JPH0646083B2 - ボイラ昇圧制御装置 - Google Patents
ボイラ昇圧制御装置Info
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- JPH0646083B2 JPH0646083B2 JP59205499A JP20549984A JPH0646083B2 JP H0646083 B2 JPH0646083 B2 JP H0646083B2 JP 59205499 A JP59205499 A JP 59205499A JP 20549984 A JP20549984 A JP 20549984A JP H0646083 B2 JPH0646083 B2 JP H0646083B2
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Landscapes
- 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〕 本発明はボイラ昇圧制御装置に係り、特に過熱器の出口
ヘツダのコーナ部に発生する熱応力を減少させて寿命消
費量を低減するボイラ昇圧制御装置に関するものであ
る。
ヘツダのコーナ部に発生する熱応力を減少させて寿命消
費量を低減するボイラ昇圧制御装置に関するものであ
る。
近年急増する電力需要に応えるための大容量の火力発電
所が建設されているが、これらのボイラは部分負荷時に
おいても高い発電効率を得るために、超臨界圧から亜臨
界圧へ変圧運転を行なうことが要求されている。
所が建設されているが、これらのボイラは部分負荷時に
おいても高い発電効率を得るために、超臨界圧から亜臨
界圧へ変圧運転を行なうことが要求されている。
これは最近の電力需要の特徴として、原子力発電の伸び
と共に、負荷の最大と最小の差も増大し、火力発電はベ
ースロード用から負荷調整用へと移行する傾向にあるか
らである。
と共に、負荷の最大と最小の差も増大し、火力発電はベ
ースロード用から負荷調整用へと移行する傾向にあるか
らである。
つまり、火力発電は、ボイラ負荷が常に全負荷で運転さ
れるものは少なく、負荷を８０％負荷、５０％負荷、２
５％負荷へと負荷を上げ、下げして運転したり、運転を
停止するなど、いわゆる高頻度起動停止（Daily Start
Stop以下単にＤＳＳという）運転を行なって中間負荷を
担うのである。
れるものは少なく、負荷を８０％負荷、５０％負荷、２
５％負荷へと負荷を上げ、下げして運転したり、運転を
停止するなど、いわゆる高頻度起動停止（Daily Start
Stop以下単にＤＳＳという）運転を行なって中間負荷を
担うのである。
このように火力発電は部分負荷での運転が増えた場合、
負荷に応じて圧力を変化させて運転する、いわゆる全負
荷では超臨界圧域、部分負荷では亜臨界圧域で運転する
ＤＳＳ運転を行なうことによって、部分負荷での発電効
率を数％向上させることができる。
負荷に応じて圧力を変化させて運転する、いわゆる全負
荷では超臨界圧域、部分負荷では亜臨界圧域で運転する
ＤＳＳ運転を行なうことによって、部分負荷での発電効
率を数％向上させることができる。
第２図は変圧運転強制貫流ボイラの概略系統図である。
給水ポンプ１で昇圧された給水は給水管路２で給水加熱
器３で加熱された後、節炭器４に入り、予熱されて火炉
水冷壁５，６で熱吸収し、天井壁７、ケージ壁８で再び
熱吸収されて蒸発し、気水分離器９に流入する。
器３で加熱された後、節炭器４に入り、予熱されて火炉
水冷壁５，６で熱吸収し、天井壁７、ケージ壁８で再び
熱吸収されて蒸発し、気水分離器９に流入する。
気水分離器９で分離された給水は循環管路１０の再循環
