JPH031563B2 - - Google Patents
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- JPH031563B2 JPH031563B2 JP22679385A JP22679385A JPH031563B2 JP H031563 B2 JPH031563 B2 JP H031563B2 JP 22679385 A JP22679385 A JP 22679385A JP 22679385 A JP22679385 A JP 22679385A JP H031563 B2 JPH031563 B2 JP H031563B2
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- steam
- model
- temperature
- flow rate
- boiler
- Prior art date
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- Control Of Steam Boilers And Waste-Gas Boilers (AREA)
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
に頻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。
に頻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。
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
つて燃料流量やスプレ流量を補正するフイードバ
ツク制御が主流であつたが、この方式ではボイラ
時定数による修正動作の遅れにより制御の限界が
あるため、起動停止の増加、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難になつ
てきた。そこで近年では高度なデイジタル技術を
駆使し、且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つ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。
気温度の変動に対し、その設定値との偏差に見合
つて燃料流量やスプレ流量を補正するフイードバ
ツク制御が主流であつたが、この方式ではボイラ
時定数による修正動作の遅れにより制御の限界が
あるため、起動停止の増加、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難になつ
てきた。そこで近年では高度なデイジタル技術を
駆使し、且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つ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」（1983増刊号）のp113〜115、および
特開昭57−16719号が挙げられる。
「マイコン」（1983増刊号）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。
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
つ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。
つ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、ボイラ起動時はボイラ発生蒸気を一担フ
ラツシユタンク７に落し、そこで発生した乾き蒸
気を２次過熱器へ通気する起動バイパス系統が存
在する。
ラツシユタンク７に落し、そこで発生した乾き蒸
気を２次過熱器へ通気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SH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。
運転状態に於いても燃料調節弁１０１やSH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、本図における他符号は下記の通りであ
る。
る。
１０２……１次SHバイパス弁
１０３……２次SHバイパス弁
１０４……SH通気弁
１０５……SH減圧弁
１０６……SH止弁
１０７……フラツシユタンク蒸気ダンプ弁
１０８……２次過熱器入口圧力
１０９…… 〃 入口温度
１１０…… 〃 出口圧力
１１１…… 〃 出口温度
１１２……タービン第１段後圧力（＝PTb）
１１３……主蒸気流量（＝ｆ（PTb））
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。
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２０１を制御系内に有し、主蒸気温度１１
１、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分先予測値２
０３と目標温度設定回路２０２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から作成
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
つて燃料調節弁１０１の操作信号２１０を作成す
るものである。
デル２０１を制御系内に有し、主蒸気温度１１
１、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分先予測値２
０３と目標温度設定回路２０２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から作成
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
つて燃料調節弁１０１の操作信号２１０を作成す
るものである。
本発明の目的は、従来の２次過熱器モデル予測
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応方法
を提供することにある。
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応方法
を提供することにある。
本発明は、従来の２次過熱器モデル予測制御手
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次過熱器
出口温度予測値を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つて、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。
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次過熱器
出口温度予測値を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つて、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。
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べる。
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
量２１０とボイラ各部の蒸気温度（１次過熱器入
口温度３０１、１次過熱器出口温度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のむだ時間を持つて現われる。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t2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
することによつ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。
燃料調節弁１０１の開度を変化させた時の燃料流
