蒸気圧力が昇圧目標値ｐ、に達した後には、前述のよう
に、タービンバイパス弁１０の開度は蒸気圧力設定器１
２に設定された昇圧目標値ｐ、と蒸気圧力検出器１１で
検出された実際の蒸気圧力との圧力偏差信号を比例、積
分した信号により、第４図（Ｃ）に示すように制御され
る。さらに、昇圧完了時刻ｔ１以後において、蒸気圧力
がタービンバイパス弁１０で逃がしきれないように高く
なった場合、比例積分器１５の出力信号も大きくなるの
で、高信号選択器１９はその出力信号を選択し、過熱器
バイパス弁９の開度を増加して蒸気を逃がし、蒸気圧力
の上昇を抑える。

２０１は熱応力監視装置である。周知の通りボイラ等に
発生する熱応力は、その容器、配管の内外面のメタル温
度差に依存し、その肉厚が大であるほど、内部流体の温
度変化が急であるほど犬となり、その寿命消費の面で厳
しい条件となる。この観点から過熱器５出ロヘツダと気
水分離器４（またはドラム）がボイラにおいて熱応力管
理上置も着目すべき部位として知られている。このよう
な部位の発生熱応力を監視する必要性は良く知られ、従
来までに種々の熱応力測定法が開発されている。

これらの熱応力測定法のうち、正確さの点では歪みゲー
ジを貼りつける方法等が優れているが、ボイラプラント
に恒常的に設置する計測手段としては内部流体温度、圧
力等の計測信号を受けて、熱応力を算出する手法（宮垣
、程塚「ボイラ熱応力監視装置」日立評論第６５巻６号
Ｐ　３９１　、昭５８−６参照）が耐久力、取り扱いの
容易さの面で優れており、もっばらこの方法が実用に供
されている。

従来技術として、監視した熱応力を制御へ反映させる構
想は、第１２図に示す主蒸気温度予測適応制御がある。

本例も上述の宮垣、程塚「ボイラ熱応力監視装置」Ｋ紹
介されたもので、将来の熱応力予測値に基づいて、将来
の主蒸気温度設定値を決定し、将来の主蒸気温度予測値
との偏差で燃料投入量を補正するという発想である。本
例の主蒸気温度の予測手法は基本的に物理モデルにより
、その考え方は、藤井ほか「カルマンフィルタを用いた
ボイラの蒸気温度予測制御」計装、増刊号Ｐ１１３昭５
８に述べられている。

〔発明が解決しようとする問題点〕

さて、このような従来装置には以下に挙げる２昇温、昇
圧パターンの設定が困難である。ここで、最適の昇温・
昇圧パターンとは、ボイラにおける厚肉部の熱応力発生
を抑えながら、昇温。

昇圧を最短時間で行う起動態様をいう。ところで、一般
に、ボイラ装置において最も重要な厚肉部は過熱器５の
出口ヘッダと気水分離器４（またはドラム）であるから
、最適の昇温、昇圧パターンとは、換言すれば、過熱器
５の出口ヘッダの熱応力に影響を与える過熱器５の出口
蒸気温度の変化率（以下、昇温率という。）と、気水分
離器４（またはドラム）の熱応力に飽和温度変化を介し
て影響を与える蒸気圧力変化率（以下、昇圧率という。

）とを、発生熱応力の抑制上許容される変化率制限値い
っばいに維持する態様であるということができる。

このような観点から、前述の従来装置をみると、従来装
置において昇温率および昇圧率は関数発生器１６．１７
の設定により調整されるが、これらの設定は実缶の起動
試験を繰返す必要があって面倒である上、さらに、起動
の際、点火時刻【。における蒸気圧力（初期圧力）が１
４　！実施時と異なる蒸気圧力である場合、計画の昇温
率および昇圧変からずれる事態を生じる。このようなず
れの悪影響を防ぐため、従来装置における関数発生器１
６．１７は、どのような初期圧力の起動であっても、昇
温、昇圧のどの過程においても昇温率、昇圧率がその制
限値を越えないことを目安に設定される。この結果、そ
の昇温、昇圧パターンは最適の昇温、昇圧パターンから
犬きく外れたものとなり、起動時間は最適な昇温、昇圧
を行なった場合と比べかなり負い時間となる。