ポンプ１１で昇圧され、再循環流量調整弁１２により火
炉水冷壁５，６を冷却するために必要な流量に調整さ
れ、給水管路２の給水と合流する。
ポンプ１１で昇圧され、再循環流量調整弁１２により火
炉水冷壁５，６を冷却するために必要な流量に調整さ
れ、給水管路２の給水と合流する。
一方、気水分離器９のレベルは気水分離器水位制御弁１
３により調整され、気水分離器９で分離された蒸気は一
次過熱器バイパス管路１４、一次過熱器バイパス弁１５
を経てフラツシユタンク１６に導かれる。
３により調整され、気水分離器９で分離された蒸気は一
次過熱器バイパス管路１４、一次過熱器バイパス弁１５
を経てフラツシユタンク１６に導かれる。
この導かれた流体はフラツシユタンク１６で気水分離さ
れ、液状流体はフラツシユタンクドレン弁１７を有する
液体戻し管路１８より復水器１９の液側に供給され、蒸
気状流体はフラツシユタンク蒸気ダンプ弁２０を有する
蒸気戻し管路２１より復水器１９の蒸気側に供給されそ
れぞれ回収される。
れ、液状流体はフラツシユタンクドレン弁１７を有する
液体戻し管路１８より復水器１９の液側に供給され、蒸
気状流体はフラツシユタンク蒸気ダンプ弁２０を有する
蒸気戻し管路２１より復水器１９の蒸気側に供給されそ
れぞれ回収される。
この復水器１９で回収された復水は給水となって復水管
路２２より復水ポンプ２３で圧送されて脱気器２４に導
かれて、ここで脱気されその後再び給水管路２に導かれ
る。
路２２より復水ポンプ２３で圧送されて脱気器２４に導
かれて、ここで脱気されその後再び給水管路２に導かれ
る。
他方、ケージ壁８の蒸気温度及び蒸気圧力が上昇するに
つれて発生蒸気の一部は蒸気供給管路２５を経て一次過
熱器２６に供給され、ここでさらに過熱された蒸気は二
次過熱器バイパス管路２７、二次過熱器バイパス弁２９
を経てフラツシユタンク１６へ導かれる。
つれて発生蒸気の一部は蒸気供給管路２５を経て一次過
熱器２６に供給され、ここでさらに過熱された蒸気は二
次過熱器バイパス管路２７、二次過熱器バイパス弁２９
を経てフラツシユタンク１６へ導かれる。
また一次過熱器２６で加熱された蒸気は過熱器減圧弁２
９を経て二次過熱器３０で過熱され主蒸気管路３１へ供
給される。
９を経て二次過熱器３０で過熱され主蒸気管路３１へ供
給される。
この様に主蒸気管路３１が暖まるまでは絞り弁３２が閉
じられて蒸気はタービンバイパス管路３３、タービンバ
イパス弁３４を経てフラツシユタンク１６へ導かれる。
じられて蒸気はタービンバイパス管路３３、タービンバ
イパス弁３４を経てフラツシユタンク１６へ導かれる。
その後に主蒸気管路３１が暖まると絞り弁３２をやや開
いてタービンバイパス弁３４を閉じて高圧タービン３５
へ蒸気を供給しタービン暖機運転に入る。
いてタービンバイパス弁３４を閉じて高圧タービン３５
へ蒸気を供給しタービン暖機運転に入る。
高圧タービン３５を出た蒸気は再熱器３６によって加熱
され、低圧タービン３７を経て排気管路３８より復水器
１９に導かれる。３９は脱気器加熱蒸気弁、４０はバー
ナ、４１は燃料調節弁である。
され、低圧タービン３７を経て排気管路３８より復水器
１９に導かれる。３９は脱気器加熱蒸気弁、４０はバー
ナ、４１は燃料調節弁である。
一方、二次過熱器３０の出口には第３図に示す様な出口
ヘツダ４２が取付けられ、ノズルコーナ部４３を有す
る。
ヘツダ４２が取付けられ、ノズルコーナ部４３を有す
る。
ところが、火力発電用ボイラの中間負荷運用化に伴ない
ＤＳＳ運転を行なうと、ボイラ耐圧部の厚肉管（二次過
熱器３０の出口ヘツダ４２のノズルコーナ部４３）に発
生する応力、およびこの応力に伴なう寿命消費が問題と
なる。
ＤＳＳ運転を行なうと、ボイラ耐圧部の厚肉管（二次過