量２１０とボイラ各部の蒸気温度（１次過熱器入
口温度３０１、１次過熱器出口温度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のむだ時間を持つて現われる。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t2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
することによつ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。
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、本発明の具体化に
あたつての検討と、その具体回路を示すものであ
る。
あたつての検討と、その具体回路を示すものであ
る。
具体化にあたつては従来の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つて検討する。
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つて検討する。
（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、フラツシユタンク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、
フラツシユタンク蒸気との混合比率も刻々と変化
する。
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、フラツシユタンク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、
フラツシユタンク蒸気との混合比率も刻々と変化
する。
従つて、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１０
４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。
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１０
４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。
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４０
２、出口温度４０３、フラツシユタンク圧力４０
６、およびSH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４１０，４１
２，４１４は計算により求められる。
２、出口温度４０３、フラツシユタンク圧力４０
６、およびSH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４１０，４１
２，４１４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。
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４１１とSH通気弁通過流量４１３に対し、
次の関係が成立する。
流量４１１とSH通気弁通過流量４１３に対し、
次の関係が成立する。
FMIX・HMIX＝F201・H201＋F205・H205 ……(1)
FMIX＝F201＋F205 ……(2)
ここに、
FMIX……SH減温器入口蒸気流量（符号４１５）
HMIX……SH減温器入口蒸気エンタルピー（符号
４１４） F201……SH減圧弁（２０１弁）通過蒸気流量
（符号４１１） H201……SH減圧弁通過蒸気エンタルピー（符号
４１０） F205……SH通気弁（２０５弁）通過蒸気流量
（符号４１３） H205……SH通気弁通過蒸気エンタルピー（符号
４１２） 従つて、(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。
４１４） F201……SH減圧弁（２０１弁）通過蒸気流量
（符号４１１） H201……SH減圧弁通過蒸気エンタルピー（符号
４１０） F205……SH通気弁（２０５弁）通過蒸気流量
（符号４１３） H205……SH通気弁通過蒸気エンタルピー（符号
４１２） 従つて、(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。
F201＝FMIX・HMIX−H205／H201−H205 ……(3)
F205＝FMIX・H201−HMIX／H201−H205 ……(4)
尚、(3)、(4)式において、HMIXがH201と等しい
時、即ちSH減圧弁通過蒸気エンタルピーがSH減
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＝FMIX、F205＝０ ……(5) （∵HMIX＝H201） 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。
時、即ちSH減圧弁通過蒸気エンタルピーがSH減
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＝FMIX、F205＝０ ……(5) （∵HMIX＝H201） 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５０
１、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４１
０，４１４，４１６，４１８，５０９が得られ
る。
範囲を示す。モデルは１次過熱器予測モデル５０
１、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４１
０，４１４，４１６，４１８，５０９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図により説明した従来方式
とは次の点で異なつている。
示すものであり、第２図により説明した従来方式
とは次の点で異なつている。
即ち、２次過熱器モデル２０１の予測演算パラ
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５
０２、およびSH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。
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５
０２、およびSH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
効果が期態できる。
効果が期態できる。
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t2が、１次過熱
器予測モデルの適用によつて符号５０８に示す如
くt1の応答遅れ波形に改善され、２次過熱器モデ
予測波形も符号５０９に示す如く応答遅れをt3か
らt2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。
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t2が、１次過熱
器予測モデルの適用によつて符号５０８に示す如
くt1の応答遅れ波形に改善され、２次過熱器モデ
予測波形も符号５０９に示す如く応答遅れをt3か
らt2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、
ドラムが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。
イパス運転中の他、通常負荷運転中はもちろん、
ドラムが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。
につき詳細に説明する。
第８図は、第６図の演算ブロツク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。
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ツク８０１，８０２は、