（２）　　第’１’Ｏ図、第）１″図に示す従来装置で
は、プラントの寿命管理が困難である。前述のようにこ
の装置においても熱応力監視機能により起動過程の厚肉
部発生熱応力を把握でき、一連の起動・停止を経た後、
その熱サイクルにおける熱応力値の変化幅、継続時間よ
り寿命消費を算出することは可能である。しかしながら
、プラントの寿命管理の究極的な目的は、起動停止等の
ある一連の運用に対し、状況に応じて、例えばある程度
寿命消費を覚悟して急速な起動を要する場合と、極力寿
命消費を抑える起動を要する場合とで、そのケースに割
り当てた寿命消費値どうりの起動を実現するよう運用方
法を柔軟に使い分けることにある。

この観点で従来装置はある運用を行なった事後において
寿命消費値を知ることを可能とするのみで、その都度の
起動等に際して寿命管理方針に従かった運用を実現する
という要求に対しては全く無力である。

（３）第１２図に示す従来装置では、第１０図、第１１
図に示した装置に比し、熱応力の将来挙動を燃料投入量
に反映させる改善が試みられているが、この装置には熱
応力予測制御の発想はあっても（２）項で述べた状況に
応じて、割り当てられた寿命消費を実現する柔軟な起動
運用を実現するという機能が期待できない。

（４）第１０図〜第１２図の従来装置に共通の欠点とし
て、起動損失の低減が困難であることを指摘できる。前
述のボイラ装置において、ある与えられた昇温率、昇圧
率で起動を行なう場合、燃料流量調節弁Ｉを通過させる
投入燃料量、過熱器バイパス弁９の開度およびタービン
バイパス弁１０の開度の組合わせは一義的に決まるもの
ではない。即ち、例えば多量の燃料をバーナ２に投入し
て過熱器バイパス弁９およびタービンバイパス弁１０か
も多量の蒸気を抜き出す組合わせが存在する一方、その
逆の組合わせも存在するのである。これらの組合わせの
うちで、与えられた昇温率、昇圧率を維持することがで
きるとともに、燃料流量調節弁孔の開度を厳低とするこ
とができる３者の組合わせが、同一起動時間を達成する
うえで最も起動損失の少ない操作である。

しかしながら、従来装置では、過熱器バイパス弁９、タ
ービンバイパス弁１０および燃料流調弁孔を協調して操
作する機能がないため、起動損失を低減させるには、開
度設定器２１、関数発生器１６．１７をそれぞれ個別に
調整する以外に方法がない。そして、実際上、これらを
前述の最適な昇温率、昇圧率を維持しつつ、しかも起動
損失が最低になるように調整することは、はとんど不可
能に近いことである。

〔問題点を解決するための手段〕

要するに本発明はボイラ等において、耐圧部内の流体の
温度、当該耐圧部の発生熱応力値を計測。

算出もしくは推定する機能と、耐圧部内の流体の温度も
しくは温度変化率を制御する機能を有するプラントにお
いて、そのプラント固有の温度変化率と発生熱応力極大
値との関係式、並びに発生熱応力極大値と当該熱サイク
ル完了後の寿命消費値の関係式をそれぞれ求め、これら
の関係式を用いて、ある寿命消費値を割り当てられた起
動運用について流体漏ｉｆ化率を逆算し、これを目標値
として流体温度の変化率を制御することにより達成され
る。流体温度変化率目標値を積分して流体温度目標値と
して流体温度制御を行なっても同様の効果が得られる。