熱器３０の出口ヘツダ４２のノズルコーナ部４３）に発
生する応力、およびこの応力に伴なう寿命消費が問題と
なる。
特に、高温で高圧の蒸気にさらされる最終過熱器３０の
出口ヘツダ４２のノズルコーナ部４３に発生する応力、
寿命消費はボイラプラントが要求される運用期間を信頼
性高く運用できるか否かの重要な評価基準になってい
る。
出口ヘツダ４２のノズルコーナ部４３に発生する応力、
寿命消費はボイラプラントが要求される運用期間を信頼
性高く運用できるか否かの重要な評価基準になってい
る。
最終過熱器３０の出口ヘツダ４２で消費される寿命の大
部分はクリープ損傷によるものである。以下このクリー
プ損傷評価法を第４図を用いて簡単に説明する。
部分はクリープ損傷によるものである。以下このクリー
プ損傷評価法を第４図を用いて簡単に説明する。
第４図は横軸に時間、縦軸に応力に示したボイラ起動時
の発生応力模式図である。
の発生応力模式図である。
ボイラをコールドスタートで運転して停止したり、ある
いはウオームスタートで運転して停止したりの様に、運
転、停止を繰り返すと第３図の出口ヘツダ４２の中で最
も発生応力の大きいノズルコーナ部４３の応力は第４図
に示す様に変化する。それは、ボイラ点火後、出口ヘツ
ダ４２の流体温度上昇とともに第４図のＡ点からＢ点で
は圧縮応力が発生し、定常運転に移行するに従って第４
図のＢ点からＣ点では引張応力が発生する。この現象
は、Ａ点からＢ点間では熱応力、Ｂ点からＤ点間では熱
応力に対して内圧応力が優勢になっていることを表わし
ている。
いはウオームスタートで運転して停止したりの様に、運
転、停止を繰り返すと第３図の出口ヘツダ４２の中で最
も発生応力の大きいノズルコーナ部４３の応力は第４図
に示す様に変化する。それは、ボイラ点火後、出口ヘツ
ダ４２の流体温度上昇とともに第４図のＡ点からＢ点で
は圧縮応力が発生し、定常運転に移行するに従って第４
図のＢ点からＣ点では引張応力が発生する。この現象
は、Ａ点からＢ点間では熱応力、Ｂ点からＤ点間では熱
応力に対して内圧応力が優勢になっていることを表わし
ている。
ここで、蒸気温度が出口ヘツダ４２の材質により決まる
クリープ温度領域を越える所で、応力を保持していると
クリープ損傷による寿命を消費することになる。
クリープ温度領域を越える所で、応力を保持していると
クリープ損傷による寿命を消費することになる。
第５図は縦軸に第４図の応力を示し、横軸にひずみを示
した応力、ひずみ特性曲線図で、第５図中のＡ，Ｂ，
Ｃ，Ｄ点は第４図のＡ，Ｂ，Ｃ，Ｄ点と同一のものを示
す。
した応力、ひずみ特性曲線図で、第５図中のＡ，Ｂ，
Ｃ，Ｄ点は第４図のＡ，Ｂ，Ｃ，Ｄ点と同一のものを示
す。
クリープ損傷は、第４図、第５図の初期応力σ とクリ
ープ保持時間により決まるが、第４図、第５図の初期応
力σ は、下式(1)で得られる。
ープ保持時間により決まるが、第４図、第５図の初期応
力σ は、下式(1)で得られる。
ここに、σｐτ：定格運転時相当応力 στ：圧縮時最大相当応力 （マイナスは圧縮応力、プラスは引張応力） Ｅ，Ｆ：材質、温度により決る定数 Ｙ1：降状応力 初期応力σ を抑えて、クリープ損傷を小さくしようと
すれば(1)式のうち圧縮最大相当応力στ（第４図、第
５図のＢ点）の絶対値を抑えることが必要になる。すな
わち、前記(1)式で、定格運転時相当応力σｐτは設計
条件により一定であり、降状応力Ｙ1、材質、温度によ
る決る定数（F/E−１）は、材質、温度により決まるの
で直接制御することはできないからである。
すれば(1)式のうち圧縮最大相当応力στ（第４図、第
５図のＢ点）の絶対値を抑えることが必要になる。すな
わち、前記(1)式で、定格運転時相当応力σｐτは設計