それぞれ温度、圧力からSH減圧通過蒸気エンタ
ルピーH201（符号８０８）とSH通気弁通過蒸気
エンタルピーH205（符号８０９）を算出し、第９
図に示す蒸気のエンタルピー温度特性から次の式
で表わすことができる。
それぞれ温度、圧力からSH減圧通過蒸気エンタ
ルピーH201（符号８０８）とSH通気弁通過蒸気
エンタルピーH205（符号８０９）を算出し、第９
図に示す蒸気のエンタルピー温度特性から次の式
で表わすことができる。
H201＝ｆ（PISH、TISH） ……(6)
H205＝ｆ（PF） ……(7)
ここに、
PISH……１次過熱器出口圧力
TISH…… 〃 出口温度
PF……フラツシユタンク圧力
尚、フラツシユ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。
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、演算ブロツク８０３はSH減圧弁および
SH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F201（符号８１０）、F205（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SH減温器入口蒸
気のエンタルピーHMIX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。
SH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F201（符号８１０）、F205（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SH減温器入口蒸
気のエンタルピーHMIX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、演算ブロツク８０４では、１次過熱器出
口温度予測値８１６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分先予
測推定値H201.P（符号８１２）を算出し、演算ブ
ロツク８０５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
ツク８０６は、SH通気弁通過蒸気の保有熱量
Q205（符号８１４）を算出する。
口温度予測値８１６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分先予
測推定値H201.P（符号８１２）を算出し、演算ブ
ロツク８０５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
ツク８０６は、SH通気弁通過蒸気の保有熱量
Q205（符号８１４）を算出する。
演算ブロツク８０７では、これらの保有熱量算
出値の和を蒸気流量FMIXで除算した予測後のSH
減温器入口蒸気エンタルピーHMIX.P（符号８１５）
が得られる。
出値の和を蒸気流量FMIXで除算した予測後のSH
減温器入口蒸気エンタルピーHMIX.P（符号８１５）
が得られる。
以上、演算ブロツク８０４から８０７で求めら
れる推定値は次式で表わされる。
れる推定値は次式で表わされる。
H201.P＝ｆ（PISH、TISH.P） ……(8)
ここに、
TISH.P……１次過熱器出口温度予測値
Q201.P＝H201.P・F201 ……(9)
Q205＝H205・F205 ……(10)
HMIX.P＝Q201.P＋Q205／FMIX ……（11）
次に、第６図の演算ブロツク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。
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TECO、圧力PECO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。
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TECO、圧力PECO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（PECO、TECO） ……（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。
り、スプレ水の有する熱量は次式で表わされる。
QSP＝HSP・FSP ……（13）
従つて、スプレ水投入後の蒸気エンタルピ予測
値H2SHi.Pは次の（14）式で表わすことが出来る。
値H2SHi.Pは次の（14）式で表わすことが出来る。
H2SHi.P＝HMIX.P・FMIX＋QSP／F2SH……（14）
ここに、
F2SH……主蒸気流量（＝ｆ（PTb））
PTb……タービン第１段後圧力
更に、２次過熱器入口圧力P2SHi（計測可能）と
（14）式とから、２次過熱器入口温度予測値
T2SHi.Pは、次式にて表わすこと出来る。
（14）式とから、２次過熱器入口温度予測値
T2SHi.Pは、次式にて表わすこと出来る。
T2SHi.P＝ｆ（H2SHi.P、P2SHi） ……（15）
次に、第６図の演算ブロツク５０２，２０１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。
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。従つて、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。
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。従つて、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
てガス液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HSOとメタル温度θMの変化は次
式にて表わされる。
てガス液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HSOとメタル温度θMの変化は次
式にて表わされる。
Ｖ・γ・dHsp／dt＝（HSi−HSO）・FS
＋Ａ・αnS・（θM−θS） ……（16）
Mn・Cn・dθM／dt＝Ａ・αgn・（θG−θM）
−Ａ・αnS・（θM−θS） ……（17）
ここに、
Ｖ……過熱器流路容積
γ…… 〃 流体比重量
HSO…… 〃 出口流体エンタルピー
FS…… 〃 液体出量
θS…… 〃 流体温度
θM…… 〃 メタル温度
θG…… 〃 外部ガス温度
Ａ…… 〃 伝熱面積
αns…… 〃 メタルから流体への熱伝達率
HS1…… 〃 入口流体エンタルピー
Mn…… 〃 メタル重量
Cn…… 〃 メタル比熱
αgn…… 〃 ガスからメタルへの熱伝達率
ここで、過熱器外部ガス温度θGは下記の経験式
で与える。
で与える。
θG＝Hu・Ff＋Ha・Fa＋Hgr・Fgr−K1／Ff・K2×４｛（H
u・Ff／CPg・FgBF×６＋273）／100｝4／Cpｇ・FgBF…
…（18） ここに、 Hu……燃料発熱量 Ff……熱料流量 Ha……空気エンタルピ Fa……空気流量 Hgr……再循環ガスエンタルピ Fgr……再循環ガス流量 Cpg……ガス比熱 FgBF……ボイラガス流量 K1，k2……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。
u・Ff／CPg・FgBF×６＋273）／100｝4／Cpｇ・FgBF…
…（18） ここに、 Hu……燃料発熱量 Ff……熱料流量 Ha……空気エンタルピ Fa……空気流量 Hgr……再循環ガスエンタルピ Fgr……再循環ガス流量 Cpg……ガス比熱 FgBF……ボイラガス流量 K1，k2……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。
CP＝（∂H／∂θ）P ……（19）
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、 dX1／dt＝A11・X1＋A12・X2＋B11・U1 ……（20） dX2／dt＝A21・X1＋A22・X2＋B22・U2 ……（21） の連立式が得られる。