〔作　用〕

本発明において流体温度変化率と熱応力極大値の関係、
熱応力極大値と一熱サイクルにおける寿命消費値の関係
の把握がポイントとなるが、前者は流体温度の変動があ
った後、熱応力が極太に達するまでに熱容量、、熱伝導
等に起因する大きな遅れがあるし、後者は、本質的に一
熱サイクルが完結してその履歴を考慮しないと求められ
ない。従がってこれらの両関係式を物理的法則に基づい
て連立微分方程式等で記述する（物理モデル）方式で取
り扱うことは非常に繁雑かつ困難である。−方で、これ
らの関係式を応用する立場で考えると、プラントの起動
はその耐用期間中に千回のオーダーに達するのが通例で
あるから、かかる両関係式は平均として正確であればよ
く、個々のケースの不確定な要因による誤差の影響は、
回を重ねる毎に打ち消し合っていく性質のものであれば
問題にしなくて良い。このような立場の応用には実績デ
−タの蓄積から関係式を求める（統計モデル）方式が最
適である。

統計モデルとしては種々の手法があるが、線形回期モデ
ル方式が簡単で有力な方法であり、その考え方を以下簡
単に述べる。なお、統計モデルに関しては、実計ほか「
多変量解析法」日科技連出版１９７１年、赤池ほか「ダ
イナミックシステムの統計的解析と制御」サイエンス社
１９７２年等に詳しく述べられていることを付記する。

時点１（ｉ＝１・・・Ｎ）において変数の組（ｘＩ。

ｙｉ）が得られた場合、Ｘとｙとの関係式を下式の形に
仮定すると、以下の手ｊ１で式中のパラメータｂＯｒ　
　ｂｌを決定できる。

ｙ　＝＝　１）Ｏｅｂ　Ｉ　Ｘ　　　　　　　　・・・
・・・・・・・・・・・・・・・（１）（１）式の両辺
の対数をとって流形化すると下式を得る。

１０ｇＹ＝　ｌｏｇｂｏ＋　ｂ、ｘ　　　　　−−−−
−・−・・・−・・−（２Ｊ（２）式に各時点のｘｌを
代入し、対応するｌｏｇ　ｙｌとの差を６１として定義
する。

ａ＋　＝　ｌｏｇ　ｂ（１＋　ｂｌ　ｘＩ−ｌｏｇ　ｙ
ｉ　　＋＋＋＋＋＋＋ｍ　（３）各白点のεｉ　の総和
Ｓを定義する。

・・・・・・・・・・・・（４） 本発明の目的には、（４）式のＳの値を最小とするよう
にｂｏ、ｂ、を決定すればよい。従がって、（４）式を
Ｌｏｇ　Ｆ）（１＊　ｂｌで偏微分して０とおいた次の
２方程式を満たすｂｏ、ｂ、を決定することに帰着する
。

・・・・・・・・・（６） 連立方程式（５）、　（６）は容易に解けて次の結果を
得・・・・・・・・・（７） ・・・・・・・・・（８） 以上の方法に従がってｂ６ａｂ１　を決定するとき、Ｘ
とｙとの性質上、相関性が強い場合は（４）式のＳを十
分小さな値にすることが可能となって（１）式の仮定が
有効となる。本発明への応用については昇温率と熱応力
極大値、熱応力極大値と寿命消費量の関係双方について
強い相関性が知られており、この手法の適用は妥当であ
る。

以上の議論を裏付けるため、昇温率と熱応力極大値、熱
応力極大値と寿命消費量の関係の物理的メカニズムにつ
いて簡単に説明する。

ボイラ耐圧部の発生熱応力は、耐圧部内面の突起部等の
応力集中の発生する部位で問題となるが、これらの部位
の熱応力値は、耐圧部を魚眼円筒とみなして算出した内
面熱応力値に応力集中定数を乗じて評価すれば良いこと
が知られている。また、かかる内面熱応力は次式で示さ
れる周方向の成分が通常大となり、厚肉部の熱応力管理
の主旨からはこれに着目する必要がある。

ここに、 σθ　：周方向熱応力　　Ｅ：ヤング率α　：綜膨張係
数　　　シ：ポアンン比Ｔａｖ：厚内部平均メタル温度 Ｔ１：厚肉部内面メタル温度 このうちＴａｖはメタル厚肉内部に存在するから、（９
）式の結論として熱応力値は肉厚方向のメタル温度差に
依存すると考えてよい。