条件により一定であり、降状応力Ｙ1、材質、温度によ
る決る定数（F/E−１）は、材質、温度により決まるの
で直接制御することはできないからである。
第６図はボイラの連続運転時間（保持時間）を一定とし
たときの圧縮最大相当応力δξと寿命消費率φの特性曲
線図で、目盛は両対数表示である。
たときの圧縮最大相当応力δξと寿命消費率φの特性曲
線図で、目盛は両対数表示である。
この第６図からクリープ損傷は圧縮最大相当応力δξに
依存している。
依存している。
第７図は縦軸に蒸気圧力、蒸気温度を示し、横軸に時間
を示した起動時の蒸気圧力、蒸気温度の時間変化を示す
特性曲線図、第８図は縦軸に応力、横軸に時間を示し、
第７図の流体条件における過熱器３０における出口ヘツ
ダ４２のノズルコーナ部４３に発生する熱応力、内圧応
力の変化を示す特性曲線図である。
を示した起動時の蒸気圧力、蒸気温度の時間変化を示す
特性曲線図、第８図は縦軸に応力、横軸に時間を示し、
第７図の流体条件における過熱器３０における出口ヘツ
ダ４２のノズルコーナ部４３に発生する熱応力、内圧応
力の変化を示す特性曲線図である。
なお、第７図において曲線Ｇは蒸気温度、曲線Ｈは蒸気
圧力、第８図において、曲線Ｉは内圧応力、曲線Ｊは熱
応力を示し、Ｔ1〜Ｔ5は時間を示す。
圧力、第８図において、曲線Ｉは内圧応力、曲線Ｊは熱
応力を示し、Ｔ1〜Ｔ5は時間を示す。
従来のボイラ起動時におけるタービン通気（第７図、第
８図のＴ2）後、ボイラが再循環運転されている間（第
７図、第８図のＴ3）の昇圧制御は主蒸気圧力一定の目
標設定を行ない第２図に示すタービンバイパス弁３４を
閉じるか、あるいは燃料調節弁４１を開いて第７図の曲
線Ｈ上に示すＫ，Ｌ，Ｍ，Ｎ点の様に主蒸気圧力を上げ
て制御していた。
８図のＴ2）後、ボイラが再循環運転されている間（第
７図、第８図のＴ3）の昇圧制御は主蒸気圧力一定の目
標設定を行ない第２図に示すタービンバイパス弁３４を
閉じるか、あるいは燃料調節弁４１を開いて第７図の曲
線Ｈ上に示すＫ，Ｌ，Ｍ，Ｎ点の様に主蒸気圧力を上げ
て制御していた。
従って、変圧ベンソンボイラの最終過熱器３０の出口ヘ
ツダ４２に発生する応力を実運転データより解析すると
通気時Ｔ2から低負荷時（循環運転時）Ｔ3間においては
第８図の曲線Ｊで示す如く最大の圧縮相当応力δξが発
生している。
ツダ４２に発生する応力を実運転データより解析すると
通気時Ｔ2から低負荷時（循環運転時）Ｔ3間においては
第８図の曲線Ｊで示す如く最大の圧縮相当応力δξが発
生している。
この様にＴ2からＴ3においては第８図の曲線Ｊでは圧縮
応力がピークになり、曲線Ｉでは引張応力が一定であ
り、圧縮最大相当応力δξを低下させてクリープ損傷に
よる寿命消費を低減することはできない。
応力がピークになり、曲線Ｉでは引張応力が一定であ
り、圧縮最大相当応力δξを低下させてクリープ損傷に
よる寿命消費を低減することはできない。
本発明はかかる従来の欠点を解消しようとするもので、
その目的とするところは、ボイラ起動時に過熱器の出口
ヘツダに発生する熱応力を減少して発生応力、寿命消費
を低減し、ボイラにおける信頼性の向上を計ることがで
きるボイラ昇圧制御装置を得ようとするものである。
その目的とするところは、ボイラ起動時に過熱器の出口
ヘツダに発生する熱応力を減少して発生応力、寿命消費
を低減し、ボイラにおける信頼性の向上を計ることがで
きるボイラ昇圧制御装置を得ようとするものである。
本発明は前述の目的を達成するために、 ボイラ起動時にボイラ耐圧部の蒸気接触部に圧縮応力が
発生することを予測する圧縮応力予測手段と、 その圧縮応力予測手段での圧縮応力の予測に基づいて、