出口流体温度X1とメタル温度X2についてまとめ
ると、 dX1／dt＝A11・X1＋A12・X2＋B11・U1 ……（20） dX2／dt＝A21・X1＋A22・X2＋B22・U2 ……（21） の連立式が得られる。
ここに、
U1……過熱器入口液体温度
U2…… 〃 外部ガス温度
A11〜A22，B11〜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式が得
られる。
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式が得
られる。
X〓(i)＝Φ(i-1)・X^(i-1)
＋H(i-1)・U(i-1) ……（22）
（22）式は、現時点(i)の推定値X〓(i)が、１サン
プリング時間前（ｉ−１）の最大推定値X^(i-1)と
外乱量U(i-1)により求まることを表わすものであ
る。尚、ここのΦ(i-1)，H(i-1)は（ｉ−１）時点の
推移行列と駆動行列である。
プリング時間前（ｉ−１）の最大推定値X^(i-1)と
外乱量U(i-1)により求まることを表わすものであ
る。尚、ここのΦ(i-1)，H(i-1)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。
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、演算ブロツク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
X〓(i)はボイラの観測値Y(i)とブロツク１１０７で比
較され、この偏差にブロツク１１０３で誤差重み
補正を加えて最適修正値e(i)が得られる。次に、
この補正値で前記推定値X〓iを補正して最大推定値
X^(i)を求め、これをブロツク１１０１で次回推定
演算に用いると共に、演算ブロツク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分先の予測温度１１０６を算出する。
式で表わされる熱伝達モデルであり、この推定値
X〓(i)はボイラの観測値Y(i)とブロツク１１０７で比
較され、この偏差にブロツク１１０３で誤差重み
補正を加えて最適修正値e(i)が得られる。次に、
この補正値で前記推定値X〓iを補正して最大推定値
X^(i)を求め、これをブロツク１１０１で次回推定
演算に用いると共に、演算ブロツク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分先の予測温度１１０６を算出する。
一方、ブロツク１１０４は、最適修正値e(i)か
らモデルの修正量を計算し、熱伝達モデル１１０
１を逐時修正することにより、推定値X〓(i)は常に
実機と等しく保たれる。
らモデルの修正量を計算し、熱伝達モデル１１０
１を逐時修正することにより、推定値X〓(i)は常に
実機と等しく保たれる。
尚、ブロツク１１０５での予測演算は次式によ
り行われる。
り行われる。
X^(i,i+1)＝Φ(i)・X^(i)
＋H(i)・U(i)＋e(i)
X^(i,i+2)＝Φ(i)・X^(i,i+1)
＋H(i)・U(i)＋e(i)
X^(i,N-1)＝Φ(i)・X^（ｉ，Ｎ−２）
＋H(i)・U(i)＋e(i)
X^(i,N)＝Φ(i)・X^(i,N-1)
＋H(i)・U(i)＋e(i)
ここに、
X^(i,N)……ｉ時点で計算した、Ｎサンプル先の推
定値 （予測時間ｎ＝Ｎ×サンプリング時間Ts） 〔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
蒸気温度予測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上させることができ
る。
定値 （予測時間ｎ＝Ｎ×サンプリング時間Ts） 〔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
蒸気温度予測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上させることができ
る。
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測応答波形を、第８図
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ー温度特性、第１０図は過熱
器の熱伝達機構、第１１図は蒸気温度予測演算フ
ローをそれぞれ示す。 ５０１……１次過熱器予測モデル、５０２……
起動バイパスモデル、５０３……過熱減温器モデ
ル、２０１……２次過熱器予測モデル。
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測応答波形を、第８図
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ー温度特性、第１０図は過熱
器の熱伝達機構、第１１図は蒸気温度予測演算フ
ローをそれぞれ示す。 ５０１……１次過熱器予測モデル、５０２……
起動バイパスモデル、５０３……過熱減温器モデ
ル、２０１……２次過熱器予測モデル。
Claims (1)
- 【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
過熱蒸気とフラツシユ蒸気の流量比率、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。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22679385A JPS6287702A (ja) | 1985-10-14 | 1985-10-14 | 火力プラントの蒸気温度制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22679385A JPS6287702A (ja) | 1985-10-14 | 1985-10-14 | 火力プラントの蒸気温度制御方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6287702A JPS6287702A (ja) | 1987-04-22 |
| JPH031563B2 true JPH031563B2 (ja) | 1991-01-10 |
Family
ID=16850703
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP22679385A Granted JPS6287702A (ja) | 1985-10-14 | 1985-10-14 | 火力プラントの蒸気温度制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6287702A (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP7132932B2 (ja) | 2017-02-13 | 2022-09-07 | メルク パテント ゲゼルシャフト ミット ベシュレンクテル ハフツング | 超純水を製造するための方法 |
| WO2018146310A1 (en) | 2017-02-13 | 2018-08-16 | Merck Patent Gmbh | A method for producing ultrapure water |
| CN110248896A (zh) | 2017-02-13 | 2019-09-17 | 默克专利股份公司 | 用于生产超纯水的方法 |
-
1985
- 1985-10-14 JP JP22679385A patent/JPS6287702A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6287702A (ja) | 1987-04-22 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| EXPY | Cancellation because of completion of term |