厚肉部内部の熱移動は伝導により、基本的に７ＩＪ工の
方程式を満たす。ここでは、議論を簡単にするために軸
対称−次元で考えると次式を得る。

ここに、 ｋ：熱伝導率　　　　Ｃ：比熱 Ｗ：比重量　　　　　ｒ：半径方向距離Ｔ：メタル温度 メタル厚肉部を同心円状の層に分け、各層毎に集中定数
化すると、その中心から第１番目のセクションについて
、　　（１０）式より下式が導かれる。

・・・・・・・・・・・・（１１） ここに、 Δｒ　：同心円状の層の厚さ また、添字ｉは第Ｎセクションの値であることを示す。

ここで、代表的な例として、メタル厚肉部が温度平衡の
状態にあり、内部を流れる流体から温度変化が伝わるケ
ースを考える。この場合はＴＩ＋ｌ　。

Ｔｌが等しく、Ｔｔ−ｔより温度変化が伝播するので（
１１）式は次式に変化する。

（１２）式は一次遅れ特性を示す微分方程式であり、七
の遅れ時定数τ。は下式に示される。

ラプラス変換により（１２）式は下式に変換できる。

ここに、 Ｓニラプラスの演算子（時間微分演算を示す）また変数
の肩記号＊はラプラス変換した値であることを示す。

（１４）式の関係を用いれば、メタル厚内部内の第Ｎセ
クションの温度Ｔ）ｌは内面温度Ｔ０を用いて下式で表
わせる。

（９）式よりメタル厚肉部発生熱応力は、メタル内部と
内面の温度差で評価できることは前述のとおりであるが
、その温度差をΔＴとすると（１５）式より下式の性質
が導ける。

・・・・・・・・・・・・・・・・・・（１６）上式の
展開は二項定理によっている。

（１６）式の分子Ｓの高次の項は内面温度Ｔ０の高次微
分を与えるが、物理的性質上Ｔ０の変化はなめらかであ
るので高次微分係数は０とみなせ、２次以上の項は無視
できる。従って（１６）式は次式に帰着する。

Ｎ次遅れ　　　　ゲイン温度の変化率 （１力式の意味するところは、熱応力値を支配するメタ
ル温度差は内面メタル温度変化率の高次遅れ特性を持つ
ということであって、メタル温度差の漸近値は流体温度
変化率（Ｐ＃温率ンに比例することが証明された。これ
は熱応力極大値を昇温率との関係で整理することの妥当
性を裏付けている。

同様に、熱応力極大値より寿命評価を行う手法は、既に
本出願人が提案した「ボイラ負荷制御装置」（特願昭５
８−１１６２０１号）の明細書中に詳述しであるので、
ここでは省略するが、その当然の帰結として両者には強
い相関関係があり、寿命消費量を熱応力極大値との統計
的関係式で整理することの妥当性が裏付けられる。

〔発明の実施例〕

第１図は本発明の一実施例である。５１はプラント６２
かも蒸気温度、蒸気圧力等の計ａｔ＋＋　ｒｔ号６３を
入力し、蒸気温度変化率実績値５２と厚肉部の熱応力極
太実績値５３を算出する第１の手段である。脂は情報団
を受けて一熱サイクルの完了後、寿命消費実績値犯を算
出する第４の手段である。６５は情報５３、５４を保存
する記憶装置、６８は当該起動に割り当てられた寿命消
費量指令６７を受け、記憶装置団のデータを参照して６
７に対応する熱応力極大制限値５７を算出する熱応力極
大πす限値其出部であって、弱、６８を合わせて第５の
手段６９となる。斜は情報詔、５３を保存する記憶装置
、聞は熱志力極大制限値５７を受け、記憶装置８のデー
タを参照して５７に対応する昇温軍制限値５９を算出す
る昇温率制限値算出部であって、シ、５６を合わせて第
３の手段７１となる。

印は昇温率制限値５９、計測信号６３を受けて弁開度等
の操作信号６１を算出する第２の手段、６２は制御対象
のプラントであって、ω、６２０部分は第２図に詳細を
示す。第２図の構成は「ボイラ起動制ｖＪＪ装置」（特
願５９−１４５９３２号）に詳述されている。