前記ボイラ耐圧部の蒸気接触部に発生する圧縮応力を減
少するように引張応力を発生させるために主蒸気圧を設
定する主蒸気圧設定手段と、 主蒸気圧を検出する主蒸気圧検出手段とを備え、 前記主蒸気圧設定手段によつて設定された主蒸気圧設定
値と、前記主蒸気圧検出手段によつて検出された主蒸気
圧検出値との偏差によつて、ボイラ耐圧部の内圧を高め
る手段を制御することを特徴とするものである。
発生することを予測する圧縮応力予測手段と、 その圧縮応力予測手段での圧縮応力の予測に基づいて、
前記ボイラ耐圧部の蒸気接触部に発生する圧縮応力を減
少するように引張応力を発生させるために主蒸気圧を設
定する主蒸気圧設定手段と、 主蒸気圧を検出する主蒸気圧検出手段とを備え、 前記主蒸気圧設定手段によつて設定された主蒸気圧設定
値と、前記主蒸気圧検出手段によつて検出された主蒸気
圧検出値との偏差によつて、ボイラ耐圧部の内圧を高め
る手段を制御することを特徴とするものである。
以下本発明の実施例を図面を用いて説明する。
第１図は本発明の実施例に係るボイラの昇圧制御装置の
概略系統図である。
概略系統図である。
第１図において蒸気温度検出器４４により蒸気温度実測
値４５、蒸気圧力検出器４６により蒸気圧力実測値４
７、蒸気流量検出器４８により蒸気流量実測値４９を検
出する。検出した実測値４５，４７，４９をもとに、統
計モデルにより区間（第７図、第８図のＴ2〜Ｔ3間）内
の時刻における流体条件を予測する。すなわち、蒸気温
度予測器５０において蒸気温度予測値５１、蒸気圧力予
測器５２において蒸気圧力予測値５３、蒸気流量予測器
５４において蒸気流量予測値５５が得られる。これら予
測値５１，５３，５５の流体条件から流体から熱伝達率
演算器５６においてメタルへの熱伝達率演算値５７を求
める。これをもとに、非定常熱伝導方程式を解いて管寄
板厚方向温度分布を求める。
値４５、蒸気圧力検出器４６により蒸気圧力実測値４
７、蒸気流量検出器４８により蒸気流量実測値４９を検
出する。検出した実測値４５，４７，４９をもとに、統
計モデルにより区間（第７図、第８図のＴ2〜Ｔ3間）内
の時刻における流体条件を予測する。すなわち、蒸気温
度予測器５０において蒸気温度予測値５１、蒸気圧力予
測器５２において蒸気圧力予測値５３、蒸気流量予測器
５４において蒸気流量予測値５５が得られる。これら予
測値５１，５３，５５の流体条件から流体から熱伝達率
演算器５６においてメタルへの熱伝達率演算値５７を求
める。これをもとに、非定常熱伝導方程式を解いて管寄
板厚方向温度分布を求める。
例えば円筒の熱伝達方程式(2)および境界条件(3),(4)を
解くことにより求める。
解くことにより求める。
α：メタル温度伝導度Ｔ：メタル温度 ｔ：時間γ：円筒中心からの距離 Ｔf：流体温度Ｔo：メタル内面温度 この方程式(2),(3),(4)を解いて求められた熱伝達率演
算値５７を基に温度分布演算器５８によって温度分布演
算値５９を求める。
算値５７を基に温度分布演算器５８によって温度分布演
算値５９を求める。
この温度分布演算値５９より、熱応力演算器６０におい
て熱応力演算値６１を求める。つぎに、熱応力演算値６
１を基に熱応力ポーク時刻予測器６２において、区間内
で最大の圧縮熱応力が発生する時刻を予測する。
て熱応力演算値６１を求める。つぎに、熱応力演算値６
１を基に熱応力ポーク時刻予測器６２において、区間内
で最大の圧縮熱応力が発生する時刻を予測する。
この様に蒸気温度予測器５０、蒸気圧力予測器５２、蒸
気流量予測器５４、熱伝達率演算器５６、温度分布演算
器５８、熱応力演算器６０および熱応力ピーク時刻予測
器６２によって熱応力ピーク予測器６３が構成されてい
る。
気流量予測器５４、熱伝達率演算器５６、温度分布演算
