JPS6183802A - ボイラ昇圧制御装置 - 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】 〔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
ヘッダのコー十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
。゛ 〔発明の背景〕 近年急増する電力需要に応えるために大容量の火力発電
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。

これは最近の電力需要の特徴として、原子力発ｎ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。

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、
２５％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Ｈ度起動停止ＣＤａｉｌｙ
　５ｔａｒｔ　５ｔｏｐ　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。

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。

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。

一方、気水分１ｗ器９のレベルは気水分Ｍ器水位制御弁
１３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、−大過熱器バイパス弁１
５を経てフラッシュタンク１６に導かれる。

この導かれた流体はフラッシュタンク１６で気水分離さ
れ、液状流体はフラッシュタンクドレン弁１７を有する
液体戻し管路１８より復水器１９の源側に供給され、蒸
気状流体はフラッシュ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。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。

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２８
を経てフラッシュタンク１６へ導かれる。

また−次週熱器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６０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６１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１：”
ンバイパス弁６４を経てフラッシュタンク１６へ導かれ
る。

その後に主蒸気管路３１が暖まると絞り弁６２をやや開
いてタービンバイパス弁６４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６６によって加熱
され、低圧タービン６７を経て排気管路６８より復水器
１９に導かれる。６９は脱気器加熱蒸気弁、４０はバー
ナ、４１は燃料調節弁である０ 一方、二次過熱器６０の出口には第６図に示す様な出口
ヘッダ４０が取付けられ、ノズルコーナ部４１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
ＤＢＳ運転を行なうと、ボイラ耐圧部の厚肉管（二次過
熱器３０の出口ヘッダ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
出口ヘッダ４２の７ズルフ一ナ部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の出口へラダ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。

第４図は横軸に時間、縦軸に応力を示したボイラ起動時
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図の出口ヘッダ４２の中で最
も発生応力の大きいノズルコーナ部４６の応力は第４図
に示す様に変化する。

それは、ボイラ点人後、出口ヘッダ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０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、蒸気温度が出口ヘッダ４１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。

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＾ゝ、Ｂ、
Ｏ，Ｄ点は第４図のＡ、Ｂ、Ｏ，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σｉ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σ１　は、下式（１）で得られる。

ア σｉ−（σｒ　＋　Ｙｔ）　（−１）＋すτ・・・・・
（１）ここに、すｆ：定格運転時相当応力 σｆ　：圧縮最大相当応力　　゛ （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：降伏応力 初期応力σｉ　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δζ　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０この第６図からク
リープ損傷は圧縮最大相当応力δζ　に依存している。

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？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６０における出口ヘッ
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、曲線工は内圧応力、曲線Ｊは熱
応力を示し、ＴＩ−Ｔｓ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、＃
！８図のＴ２）後、ボイラが再循環運転されている間（
第７図、ｔＪｓ図の’Ｉ’ｓ）の昇圧制御は主蒸気圧カ
一定の目標設定を行ない第２図に示すり・　−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、変圧ペンソンボイラの最終過熱器３０の出口ヘ
ッダ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）　Ｔａ　　
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δζ　が発生している。

この様にＴ２からＩＩＩ、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、曲線工では引張応力が一定
であり、圧縮最大相当応力δζ　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。　　　
　　　　　り 〔発明の目的〕 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
ヘッ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
きるざイラ昇圧制御装置を得ようとするものである。

〔発明の概要〕

本発明は前述の目的を達成するために、実測値を基にボ
イラ耐圧部に発生する熱応力を予測する熱応力ピーク予
測器と、この熱応力ピーク予測器からの熱応力ピーク予
測値を基に主蒸気圧力を設定する主蒸気圧力設定器を設
け、主蒸気圧力設定器からの主蒸気圧力設定値と、主蒸
気圧力検出器からの主蒸気圧力実測値との偏差によって
ボイラ耐圧部の内圧を高めるようにしたものである。

〔発明の実施例〕

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。

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〜Ｔｓ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外布を求める。

例えば円筒の熱伝達方程式■および境界条件（３）、（
４）を解くことにより求める。

工　１　“Ｔ１ｆｆ”Ｉ’　　・・・・・・・・・・・
・■α−τ−τ＝シ＋７１７　　。

Ｊ　Ｃｌニーｈ（Ｔｔ　　　Ｔｏ）’内面境界条件・・
・（６）α　ｒ ｃｒ　Ｔ−ｏ　　　　　　　　　、外面境界条件・・・
Ａ）α　ｒ α：メタル温度伝導度　Ｔ：メタル温度６８時間　　　
　　　　ｒ：円筒中心からの距離Ｔｆ：流体温度　　　
　Ｔ、：メタル内面温度この方程式■、（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。

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を基に熱応力ピーク時刻予測器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１１！Ｉ器５０、蒸気圧力予測器５
２、蒸気流量子１ｍ器５４、熱伝達率演算器５６、温度
分布演算器５８、熱応力演算器６Ｇ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に基し１て主蒸気圧力設定器６５において、その区
間（＃！７図、第８図のＴ１−Ｔｉ）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７ｏを弁開度調節ｒＩ７１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６４、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泪い変更されるものではなく第７図
の曲線Ｈで示す様にに、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ッダ６０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δ、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Ｔｚ）からボイラの再循環運転時（第７．８図の
Ｔｓ）間に第７図の破線Ｏで示す如く内圧をに、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。

つまり、従来の昇圧装置では内圧応力は第８図の曲線■
（実線）で示す如く大きくなり、この時の昇正による熱
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における出口ヘッダ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、Ｏ，Ｄの実線は、本発明の点Ａ、Ｒ，８，
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。

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時間で圧縮最大相当応力δｔを１６
蝙−から１５〜〜　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。

〔発明の効果〕

本発明は実測値な基にボイラ耐圧部に発生する熱応力を
予測する熱応力ピーク予？ｌｌＩ器と、この熱応力ピー
ク予測器からの熱応力ピーク予測値を基に主蒸気圧力を
設定する主蒸気圧力設定器を設け、主蒸気圧力設定器か
らの主蒸気圧力設定値と、主蒸気圧力検出器からの主蒸
気圧力実測値との偏差によってボイラ耐圧部の内圧を高
めるようにしたので、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ＤＳ８
運転を行なうものにおいては特に有効である。

【図面の簡単な説明】

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３Ｖ４は出口ヘッ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１．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８１１！Ｊは熱応力、内圧応力の時間変化？示す特
性曲線図である。 ３４・・・タービンバイパス弁、４１・・・燃料ｍｔｍ
弁、４２・・・出口ヘッダ、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。 第２図 第３図 第４図 ＠５図 第６図 〃 □寿命清Ｉ卆ψ

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. ボイラ耐圧部からの蒸気温度、蒸気流量、圧力の実測値
   を基に燃料調節弁、タービンバイパス弁を開、閉する弁
   開度調節器を備え、ボイラ起動時の昇圧を制御するもの
   において、前記実測値を基にボイラ耐圧部に発生する熱
   応力を予測する熱応力ピーク予測器と、この熱応力ピー
   ク予測器からの熱応力ピーク予測値を基に主蒸気圧力を
   設定する主蒸気圧力設定器を設け、主蒸気圧力設定器か
   らの主蒸気圧力設定値と、主蒸気圧力検出器からの主蒸
   気圧力実測値との偏差によってボイラ耐圧部の内圧を高
   めるようにしたことを特徴とするボイラ昇圧制御装置。