図中の５は過熱器５からの蒸気の温度を検出する蒸気温
度検出器である。局は第１８図（ｄ）　Ｋ示す昇圧目標
値ｐ、を設定する昇圧目標値設定器、ｎは昇温完了時に
おける過熱器５の出口蒸気温度を設定する昇温目標値設
定器である。沼は気水分離器４の厚肉部の熱応力を抑制
するための飽和温度変化率制限値を設定する飽和温度変
化率制限値設定器、四は過熱器５の出口ヘッダの厚肉部
の熱応力を抑制するための昇温率制限値を設定する昇温
率制限値設定器である。閏は変化率目標値演算装置であ
り、蒸気圧力検出器１１および蒸気温度検出器５の検出
値、各設定器２６．２７．２８．２９に設定された各設
定値を入力し、これらの値に基づいて所定の演算、制御
を行なって得られた昇温率目標値信号ａおよび昇圧率目
標値信号すを出力する（この変化率目標値演算装置間の
構成および動作については後述する。なお、次に述べる
最適操作量演算装ｆｉ１３１および補正操作量演算装ｆ
１３２についても同じ。）。３１は最適操作量演算装置
であり、蒸気圧力検出器１１および蒸気温度検出器５の
検出値と、変化率目標値演算装置Ｉで信られた昇温率目
標値信号ａおよび昇圧率目標値信号すとに基づき、かつ
、所定の数式にし次がって演算、制御を行ない、その結
果得られた燃料流量調節弁開度指令信号Ｃ２、過熱器バ
イパス弁開匿指令信号ｄ２およびタービンバイパス弁開
度指令信号ｅ２を出力する。

友は蒸気圧力検出器１１の検出値を入力してこれを微分
し、実際の昇圧率を演算する微分器、おは微分器あで得
られ次昇圧率と昇圧率目標値信号ａとを比較し、その偏
差である昇圧率偏差信号ｆを出力する減算器である。又
、３６は蒸気温度検出器５の検出値を入力してこれを微
分し、実際の昇温率を演算する微分器、あは微分器３６
で得られた昇温率と昇温率目標値係号すとを比較し、そ
の偏差である昇温率偏差信号ｇを出力する減算器である
。

３２は補正操作量演算装置であり、さきに入力した最適
操作量演算装置３１からの各開度指令信号ｃｔｓｄｔｒ
ｅ２を、偏差信号ｆ、ｇに基づき所定の演算、制御によ
り補正し、補正された開度指令信号ＣＩ。

ｄ、ｔ、、ｒを出力する。

第１の手段の作用はプラント計測信号を取り込み、耐圧
部内部流体条件より、流体−耐圧部メタル間の熱伝達、
耐圧部メタル内の温度分布、軸。

反径、接線方向の熱応力成分を算出することである。第
４の手段の作用は耐圧部内部の流体温度がある着目点（
通常は停止時の条件をとる）から変化し再び着目点の値
に復帰する一熱サイクル（通常は起動−負荷運用−停止
の区間）において、第１の手段により算出した熱応力の
３成分の差（主応力差）の変化幅（正の極大と負の極太
の差）より当該部位の疲労による寿命消費を、３成分の
二乗和の平方根（相当応力）の極大値とその後の時間経
過によりクリープによる寿命消費を算出し、両者の和に
より当該部位のかかる一熱サイクル中の寿命消費を算出
することである。第１の手段、第４の手段の作用の詳細
は前述したように既公開の特願５７−２２３９３９号「
ボイラ応力監視装置」。

％′ｌＡ３８−１１６２０１号「ボイラ負荷制御装置」
明細薔中及び日立評論誌第団巻６号１’　３９１　ｒボ
イラ熱応力監視製置」記事中に詳述されている。

第３の手段および第５の手段は前述の（７１，（８１式
により、それぞれ記憶装置８．６５に保存されたデータ
を用いて（１）式のパラメータｂＯ＊ｂｌを決定する。

本実施例は（１）式のｙを知ってＸを求める場合に相当
し、以上のように求めたパラメータを第３の手段、第５
の手段でそれぞれｂＳｏ　ｍ　ｂ３１　ｌ　ｂＳｏ　Ｉ
　ｂｓｔ（添字の左側が手段を示す）と与えれば下式の
作用を行うことになる。