器５８、熱応力演算器６０および熱応力ピーク時刻予測
器６２によって熱応力ピーク予測器６３が構成されてい
る。
この熱応力ピーク予測器６３からの熱応力ピーク予測値
６４に基いて主蒸気圧力設定器６５において、その区間
（第７図、第８図のＴ1〜Ｔ5）での昇圧が、熱応力ピー
ク発生時刻に一致するよう、主蒸気圧力設定を行なう。
６４に基いて主蒸気圧力設定器６５において、その区間
（第７図、第８図のＴ1〜Ｔ5）での昇圧が、熱応力ピー
ク発生時刻に一致するよう、主蒸気圧力設定を行なう。
この主蒸気圧力設定器６５で設定した主蒸気圧力設定値
６６と、蒸気圧力検出器４６で検出された蒸気圧力実測
値４７を一致させるために演算器６７によって偏差６８
を求め、この偏差６８を比例積分演算器６９に入れ、出
力信号７０を弁開度調節器７１に与える制御信号７２に
よってタービンバイパス弁３４を閉じるか、あるいは燃
料調節弁４１を開いて昇圧するのである。
６６と、蒸気圧力検出器４６で検出された蒸気圧力実測
値４７を一致させるために演算器６７によって偏差６８
を求め、この偏差６８を比例積分演算器６９に入れ、出
力信号７０を弁開度調節器７１に与える制御信号７２に
よってタービンバイパス弁３４を閉じるか、あるいは燃
料調節弁４１を開いて昇圧するのである。
従来のボイラ起動時における昇圧制御は、前述した様に
タービンバイパス弁３４、燃料調節弁４１の弁操作はプ
ログラム制御により行なわれ、その目標圧力の設定は計
画時に決めたものを用い変更されるものではなく第７図
の曲線Ｈで示す様にＫ，Ｌ，Ｍ点へと昇圧していた。
タービンバイパス弁３４、燃料調節弁４１の弁操作はプ
ログラム制御により行なわれ、その目標圧力の設定は計
画時に決めたものを用い変更されるものではなく第７図
の曲線Ｈで示す様にＫ，Ｌ，Ｍ点へと昇圧していた。
ところが、本発明においては、高温、高圧の蒸気にさら
される過熱器出口ヘツダ３０等のクリープ損傷による寿
命消費に大きく寄与する起動時の圧縮応力δτに注目
し、目標圧力設定を行なうものでタービン通気時（第
７，８図のＴ2）からボイラの再循環運転時（第７，８
図のＴ3）間に第７図の破線Ｏで示す如く内圧をＫ，
Ｐ，Ｍへと高くし、第８図の曲線Ｊで示す圧縮熱応力の
ピークに一致するように昇圧するのである。
される過熱器出口ヘツダ３０等のクリープ損傷による寿
命消費に大きく寄与する起動時の圧縮応力δτに注目
し、目標圧力設定を行なうものでタービン通気時（第
７，８図のＴ2）からボイラの再循環運転時（第７，８
図のＴ3）間に第７図の破線Ｏで示す如く内圧をＫ，
Ｐ，Ｍへと高くし、第８図の曲線Ｊで示す圧縮熱応力の
ピークに一致するように昇圧するのである。
第８図で昇圧時、圧縮熱応力ピークに昇圧を一致させた
場合、蒸気圧力は第７図の破線Ｏで示すように高くなる
が、内圧応力は第８図の破線Ｑで示すように低くなる。
場合、蒸気圧力は第７図の破線Ｏで示すように高くなる
が、内圧応力は第８図の破線Ｑで示すように低くなる。
つまり、従来の昇圧装置では内圧応力は第８図の曲線Ｉ
（実線）で示す如く大きくなり、この時の昇圧による熱
応力への影響は小さく、熱応力は第８図の曲線Ｊで示す
如く変らない。
（実線）で示す如く大きくなり、この時の昇圧による熱
応力への影響は小さく、熱応力は第８図の曲線Ｊで示す
如く変らない。
つぎに、過熱器３０における出口ヘツダ４２ノズル内面
コーナ部４３でのトータルの発生応力を見ると、本発明
のように昇圧させると圧縮の熱応力を引張の内圧応力で
相殺することになり、第４図および第５図における従来
の点Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄの実線は、本発明の点Ａ，Ｒ，Ｓ，
Ｔの破線の様になる。
コーナ部４３でのトータルの発生応力を見ると、本発明
のように昇圧させると圧縮の熱応力を引張の内圧応力で
相殺することになり、第４図および第５図における従来
の点Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄの実線は、本発明の点Ａ，Ｒ，Ｓ，
Ｔの破線の様になる。
従って、結果的には圧縮応力の絶対値を小さくすること
になり、クリープ寿命消費をそれだけ小さくすることが
できる。
になり、クリープ寿命消費をそれだけ小さくすることが
できる。
なお第６図において、材質、設計圧力にもよるが、例え
ば、保持時間１００時間で圧縮時最大相当応力δτを１
６kg/mm2から１５kg/mm2に抑えることができれば、寿命
消費率φは約０．００００７から約０．００００６にな
り寿命消費を約１４％低減することができる。
ば、保持時間１００時間で圧縮時最大相当応力δτを１
６kg/mm2から１５kg/mm2に抑えることができれば、寿命
消費率φは約０．００００７から約０．００００６にな
り寿命消費を約１４％低減することができる。
本発明は、ボイラ起動時にボイラ耐圧部の蒸気接触部に
圧縮応力が発生することを予測する圧縮応力予測手段
と、その圧縮応力予測手段での圧縮応力の予測に基づい
て、前記ボイラ耐圧部の蒸気接触部に発生する圧縮応力
を減少するように引張応力を発生させるために主蒸気圧
を設定する主蒸気圧設定手段と、主蒸気圧を検出する主
蒸気圧検出手段とを備え、 前記主蒸気圧設定手段によつて設定された主蒸気圧設定
値と、前記主蒸気圧検出手段によつて検出された主蒸気
圧検出値との偏差によつて、ボイラ耐圧部の内圧を高め
る手段を制御するので、ボイラ起動時に発生する熱応力
を減少して寿命消費を低減することができ、しかもＤＳ
Ｓ運転を行なうものにおいては特に有効である。
圧縮応力が発生することを予測する圧縮応力予測手段
と、その圧縮応力予測手段での圧縮応力の予測に基づい
て、前記ボイラ耐圧部の蒸気接触部に発生する圧縮応力
を減少するように引張応力を発生させるために主蒸気圧
を設定する主蒸気圧設定手段と、主蒸気圧を検出する主
蒸気圧検出手段とを備え、 前記主蒸気圧設定手段によつて設定された主蒸気圧設定
値と、前記主蒸気圧検出手段によつて検出された主蒸気
圧検出値との偏差によつて、ボイラ耐圧部の内圧を高め
る手段を制御するので、ボイラ起動時に発生する熱応力
を減少して寿命消費を低減することができ、しかもＤＳ
Ｓ運転を行なうものにおいては特に有効である。
第１図は本発明の実施例に係るボイラ昇圧制御装置の概
略系統図、第２図は変圧運転強制貫流ボイラの概略系統
図、第３図は出口ヘツダのノズルコーナ部を示す拡大断
面図、第４図はボイラ起動時の発生応力模式図、第５図
は第４図の応力とひずみの特性曲線図、第６図は圧縮最
大相当応力と寿命消費率の特性曲線図、第７図は起動時
の蒸気圧力、蒸気温度の時間変化を示す特性曲線図、第
８図は熱応力、内圧応力の時間変化を示す特性曲線図で
ある。 ３４……タービンバイパス弁、４１……燃料調節弁、４
２……出口ヘツダ、４３……ノズルコーナ部、４５……
蒸気温度実測値、４６……蒸気圧力検出器、４７……蒸
気圧力実測値、４９……蒸気流量実測値、６３……熱応
力ピーク予測器、６４……熱応力ピーク予測値、６５…
…主蒸気圧力設定器、６６……主蒸気圧力設定値、６７
……演算器、６８……偏差、７１……弁開度調節器。
略系統図、第２図は変圧運転強制貫流ボイラの概略系統
図、第３図は出口ヘツダのノズルコーナ部を示す拡大断
面図、第４図はボイラ起動時の発生応力模式図、第５図
は第４図の応力とひずみの特性曲線図、第６図は圧縮最