（第５の手段） （第３の手段） 第２の手段は第３の手段による昇温率制限値５９を受け
るが、本信号は寿命管理対象部位毎に必要であり、本例
では過熱器ら出口ヘッダ、気水分離器４について算出を
行なう。ただし、後者内の流体は亀和状態の気水混合物
であり、飽和温度と飽和圧力は物理的に１対１対応する
上、測定精度、制御性等の観点から温度よりも圧力の方
が取り扱い容易であるため昇圧軍制限値として信号を受
は渡しする。

第２の手段の動作は「ボイラ起動制御装置」（特願昭５
９−１４５９３２号）の明細書中に述べた通りであって
、プラントの状態に応じて、信号５９により与えられた
昇温率、昇圧率制限値許容範囲内の最短時間起動を燃料
投入量最低の条件下で弁開度等のプラント操作ｉ（最適
操作鉦）を算出することにより起動制御を行なう。

さらに、第２の手段の最適操作量算出積度を向上するた
め、同じく筆者の発明であるパラメータ適応制御機能を
持つ「ボイラ起動制御装置」（特願昭６０−２８２０４
２号）を用いてもよい。かかる発明の動作はパラメータ
適応機能以外は特願昭５９−１４５９３２号の装置と同
様である。

本発明の他の実施例として第２の手段のみ、筆者の発明
である「ボイラ起動制御装置」（特願昭６１−０７６８
０１号）を適用することも有力である。

かかる場合のｍ２０手段の構成を第３図に示す。

本例の第２の手段の動作は当該明細誓中に述べたので省
略するが、この場合カルマンフィルタ、最適レギュレー
タ理論の適用が可能な構成となり、プラントが最適条件
で運用されることが、評価関数（目的に応じて設定可）
を最小にするという形で明確に保証される長所がある。

〔発明の効果〕

本発明には以下の効果がある。

（１）、厚肉部の発生熱も力を制限値内に抑制するに必
要な昇温率、昇圧率をプラントの状況に応じて把握可能
である。

（２）、既願の起動制御装置（特拡昭５９−１４５９３
２号、特願昭６０−２８２０４２号、特願昭６１−０７
６８０１号のいずれか）と組み合わせることにより、熱
応力抑制上許容される最も急速な起動が実現できる。

（３）、任意に与えた厚肉部の寿命消費許容値内の起動
を行うに必要な発生熱応力の許容値をプラントの状況に
志じて把握可能である。

（４）、前記（１）、　（２）、　（３）項を組み合わ
せることにより、任意に与えら、れた厚肉部の寿命消費
割り当値相幽の最も急速な起動が実現でき、プラントの
寿命管理上置も経済的な連用が可能となる。

（５）、前記（４）項を実現する際に、さらに燃料投入
量最低の条件を実現することが可能で、プラントの運転
経費管理上置も経済的な運用か可能となる。

【図面の簡単な説明】

第１図、第２図ならびに第３図は本発明の実施例に係る
ボイラ制御装置の系統図、第４図ならびに第６図は従来
のボイラ制御装置の系統図、第５図は従来のボイラ制御
装置のタイミングチャートである。 第１図 第２図 第３図 第４図 第５図 第６図

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. １、ボイラ耐圧部位の蒸気温度変化率と発生熱応力値を
   計測もしくは算出する第一の手段と、当該部位の蒸気温
   度もしくは蒸気温度変化率を制御する第二の手段を有す
   るボイラ系統において、第一の手段により得た各時点の
   蒸気温度と発生熱応力の数値の組を記憶装置に保存し、
   記憶装置に保存された数値の組より蒸気温度変化率と発
   生熱応力極大値との関係式を求め、かかる関係式を用い
   て、予め設定、もしくは、その都度与えられる発生熱応
   力極大値の制限値以下に当該部位を維持するに必要な蒸
   気温度変化率の制限値を求め、かかる蒸気温度変化率制
   限値もしくは、これを積分したその時点の蒸気温度目標
   値を第二の手段に指令する機能の第三の手段を有するこ
   とを特徴とするボイラ制御装置。