大相当応力と寿命消費率の特性曲線図、第７図は起動時
の蒸気圧力、蒸気温度の時間変化を示す特性曲線図、第
８図は熱応力、内圧応力の時間変化を示す特性曲線図で
ある。 ３４……タービンバイパス弁、４１……燃料調節弁、４
２……出口ヘツダ、４３……ノズルコーナ部、４５……
蒸気温度実測値、４６……蒸気圧力検出器、４７……蒸
気圧力実測値、４９……蒸気流量実測値、６３……熱応
力ピーク予測器、６４……熱応力ピーク予測値、６５…
…主蒸気圧力設定器、６６……主蒸気圧力設定値、６７
……演算器、６８……偏差、７１……弁開度調節器。
Claims (1)
- 【請求項１】ボイラ起動時にボイラ耐圧部の蒸気接触部
に圧縮応力が発生することを予測する圧縮応力予測手段
と、 その圧縮応力予測手段での圧縮応力の予測に基づいて、
前記ボイラ耐圧部の蒸気接触部に発生する圧縮応力を減
少するように引張応力を発生させるために主蒸気圧を設
定する主蒸気圧設定手段と、 主蒸気圧を検出する主蒸気圧検出手段とを備え、 前記主蒸気圧設定手段によつて設定された主蒸気圧設定
値と、前記主蒸気圧検出手段によつて検出された主蒸気
圧検出値との偏差によつて、ボイラ耐圧部の内圧を高め
る手段を制御することを特徴とするボイラ昇圧制御装
置。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59205499A JPH0646083B2 (ja) | 1984-10-02 | 1984-10-02 | ボイラ昇圧制御装置 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59205499A JPH0646083B2 (ja) | 1984-10-02 | 1984-10-02 | ボイラ昇圧制御装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6183802A JPS6183802A (ja) | 1986-04-28 |
| JPH0646083B2 true JPH0646083B2 (ja) | 1994-06-15 |
Family
ID=16507868
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP59205499A Expired - Fee Related JPH0646083B2 (ja) | 1984-10-02 | 1984-10-02 | ボイラ昇圧制御装置 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0646083B2 (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5388884B2 (ja) * | 2010-01-29 | 2014-01-15 | 中国電力株式会社 | 発電設備におけるタービンの熱回収装置および熱回収方法 |
Family Cites Families (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS59219604A (ja) * | 1983-05-26 | 1984-12-11 | 株式会社日立製作所 | 蒸気配管暖気制御装置 |
-
1984
- 1984-10-02 JP JP59205499A patent/JPH0646083B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6183802A (ja) | 1986-04-28 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |