JPS62108903A - ボイラ応力監視制御装置 - 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、ボイラの応力監視制御装置に係り、特に、高
頻度の起動停止や負荷変化運用が要請される中間負荷運
用のボイラプラントの応力監視制御に好適なボイラ応力
監視制御装置に関する。

〔発明の背景〕

ボイラプラントの運転に際して、特に、起動停止及び負
荷変化時に２次過熱器出ロヘッダ管寄などの厚肉耐圧部
の特に内面ノズルコーナ部には。

内部流体の温度とメタル温度との差に起因する熱応力が
発生し、これが主因となって疲労寿命が消費される。

また、定格運転中には、上記熱応力と内部流体の圧力に
よる内圧応力とを合計した主応力に起因するクリープ寿
命消費が顕著となる。

従って、ボイラプラントの安全運転を確保する為には上
述した寿命消費の原因となる熱応力または主応力を抑制
し、過大な寿命消費が生じないようにする必要がある。

従来、熱応力または主応力の監視制御の方式としては、
メタル温度や評価点内部流体の温度、圧力、流量などの
計測値に基づいて熱応力または主応力の現在値を推定し
、警報値を超えた場合は。

オペレータが手動により、経験的に、起動時は昇温率を
下げ、また負荷運転時は、負荷変化率や負荷変化鳴を小
さくして熱応力を抑えるようにしている。

しかし、この様な方法では、熱応力が制限値を超えたこ
とを検知してから燃料や給水の操作量を調節するため、
操作に遅れが生じる。すなわち、メタルの平均温度と内
面温度との差が減少して熱応力が低下するまでに１分オ
〜ダーの時間遅れが生じ、その結果熱応力が制限値を超
えてしまうことがあるという問題がある。

一方、熱応力制限値は、ボイラプラントの設計時に、プ
ラント耐用年数に対する起動停止運転のパターンと各パ
ターンの回数を想定して、プラント運転開始時に設定さ
れたものを定数として使用している。

しかし、実際は、プラントの運転パターン及び各パター
ンの回数が計画値と異って来るため、累積寿命消費−換
言すれば余寿命に、計画値とのずれが生ずる。その結果
、当初計画した耐用年数をそのま５想定した場合、熱応
力制限の条件がきつ過ぎたり、ゆる過ぎたりする状況が
生じているはずである。

このことは、前者の場合には、プラントの起動または負
荷連応性を不必要に制限していることを、また後者の場
合には、予定より寿命を縮める運転をしていることをそ
れぞれ意味している。

なお、熱応力の評価点としては、異る複数点を設定し、
これらの総てを監視する必要があると共に、その何れ（
こおいても、応力を制限値以下に抑えなから昇温率や負
荷を目標値に近付けるのが最も望ましいが、従来は、こ
のような観点に基づいてボイラプラントの運転を制御す
ることは全く考慮されていなかった。

し発明の目的〕 本発明の目的は、前述した従来の欠点をなくし・ボイラ
プラントの評価点の熱応力を、余寿命に見合った制限範
囲内に抑制しながら、しかも安全かつ迅速なボイラ起動
停止及び負荷運転を可能とするような、ボイラ熱応力監
視制御装置を提供するにある。

〔発明の概要〕

本発明は、前記目的を達成するために、ボイラプラント
の配管の所望個所に設定された評価点における応力を監
視及び制御するものである。

そして、その構成上の特徴は、該評価点の内部流体流量
の現状値を計算する手段、該内部流体流量計算値に基づ
いて該評価点のメタル温度分布を計算する手段、該メタ
ル温度分布計算値に基づいて熱応力を計算する手段、内
部流体の圧力から内圧応力を計算する手段、および上記
熱応力と内圧応力とから主応力を計算する手段とで構成
される応力計算部と、上記応力計算部で得られた主応力
から評価点の余寿命を計算する手段と、該余寿命計算値
から応力制限値を吏新計算する手段と、将来時点におけ
る該評価点の主応力を予測する応力予測手段と、将来の
同時点における主蒸気温度を予測する主蒸気温度予測手
段と、該同時点に２ける負荷を予測する負荷予測手段と
、応力予測値の上記応力制限値に対する偏差、主蒸気温
度予測値の目標値に対する偏差、および負荷予測値の負
荷指令に対する偏差の少なくとも１つを許容値以内に保
持し、残りの偏差の評価値（例えば、偏差の２乗の和）
を最小とするように各操作量を設定する手段とを具備し
た点にある。

〔発明の実施例〕

以下、本発明の実施例を示す前に１本発明の適用対象の
一つである油焚き定圧貫流ボイラプラント主要部の概要
を第２図及び第４図を用いて説明する。

第４図において、燃料は、燃料流量調節弁１００で流量
制帥されてバーナ１０１に供給される。燃焼用空気は、
押込通風機１０２により、ダンパ１０３で流量制御され
てバーナ１０１に送られる。

一方、給水は、給水ポンプ１０４で加圧され、給水流ｔ
ｆ４節弁１０５で流量制御されて、ボイラ２００に供給
される。

ボイラプラントの運転は、第２図から分るように、バー
ナ１０１の点火から過熱器止弁６の全開までの起動バイ
パス運転と、それ以降の負荷運転及び停止運転までの貞
流運転の２つのモードに分けられる。

まず、起動バイパス運転について説明する。第４図に示
すように、給水ポンプ１０４から調節弁１０５を介して
供給される給水は、ボイラ２００の節炭器２０１によっ
て予熱され、水壁２０２で加熱される。

そして加熱流体は、１次過熱器バイパス弁１を洩して、
および１次過熱器２０３から２次過熱添１（イパス弁２
を通してそれぞれフラッシュタンク２０６に導びかれ、
一方、蒸気はさらに、過熱器通気弁５を通って２次過熱
５２０４に通気される。

２次過熱器２０４で過熱された蒸気は、タービンバイパ
ス弁７を通って、フラッシュタンク２０６及び復水器４
００に導ひかれ、主蒸気管をウオーミングする。

次に、フラッシュタンク２０６の圧力が所定の値にまで
上昇したら、主塞止弁バイパス弁９を開いてタービン３
１０，３３０に通気し、タービン昇速を行なう。タービ
ン３１０，３３０が定格回転数（この例では３６００ｒ
ｐｍ）に達したら同期併入し、フラッジ−タンク蒸気に
より初負荷をとる。

そして、−次週熱器２０３の出口流体のエンタルピが、
フラッシュタンク蒸気のエンタルピに等しくなるように
、２次過熱器バイパス弁２の開度を制御することによっ
て一次過熱器出口温度を規定埴に制御する。

タービン初負荷併入後規定負荷に達したら、主塞止弁バ
イパス弁９の制御から、主塞止弁８を開いて加減弁制御
に切替える。

その後、目標負荷が規定値以上になったときは過熱器減
圧弁３を開き、２次過熱器２０４の人口の圧力がフラノ
ンユタンク運転圧力より高くなったときは、過熱器通気
系統上の逆止弁（過熱器通気弁５の後流に設置）により
蒸気源は一次過熱器２０３に切替る。

これと並行して２次過熱器バイパス弁２が自動的に閉じ
られ、一方、過熱器通気弁５は、過熱器止弁６の人口圧
力が規定値以上になったときに閉じられる。

つぎのステップでは、負荷要求信号により過熱器減圧弁
３を開き％負荷を俳人負荷から約２０％負荷まで上げる
。過熱器止弁６は、負荷が２０％に達すると過熱器減圧
弁３が全開になるまでは段階的に徐開され、弁３の全開
後は連続的に開く。

−万、１次過熱器バイパス弁１は、上記操作に対応して
閉じられ、負荷が約２５％で全閉する。

μ上のようにして、過熱器止弁６が全開されるまでを、
第２図に示すように、起動バイパス運転と叶ぶ〇 質流運転（通常運転）は、第２図から分るように、過熱
器止弁６が全開された後の運転フェーズで、負荷は、プ
ラント停止までタービン加減弁１０によって調節される
。タービン３１０，３３０は。

過熱蒸気の断熱膨張により回転し１発電区機ＳＯＯで発
１する〇 第４図に示した２次過熱器出ロヘッダ管寄部２０５の、
特に内面ノズルコーナ部ＮＣは、メタルが厚肉で、構造
も複雑であるがゆえに、プラントの起動、負荷、停止の
全運転領域に亘って顕著な応力が働らく部分であり、寿
命消費の面で厳しい条件下にある応力評価点の代表的な
部分である。

このほかに再熱器出口ヘッダ管寄部２０８も。

上記に比べ薄肉ではあるが、その内部がより高温の蒸気
にさらされ、その内面ノズルコーナ部には顕著なりリー
プ応力が働くため、応力評価点として重要な部分である
。

また、変圧運転ボイラプラントでは、このほかに汽水分
離器や汽水分１１＋！Ｗタンクの内面ノズルコーナが重
要な評価点となる。

このような火力発電プラントを、負荷要求指令に応じて
円滑に運転するためには、各調節弁、ダンパ等を適切に
制御する必要がある。第３図は、従来から使用されてい
る火力発電１プラント自動制鐸系の概略図を示す。

以下、第３図に従ってその機能動作の概要を説明する。

まず、火力プラントへの負荷（発電機５００の出力）要
求信号６０Ｇは、負荷変化率制限器６０１で、設定器６
０２によりあらかじめ設定された負荷変化率以内に制限
され、主蒸気圧力補正バイアス用加算器６０３に加えら
れる。

負荷変化率制限器６０１の出力信号は、また、カバナー
制到６０４へのデマンド信号となり。

ＭＷ　６０５　（発道機出力）が規定値となるように。

タービン加減弁１０を制御する・ 一万、主蒸気圧力６０６が設定値６０７に等しくなるよ
うに、減算器６０Ｂと主蒸気圧力制御６０９とによって
主蒸気圧力補正バイアスを作成し、加算器６０３にてこ
れを前記信号に加算し。

ボイラ人力指令を作成する〇 ボイラ入力指令は、給水プログラム６１０で、ボイラ入
力に見合った給水ｆｆ、１ｉ［指令信号に変換され、給
水流量６１１の設定値として給水制御６１２へ導かれ、
給水流ｔａ１４節弁１０５の制御用として使用される。

前記ボイラ入力指令はまた、燃料プログラム６１３で負
荷に見合った燃料量指令信号に変換される。

主蒸気温度６１４とその設定＠６１５との偏差（減１ｉ
ｉｉ６１５Ａによって得られる）に見合った制御信号と
して、主蒸気温度制御６１６で作成された主蒸気温度補
正バイアス信号および前記燃料量指令信号が、加ｖｔ器
６１７によって加算され。

燃料流１ｉ６１８の設定値（燃料量指令）として燃料側
倒６１９に与えられる。そしてその制御出力によって燃
料流量調節弁ｌＯＯを制御する。

上記燃料量指令はまた。排ガス過剰０．６２０の設定値
６２１に対する偏差（減算器６２２によって得られるに
見合った制御信号として、０２補正制御６２３で作成さ
れた０２補正バイアス信号と、加算器６２４によって加
算され、空気流量指令信号となる。

空気置割＠６２５では、空気流ｔ６２６が空気流を指令
信号に等しくなるように、押込通風磯ダンパ１０３を制
御する。

以上が、火力元電プラント自動制倒系の概要である。

第１図は、本発明を第３図に示したボイラプラント制御
系に適用した実施例の全体構成を示すブロック図である
。図に２いて、第３図と同一または等価なものは同一記
号で表わす０なお、本実施例においては、応力評価点を
２次過熱語出ロヘッダ管寄内面ノズルコーナ部ＮＣとし
た場合について説明する。

第１図において従来と異るのは、次の機能ブロックが追
加されていることである。

（１］応力計算機能ブロンク１０００ （２）余寿命計算機化ブロック１１００（３）応力制限
（直計算機能ブロック１２００（４）主蒸気温度予測機
能ブロック２０００（５）応力予測機能ブロック２１０
０ （６）負荷予測機能ブロック３０００ （７）制御評価機能ブロック４０００ （８）最適操作量探索機能ブロック５００゜（９）最適
操作量出力機能ブロック６００００＠優先制鈎選択機化
ブロック７０００応力訂菖機能ブロック１０００は、応
力評価点における熱応力と内圧応力の両方を考慮した主
応力の現状値を計算する部分である。

余寿命計算機能ブロック１１００　は、上記で計算した
主応力現状値に基づいて累積寿命消費率を計算し、これ
より余寿命を計算する部分である。

応力制限値計算機能ブロック１２００　は、上記余寿命
計算値に基づいて応力制限値を再計算する部分である。

主蒸気温度予測機能ブロック２０００は、指定時間後の
主蒸気温度を予測する部分である。

応力予測機能ブロック２１００は、上記主蒸気温度予Ｉ
ｌ！Ｉ　ｌｌ１１′ｉこ基づいて上記指定時間後の応力
を予測計具する部分である。

貫荷予測機能ブロック３０００は、指定時間後の負荷レ
ベルを予測する部分である。

制御評価機能ブロック４０００は、上記応力子供１ｊ値
が応力制限１直↓メ下で、運転フェーズに対応しで王蒸
気ＯＡ度予測亀と設定１直との偏差（偏差１）、負荷予
測値と′Ａ、向安求信号との偏差（偏差２）の両者また
はイｉ」れか一方が最小１直であるかどうかを判定評価
する部分である。

そして、判定結果が良くない場合には、最適操作蓋探索
機能ブロック５ｏｏｏ＋ｃおいて、上記該当偏差を小さ
くする方向の最適な操作蓋を探索し。

これに基づいて上述主蒸気温度予測機能ブロック２００
０　、応力予測機能ブロック２１００　、負荷予測機能
ブロック３０００で各予測値を再計算し。

制御計側機能ブロック４０００　で判定条件が満足され
るまで、上記探索を繰り返す。

判定条件が満足された場合には、その時の操作量を、最
適値として、最適操作量出力機能ブロック６０００を介
して出力する。

以下、各機能フロックにつき詳細に説明する。

第５図は％応力計算機能ブロック１０００の詳細愼能ブ
ｌｊ５・り図を示１゛。本ｇＩＭ、例は、応力評価点の
メタル温度分布計算を、第２図に示したように内部流体
の流量と圧力に応じて、定常温度分布計算モデルと非足
常温度分布針算モテルの間で切替えて、高梢度に行うも
のである。

な２．この場合、内部流体の流量計算も同期併人前（流
量ｌｉ算１）と併入イ々（流量計算２）に分けて１例え
ば待以昭６０−５３８５６号に説明したような手法で計
算する。

以下、第２図、第４図及び第５図を用いて、応力計算機
能ブロック１０００の具体例について詳細に説明する。

前に述べたように、第４図において、２次過熱器２０４
の出ロヘンダ管寄２０５（以下、評価点と略称−Ｊ−る
）の内面ノズルコーナＮＣには、ブラント停止後にも応
力が発生するため、プラント起動から停止まではもちろ
んのこと、更に停止後も継続して、応力を監視する必要
がある。

その場合、評価点２０５のメタル温度分布は、主蒸気管
ｚｏｇよび水管２２に内部流体が流れている場合は、非
定常温度分布特性に従うが、内部流体が流れていない場
合は、定常温度分布特性に従う。

このため、メタル温度分布を精度良（計算するためには
、内部流体の状態に対応して計算モデルを適切に切替え
る必要がある。

ところが、評価点２０５の内部における流体の流量は、
直接計測することができない。したカ遵って、本発明で
は、タービンの同期併入までは、タービンバイパス弁７
の開度や、２次過熱１ｖＦ２０４の出口流体圧力とフラ
ッシュタンク２０６の内圧との差圧などから計算し、同
期併入後は、タービン負荷から計算することとしている
。

以上に説明したように、２次過熱器出口管寄すなわち評
価点２０５には、ボイラ点人後、過熱器通気弁５とター
ビンバイパス弁７が開くまでは。

内部流体は流れない。それ故に、”評価点２０５のメタ
ル温度分布は、定常メタル温度分布計算モデルにしたが
って計算する。

一方、上記両弁５および７が開いた恢は、過熱器止弁６
が閉じられるまで、評価点２０５には。

内部流体が流れるため、メタル温度分布は非定常メタル
温度分布ｉｔ算モデルにしたがって計算する。

なお、非定常メタル温度分布計算では、内部流体からメ
タルへの伝熱量を計算するため、内部流体の流量を計算
する必要がある。

第２図に示したように、同期併入までは、タービンバイ
パス弁７の開度、主塞止弁前上部シートドレン弁１２の
開閉、主蒸気管ドレン弁１１の開度、及び初負荷をとる
までの低圧および中φ高圧ターヒン３１０　、３３０の
昇速過程におけるターヒン回転数Ｒを人力信号として、
内部流体の流量を計算する（第２図の流量計算１）。

一方、併入後は、タービン負荷ＭＷ（または発４（４ｓ
ｏｏの出力）を人力信号として前記流量を計算する（第
２図の流量計算２）。

次に、第５図の各部の動作について説明する。

まず、装置の動作を開始させた時、メタル温度分布初期
値計算部１００１で、評価点２０５の内部流体温度計測
値Ｔｆと外面メタル温度計測値Ｔユ。を用い、定常メタ
ル温度分布計算モデル（後で詳述する）に基づいて、評
価点２０５のメタル温度分布の初期値を計算する。

次に、バーナが点火されてプラントが起動されると、バ
ーナ点火信号を検知し、モデル切替条件判定部１００２
を動作させ、評価点の内部流体の圧力計測値ｐ、と流量
計算値Ｇを連続監視させる◇そして、過熱器通気ｆｆ５
とタービンバイパス弁７が開いて評価点２０５に内部流
体が流れているかどうかを、内部流体の圧力計測値Ｐ、
および流量計算値Ｇの両方が規定値以上になったかどう
かで判定する。

すなわち、流量計算値Ｇおよび計測値Ｐｆの少なくとも
一方が規定値未満の場合は、内部流体が流れていないと
判定し、定常メタル温度分布計算モデル１００３を動作
させる。そして、切替スイッチ（Ａ）　ｌ　００４　を
ａ＠、すなわち定常メタル温度分布計算モデル側に切替
えて、その計算結果をメタル温度分布記憶部１００６に
格納するようにする。

上記両肘測値が共に規定値以上になった場合には、非定
常メタル温度分布計算モデル１００５を動作させる。そ
して、切替スイッチ（Ａ）　１００４をｂ側、すなわち
非定常メタル温度分布計算モデルＩｏｏｓ　側に切替え
て、メタル温度分布記憶部１００６には、その計算結果
を蓄えるようにする。

非定常メタル＠度分布計算では、まず最初（こ。

前述のように同期俳人前と後とで異る計算方法により、
各種プロセス量Ｄａを基に内部流体流量計算部１００７
　により計算した内部流体流量計算値Ｇと内部流体の温
度と圧力の計測値Ｔｆ及びＦｆを用いて、熱応力計算部
１００８で、内部流体からメタルへの熱伝達率を計算す
る。

つぎに、前記の熱伝達率を％後述の（４）式に代入して
得られる内面メタルの境界条件に基づき、切替スイッチ
（Ｂ）　１００９　をｂＩｌｔｌｌに切替えて得られる
メタル温度分布記憶部１００６の内容（定常メタル温度
分布計算モデル１００３　による計算結果）を初期温度
分布として便用し、非定常メタル温度分布計算モデル１
００５でメタル温度分布を計算する。

さらに前記の計算結果を外面メタル温度計測値ＴＭＯで
補正し、その補正結果を、スイッチ（人）１００４　の
ｂ　１１１＋１人力を介してメタル温度分布記憶部１０
０６　に格納する。

プラント停止時は、第４図の過熱器止弁６が閉じられて
評価点２０５の内部流体が減少する。

前記内部流体の流量と圧力の少なくとも一方が、規定値
未満になったことを、モデル切替条件判定部１００２で
検知すると、上記とは逆に、メタル温度分布計算モデル
を、非定常メタル温度分布計算モデル１００５から定常
メタル温度分布計算モデル１００３　に切替える。

この時のメタル温度分布初期値としては、メタル温就分
布記憶部１００６　の内容を、切替スイッチ（Ｂ）１０
０９　　をａ　ｔｊｌｌｌに切替えて１史用する。さら
に、切替スイッチ（Ａ）　１００４　　もａ　Ｉ！！Ｉ
に切替えて、定常メタル温度分布計算モデル１００３の
計算結果をメタル温度分布記憶部１００６に格納する。

熱応力は、以上のようにして計算され、格納されたメタ
ル温度分布記憶部１００６の内容に基づいて、熱応力計
算部１０１０　で計算する。一方、内圧応力は、内部流
体の圧力計測１直Ｐ、に基づいて、内圧応力計算部１０
１１　で計算する。

以上のようにして求めた熱応力および内圧応力の計算値
から、主応力計算部１０１２　で主応力を計算する。

次に、メタル温度分布計算と応力計算の実施具体例につ
いて、さらに詳細に説明する。

まず、何れも同じ計算式を使うメタル温度分布初期値針
３を部１００１　と定常メタル温度計算モデル１００３
について説明する０ ２次過熱器出ロヘノダ管寄、すなわち評価点２０５を、
第２１図に示すような各部寸法をもった無限円筒とみな
し、軸方向の温度分布は生じない一換言すれば、その半
径す方向の温度分布は、軸方向のどの位置でも同じであ
ると仮定する。

そして、第２２図に示すように、ＦＦ価点点２０５おけ
る半径方向８個のうち、ｉ番目の分割点のメタル温度Ｔ
１　（ｉはＯ−Ｎ　）を、次の（１）式の定常温度分布
計算式を用いて計算する■Ｔ　　；ｋｔｎｒ・　＋　Ｂ
　　　　　　　−−−（１）ただし。

ここで、 ｒ　　：円筒中心からの距離 ａ　　：円筒内半径 ｂ　　＝円筒外半径 ＴＭ□　　：外面メタル温度計測値 Ｔｆ：内部流体温度計測値 つぎに、非定常メタル温度計算モデルに２ける温度分布
１其式について説明する。

上記と同様に、評価点２０５を無限円筒とみなし、かつ
その軸方向の温度分布は生じないものと仮定すると、半
径方向の非定常メタル温度分布は、次の（３）〜（５）
式で計算されるＯ ここで。

λ　：メタルの熱伝導率 ｈ　：内部流体からメタル内への熱伝達率Ｔ　：内面メ
タル温度計算値 なお、前記（４）式は、内部流体から評価点２０５のメ
タルに伝達される熱量が、メタル内茨面における温度勾
配とメタルの熱伝導率との積に等しいことをあられすも
のであり、また前記（５）式は、前記メタル外表面では
熱的に平衡状態にあることを示すものである。

前記式（３）〜（５）をディジタル計算機（図示せず）
で計算するためには、定常温度分布計算の場合と同様に
、評価点メタルを半径方向にＮ分割し。

各分割点のメタル温度Ｔ、（ｉ）を求めるように、分割
単位長さをΔｒ、温度分布の計算周期をΔｔとして、第
２３図に示す差分形式に変換することが必要である。

第２３図において、６０は変換前のデータを記憶するテ
ーブルであり、６１は差分形式にｆ換する変換部である
。また、６２は変換後のデータを記憶するテーブルであ
る。

６０に記憶されたデータは、変換部６１で次の（６）式
のように変換される。すなわち、ここで。

Ａ。

Ｊ ただし、 Ｔｆ（ｉ）　　：内部流体の時刻ｊの温度Ｔ（ｊ）−メ
タルの分割点ｉの時刻ｊの温度ａ、：熱披散率（時刻ｊ
の値） λ　　：熱伝導率（時刻ｊの値） ｈ　　：熱伝達率（時刻ｊの値） Δｒ　　：メタルの円筒分割単位長さ つぎに、熱伝達率り、は、熱伝達率計算部１００８にお
いて、次の（７）〜（ｌＯ）式に基づいて計算される。

（−巴尚次外共著、森北出版株式会社、「伝熱工学」第
８９頁など参照）。

ｗ　＝　Ｇ・ｖ／９　　　　　　　　　　　　　　　　
　・・・・・・・・・（７）“　　２ ｓ＝　−３・・・・・・・・・（８） ここで。

Ｗ　：蒸気流速 Ｇ　：内部流体流量 Ｖ　：内部流体比容積（温度Ｔ、と圧力Ｐ、の関数） Ｓ　：流路断面積 ＦＬ：レイノズル数 ν　：動粘性係数（温度Ｔ、と圧力Ｐの関数）Ｋ　：熱
伝導率（温度Ｔｆと圧力Ｐの関数）Ｐ　ニブラントル数
（温度Ｔ１と圧力Ｐの関数）前記式（７）における内部
流体流量Ｇは内部流体流量計算部１００７において、俳
人前は、次の（１１）式を用いて計算される。

ここで、 Ｇ１：タービンバイパス弁７の流量 Ｇ２：主塞止弁前上部シートドレン升１２の流量 Ｇ８＝主蒸気管ドレン弁１１の流量 ０１２１段再熱器２０７の蒸気流量 上記Ｇ、、　Ｇ２．　Ｇ、は各々の弁の差圧特性に基づ
く一般の流址計算式１こより求めることができる。

すなわち、流ｊｔＧ＋は、２？：Ｋａ熱姦出口蒸気圧力
とフラノン１タツク指内圧との着圧を用いて。

また流量Ｇ２．山は、２次過熱晶出口蒸気圧力と復水器
圧力との差圧を用いて、各々の弁流路断面積などの弁特
性に基づいて、各々計算することができる。

一方、Ｇ１□は、俳人前の最大流敏にターしンの定格回
転数に対する比率を乗することによって計算できる。

なお、上式における係数１／４は、生蒸気雪２０が２本
設置されたプラントについて、各々の管寄・＼ラダの流
量を全蒸気量から按分（！Ａ′ＩＩ−するための係数で
ある。

つぎに、併入後の円部流体流量Ｇは、タービン負荷に対
する主蒸気流量を予めテーブルとして記憶させて置き、
このデータに基づいて補闇討算により計算することがで
きる。

上記手順により、非定常メタル温度分布計算式で計算し
た結果は、外面メタル温度計測恒ＴＭＯを用いで、 ａ）メタル内面熱伝達率が５式（１０ンに一致し。

さらに、 ｂ）外面メタル温度を計測値番こ一致させるように。

補正される。すなわち、内面メタル温度計算値Ｔと外面
メタル温度計算１ｖ７ＬＴＨとの差の大きさにしたがっ
て、 （１１１Ｔｏ−ＴＭｌ≧０．５℃（温度差が大）の時は
、比例配分の考えを用いて、 ここで。

Ｔｏ−ＴＮ　　ｈ・Δｒ ただし、 Ｔ、：補正前の分割点１のメタル温度計算値Ｔ、′：補
正後の分割点ｉのメタル温度計算値なる計算式によって
、また。

（２１１Ｔｏ−ＴＮＩ＜０．５℃（温度差が小）の時は
、第２４図に示したような平行移動の考えを用いて、’
ｒ、’　＝　Ｔ、　−（ＴＮ−Ｔ、。）　　　　　　　
・・・−・・−（１５ｉなる式によって、それぞれメタ
ル温度分布の補正計算を行う。

つぎに、熱応力計算部１０１０について説明する。ここ
では、上記方法によって計算・補正され、メタル温度分
布記憶部１００６に記憶されている結果（メタル温度分
布）を用いて１次の（１６）（１７）式により評価点２
０５の一般部（ノズルコーナ部ＮＣ以外の部分）の熱応
力を計算する。

ここで。

σθ、　２局方向内面熱応力 σｚｔ　　”軸方向内面熱応力 Ｔ　　：メタル体積平均温度 ｖｅ ′Ｅ　　：ヤング率 α　　：線膨張率 ν　　：ポアソン比 Ｔ１ｍ二分割点ｉのメタル温度の記憶値Ｔｏｍ：内面メ
タル温度の記憶値 Ｔ　　：外面メタル温度の記憶値 ８ｍ 上式におけるヤング率Ｅ、巌膨張率αは、メタル体積平
均温度に依存するため、これをパラメータとして定数テ
ーブルより内挿計算によって決定するのが望ましい。

つぎに内圧応力計算部について説明する。ここでは、内
部流体の圧力計測値に基づいて、内圧応力を次の（１８
）（１９）式を用いて計算する。

ａ　　−−ｐ、　　　　　　　　　　　　・・・・・・
・・・Ｕ娩「ｐ ここで、 σ１．二半径方向内圧応カ σ、　　：内圧芯カ強さ 町　：内圧 Ｄｉ＝管内径 ｔ　　：板厚 以上で計算した熱応力と内圧応力を基にして。

主応力計算部１０１２　では、評価点２０５の一般部に
対する内面ノズルコーナ部ＮＣへの応力集中を考慮し、
次の（２０）（２１）（２２）式により、内面ノズルコ
ーナ部の主応力を計算する。

ａ　″ゞ　°０　　　　　　　　　・・・・・・・・・
（至）ｒ　　　　　　ｒｐ　　　　　　ｒｐ σα＝にθ１−σθ、＋にθｐ・σｐ　　・・・・・・
・・・シυσ２＝　Ｋｚｔ＠σｉｔ＋ＫＺｐ・σｐ　　
・・・・・・・・・Ｃ２１ここで、 Ｋ、、　　：周方向熱応力集中係数 に２．　　：４４Ｉ１１方向熱応力集中係数Ｋ　　：牛
径方向内圧応力集中係数 ｐ Ｋθ、　：周方向内圧応力集中係数 に２．：＋＋ａ＋方向内圧応力集中係数σｒ　　二手径
方向主応力 σθ　　：周方向主応力 σ　　：軸方向主応力 なお、前述の実施例では、内部流体流皺の計算値および
内部流体の圧力実測値とそれぞれの基準値との比較結果
に基づいて、メタル温度分布計算モデルの定常／非定常
間の切替えを実行したが、過熱器止弁６の開閉状態に応
じて前記の切替えを実行してもよい。

次に、余寿命＃ｎ機能ブロック１１００の具体例につい
て説明する。第６図は、余寿命計算フローを示す。以下
このフローに沿って計算方法を説明する。

まず、疲労寿命計算の手順について説明する。

まず、ステップ１１０１では、前記の式（２０）〜（２
２）に基づいて、内面主応力差（９，〜Ｓ、）を次式（
２３）〜（２５）により求める。

９、＝リーσｚ　　　　　　　　　　　　”’　”’　
”’困９、＝　σ　−σ　　　　　　　　　　　　　　
　・・・・・・・・・Ｑ滲Ｓ、＝σ、−σθ　　　　　
　　　　　　　・・・・・・・・・（２５１次にステッ
プ１１０２では、前記の式（２３）〜（２５）によって
計算した各々の主応力差Ｓ、〜Ｓ、について、その応力
型幅をとらえ、これに基づいて設計疲労線図より寿命消
費を計算する。

例えば、主応力差Ｓ、が第７図に示すような時間的変動
を示したとすれば、Ｓ、についての応力全振幅２．．２
２　　が求められる。同様にＣ２，Ｓ３■■厘鳳 にライてもｚ、　　ｌ　ｚ２　　＋　””　＋　Ｚｌ　
　＋　ｚ２＋　”’　　がそれぞれ求まる。

つまり、各主応力差の変化曲線に現われる多数の極小値
と極大値の中から、まず最大の振幅を有する極小・極大
値の対をピックアップし、つぎに残りの権小・極大１直
について同様にピックアップするというように。

８Ｉ（コライては、Ｚｌ、ｚ２・・（Ｚ１ンｚ２〉・・
・）ｎｕ　　　　　　　ｉｎ Ｓ、（こついては、Ｚｌ　　＋　Ｚ２　　＋−・（Ｚｌ
＞　Ｚ２ン−）ＩＩ　　　　　　　　ｍｌ Ｓ、については、　Ｚｌ　　、　Ｚ２　　、・−（Ｚｌ
　＞Ｚ２　＞−）のように求める。

＋１ 次に、これらの応力全振幅へ　〜Ｚ、（ｉ＝１＋・・・
ｎ）の中から次式（２６）に示すよう（こ、順次最大値
を選び応力片振＠Ｈ８，１（２，・・・を求める。

ステップ１１０３では、この応力片”Ａ幅Ｈ，、Ｈ２に
対応させて、第８図に示すような設計疲労線図より許容
繰返し回数Ｎｌ　＋　Ｎ、　Ｉ・・・を求める。さらに
、これらの許容繰返し回数Ｎ、　Ｉ　Ｎ２！・・・の逆
数より、ステップ１１０４　Ｊこおいて、次式（２７）
に示す１サイクル当りの疲労寿命消費量φｆを計算する
。

つぎに、クリープ損傷寿命消費の計算手順について説明
する〇 ボイラの起動時の主応力差の時間的ｆ：動は、θ方向（
周方向）のものを二次過熱１セ管寄部について模式的に
示すと、コールドスタートかホットスタートかにはかか
わり無く、第９図のようになる。すなわち、起動後一旦
は圧縮側に変化するが。

その後圧力上昇に伴って引張側に変化し、初期応力σ、
に遅した後徐々に緩和する。

クリープ損傷寿命は、第ｉｏ図Ｊこ示すように、檀々の
初期応力σ、に対する緩和カーブを計算機に記憶させて
おいて、初期応力σ□の値に応じた！ａ和カーブを選択
し、第１１図（、）に示す応力緩和カーブの緩和開始時
点Ｓからの経過時間Ｔにおける応力σ（Ｔ）と時間幅Δ
Ｔを求める。

そして、このσ（Ｔ）を用いて、第１１図（ｂ）に示す
ようなりリープ破断カーブより破断時間ｔｒ（σ（Ｔ）
）を求め、上記ΔＴの間のクリープ損傷をΔｔ／ｌｒと
して求める。

第６図のステップ１１０６ではｓ　′ｆＪｔＪ記式（２
１）で求めた内面周方向の応力σθが圧縮方向（即ち。

第９図では負側）に相当する時は、ステップ１１０７へ
移行し、ステップ１１０５で計算した次式（２８）に示
す相当応力σ、がこれまでの最大値であるかどうかをチ
ェックする。

そして最大であれば、これとこの時のメタル平均温度を
メモリに記憶しておく。

内面周方向の応力σθが引張方向（即ち第９図では上側
）に転じた場合は、ステップ１１０８でメタル平均温度
がクリープ域（例えば、二次過熱器出口ヘッダ管寄につ
いては５１０℃）に入ったか否かを判定する。

前記クリープ域に入ったときは、応力緩和カーブの初期
応力以後の緩和経過時間Ｔを計数するための、クリープ
保持時間力ヮンタをスタートさせる。そして引続きステ
ップ１１０９　で初期応力σ。

を計算する。

第１２図には、第６図のステップｌ　ｌ　Ｏ’９におけ
る初期応力計算の詳細フローチャートが示されている。

このフローチャートと第１３図〜４１７図を用いて初期
応力の計算手順について以下説明する。

第１３図に示された応力歪線図の例は、初期点が０点に
ある時に圧縮側最大相当応カカＳ発生し、その値がその
時の温度の圧縮側降伏応力Ｙ１を超え、その後応力が引
張方向に転じ最大値σ、に達した経路を示したもので、
σいが初期応力であり、その１直は次式（２９）で表わ
される。

また、；ｖＪ期応力が定格温度での降伏応力Ｙ、を超え
る場合は、同図σ、′のようになり、次式（３ｏ）で表
わされる。

Ｐ。

ここで、Ｅ、：　　定格温度でのヤング率、Ｐ　Ｓ　　
定格温度での高温引張特性頑き。

である。

まず、ステップ１１０９Ａでは、第１３図に示す応力歪
線図を用いて、圧縮側での降伏応力Ｙ、。

圧縮側最大応力発生温度での高温引張特性頑きＦ。

圧縮側最大相当応力発生時の温度でのヤング率Ｅを計算
する。

次のステップ１１０９Ｂ　では、第１４図に示すように
、前回運転時の応力緩和最終値ＳＯ９定格運転時、ｉａ
Ｓ応力σ、２及び圧縮側最大相当応力σ２から、圧縮側
最大応力ＳＢを次式（３１）によって求める。

９Ｂ　＝　９０−σＰ２＋σ、　　　　　　　叫・・・
・−Ｃ３υこの圧縮側最大応力９Ｂと降伏応力−Ｙ１と
をステップ１１０９Ｃで比較し、　　５ＩＢ（−Ｙ、　
　のときはステップ１１０９Ｄ　へ、それ以外のときは
ステップ１１０９Ｈへ移行する。

ステップ１１０９Ｄ　では、引張側相当応力３人を、第
１回目起動のときは第１３図に、また第２回目以降起動
のときは第１４図にそれぞれ示す方法により、次式（３
２）の如く求める。

９Ａ＝（’３Ｂ＋Ｙｌ）（−−１）＋ＳＯ・−・川・−
Ｃ３りこの引張側相当応力３人と定格温度での降伏応力
Ｙ、とをステップ１１０９Ｅ　で比較し、９Ａ＞Ｙ。

であればステップ１１０９Ｆ　　へ移行し、それ以外の
ときはステップ１１０９Ｇ　へ移行する。

ステップ１１０９１；’　　へ移行したとき、即ち圧縮
側でも引張側でも降伏する場合は、第１７図に示すよう
にして、次式（３３）により初期応力σＡ２を計算する
。

ス−７−クプ１１０９（）へ移行するのは、第１４図に
示すようにして、即ち応力が緩和してＳＯまで下った時
点でボイラ停止後再起動するような場合で、圧縮側で降
伏するときの初期応力σ、を求める。

ステップ１１０９Ｈでは、引張側相当応力ｓ。

と定格温度での降伏応力Ｙ３とを比較し、９０≦Ｙ３の
場合は、ステップ１Ｉ０９Ｉ　　へ移行し、！９０＞Ｙ
。

の場合はステップ１１０９Ｊ　へ移行する。

ステップ１１０９Ｉ　　へ移行したとき、即ち第１５図
に示すように圧縮側でも引張側でも降伏しないときは、
初期応力はＳＯと変らないので初期応力び、□′を９０
と等しいと置く。あるいは、初期応力σＡ１′　　を計
算する。

ステップ１１０９Ｊ　　へ移行したとき、即ち第１６図
に示すように圧縮側で降伏せずに、引張側で降伏すると
きは、次式（３４）によって初期応力σＡ２′を求める
。

このようにステップ１１０９によって求められた初期応
力σ□に基づいて、第６図のステップ１１１０では、ま
ず最初に、第１０図に示した応力緩和曲線を用い、第１
８図に示すように、内挿法ｌこよって適用すべき応力緩
和曲線〔鎖線）を求める。なお、第１８図の実線は、予
め記憶されている応力緩和曲線である。

その恢、クリープ保持時間力ワンタの値Ｔに対応させて
、次のようにしてクリープ損傷寿命を計算する。

クリープ損傷寿命計算の手順を、第１９図（ａ）〜（ｃ
）に示された具体例にしたがって説明する。第１９図（
ａ）〜（ｃ）には、適用される応力緩和曲線が示されて
いる。

応力緩和曲線は、償軸のクリープ保持時間（第９図で、
主応力差がピーク値を示してからの経過時間）　０，１
　、０，２　、０，４　、０，７　、１．０時間におけ
る応力として、それぞれσ（０，１）　ｌσ（０，２）
。

σ（０，４）、σ（０，７）　、σ（１，０）なる値が
与えられる（すなわち、記憶されている）。

第１９図（ａ）〜（Ｃ）は、クリープ保持時間Ｔが上記
時間の隣接する２つの中間時間点に対して、それぞれ左
側にある場合（第１９図ａでは、０．４と０．７の中間
点０．５５の左側にＴが位置している）。

上記時間点に一致している場合、中間時間点に対して右
側にある場合（第１９図Ｃでは、０．２と０．４の中間
点０．３の右側にＴが位置している）を表わしている。

この実施例は、クリープ損傷評価のための応力を、前記
時間点の応力に合致していると仮定し、この応力を代表
曲なものとして持続時間ΔＴを設定することにより、ク
リープ損傷寿命消費の計算を簡単にしようとするもので
ある。

ｇｌＱ図（ａ）の例によれば、応力とその持続時間ΔＴ
との関係は、 σ（０，１）の応力が　ΔＴ、　＝（０，１５−０，１
）時間、σ（０，２）の応力が　ΔＴ２−（０，３−０
−１５）時間、またσ（０，４）の応力が　ΔＴ３＝（
Ｔ−０，３）時間。

それぞれ保持されたものと仮定する。

第１９図（ｂ）の例では、 σ（０，１，）の応力が　ΔＴ、’＝（０，１５−０，
１）時間、またσ（０，２）の応力が　ΔＴ、’＝　（
０，４−０，１５）時間、それぞれ保持されたものと仮
定しており、さらに。

第１９図（ｅ）の例では、 σ（０，１）の応力が　ΔＴ、″＝　（０，１５−０，
１）時間、またσ（０，２）の応力が　ΔＴ、”＝　（
Ｔ　−０，１５）時間、それぞれ保持されたものと仮定
している。

ここで、前記σ（Ｏｌｌ　）　＋σ（０，２）　ｒσ（
０，４）。

・・・・・・に対応する破断時間が、それぞれ’Ｉｔ　
ｔ２＋　ｔ３＋・・・として与えられている。これらか
ら、クリープ損傷寿命消費φ。は、それぞれ第１９図（
、）〜（ｃ）の場合について表わすと、次式（３５）〜
（３７）のようになる。

このようにして求められたクリープ損傷寿命消゛　費φ
。と、前記疲労寿命消費φ、とに基づいて。

第６図のステップ１１１１および１１１２において。

合計寿命消費φ１と累積合計寿命φ７を次のように計算
する。

まず、ステップ１１１１において１サイクルごとに、即
ちサイクルｉごとに合計寿命消費φ、を次式（３８）に
より求める。

φｉ−φｆｉ＋φ□　　　　　　　　　　・・・・・・
・・・（至）次に、ステップ１１１２において、今回の
第Ｎサイクルまでの累積合計寿命φ７を、次式（３９）
により求める ステップ１１１３は、前述したように１サイクル当りの
許容寿命を計算する。

このためその基準データとして１例えば起動モードごと
に、即ちコールドスタートモード、ウオームスタートモ
ード、ホットスタートモードごとに、許容起動回数がそ
れぞれＮｏｃ、Ｎ０ＶＩ、Ｎ０Ｈとして、また合計寿命
消費がそれぞれφ、。、φ’ｒｗ＋φ、Ｈとして、予め
初期に配分されている。

したがって、各モードｌこ対応する初期サイクルの許容
寿命消費φｐｃ　＋　　φｐｗ　＋　　φＰヨはそれぞ
れ次式（４０）で茨わされる。

これに準じて、第１回目のサイクルまでの各モードの運
転回数をＮｉ、　、　Ｎｉ。、Ｎｉ□とし、合計寿命消
費をφ’Ｔｏ　＋φ’ＴＶ　Ｉψ’ＴＨとすると、次回
サイクル（ｉ＋１　）の許容寿命は、各モードごとに次
式（４１）によって求められる。

ここで、　　（４１）式の分子が残りの許容寿命すなわ
ち余寿命であり１分母が残りの許容運転回数である。

次に、応力制限計算機能ブロック１２００　Ｕ　１図）
について説明する。

このブロックでは、余寿命計算機９目ブロツク１１００
で、式（３８）を用いて計算した合計寿命消費φ　と、
そのサイクルでの圧縮側最大相当応力σ、〔式（２８）
で求められる〕とを蓄積学習することにより、第２０図
に示すような組図をコールド、ウオーム、ホットの各運
転モード毎に逐時更新作成して置く。

第２０図において、横軸のσ。は初期応力制限値、σ１
＋１は（ｉ＋１）回目のサイクルに対する応力制限値で
あり、またｌＩＩ軸のφ　は初期許容寿醋消＊（＋サイ
クル当り）、φ　は１サイクル当りの廿討寿命哨費、Ｌ
ｐｉ＋１は（ｉ　＋　１　）回目のサイクルに許される
許容寿命ををそれぞれ表わしている。

この線図に基づいて、第１図のブロック１２００では５
式（４１）で新たに計算した許容寿命を縫えない応力、
すなわち第２０図に示した例では、交点Ｐにｒ１応した
応力を新たな応力制限値として決定する。

第１図の主蒸気温度予測部２０００は、例えば特願昭５
８−２９４２９号の明１！［＋沓に開示したように。

第２５図に示す機能ブロックから形成されており。

カル７ンフイルタ理論により、口・Δｔ（但し、ｎは整
数、Δｔはサンプリング周期）時間後の主蒸気温度Ｔ　
ｒ　ｐい＋ｎ、ｉ）を予測するものである。

第２５図に示されたように、時刻１時点におけるプロセ
ス検出値のうち主蒸気温度Ｔｆは、演算変数Ｘ＋（＋）
として取込まれ、観測ノイズＷ　（ｉ）とともに加算器
１３１ｊこ人力される。

加算器１３１の７ＩＩ］算出力は、刀り算５１３２を介
して演算ブロック１３３に人力される。演算ブロック１
３３の出力は、加算器１３４を介して、遅れ要素１３５
８よび０段に設けられた二次過熱器ＭＪ特性モデル１３
６−１〜口の初段に人力される。

２次過熱器入口蒸気温１ｆＴｓは、演算変数Ｕ＋（ｉ）
として、２次過熱器動特性モデル１３６−０の演算ブロ
ック１３６ａに人力される。また、この動特性モデル１
３６−０の池の演算ブロック１３６ｂには、前記遅れ要
素１３５の出力が入力される。

これらの演算ブロック１３６ａおよび１３６ｂの出力は
、加＄５１３６ｃｆこよって加算され、前記加算器１３
２には減算信号として、一方前記カロ算器１３４には加
算信号としてそれぞれ入力される。

２次過熱器動特性モデル１３６−１〜ｎの内部の記載は
省略されているが、１３６−０と同一の構成となってい
る。また二次過熱器動特性モデル１３６−０には、後述
するように、演算に必要なプロセス検出値が人力される
。

つぎに、蒸気温度予測部２０００の演ｘｍ作について説
明する。いま、時刻ｔにおける主蒸気温度ＴｆをｘＩｓ
二次過熱器メタル温度Ｔ、をｘ２％二次過熱器人ロ蒸気
温度ＴＳをＵＩ、二次過熱器ガス温度Ｔ。をＵ２とし、
定常状態近辺での微少なそれらの変数の変動を考え、二
次過熱器の伝熱を定圧過程とすると、二次過熱器の動特
性モデルは次式（４２）〜（４９）で賢わせる。

”’　　Ａ２１　”　Ａ１士Ａ２２’　入２↑ｂｔｔ　
　＠Ｕｔ　　　””””’１．４３−↑ ここで ・・・・・・・・・Ｉ４’７１ なお、上記式において。

Ｃｐ　ｉ　　：二次過熱器入口定圧比熱ＣＯ：二次過熱
器出口定圧比熱 ＷＦ：二次過熱器内部流体流瀘 ＷＦＲ：二次過熱器内部流体比重量蓋 γ６　　：二次過熱器内部流体比重量 ■　　＝二次過熱器内部容積 ＦＧ：ボイラガス流散 ＦＧＲ：ボイラガス定格流量 Ｍｍ：二次過熱器メタル重置 Ｃｍ＝二次過熱器メタル比熱 八日：二次過熱器伝熱面積 ６ｇ　ｍ　ｌＲ：カスからメタルへの定格状態での熱伝
達率 α１１１８　＋　Ｒ：メタルから蒸気への定格状態での
熱伝４率 両式（４２）、　（４３）は、ＵＩ　＋　Ｕ２が１−０
における値に保持されるものと仮定すると、それぞれ次
式％式％） これらの式（ＳＯ）　、　（Ｓｌ）に基づき、演算周期
Δｔ（Δｔ＝１−１ｏ）時刻光のｘ＋（Δｔ）とＸ２（
、Δｔ）とを求める１ＩｉＩ故値タイプの式に変形する
と次式（５２）になる。

上式（５２）において ・・・・・・・・・５３ ・・・・・・・・・６４１ ・・・・・・・・・（５均 ・・・・・・・・・Ｑ ・・・・・・・・・６υ ・・・・・・・・・轍 上記（５２）式によって求められたＸ＋（Δｔ）ｒＸ２
（Δｔ）を、それぞれｘ＋（ｏ）　、Ｘ２（０）と置き
換え、さらに式（５２）の演算を０回繰り返すことによ
って、Ｄ・Δを時間先の主蒸気温度Ｔｒ（ｎ−２℃）、
二次過熱器メタル温度Ｔ２゜（ｎ・Δｔ）を予測するこ
とができる。

式（５２）で表わされる二次過熱器の動特性モデルは、
第２５図中の一点知線で囲まれたブロック１３６に対応
されている。なお、同図においては、図を簡単化するた
め、任意の時刻１を用いて次式（６３）で擬現されてい
る。

交（１）＝φ（１−１）−ｘ（１−ｔ）＋　Ｈ（１−１
）・Ｕ（１−１）・・・悼また、プロセス検出値の観測
過程が次式（６４）で表わされるとき、信号１（１）の
最尤推定値Ｘ（１）は、カルマンフィルタ理論を適用し
て、次式（６５）％式％ ここで、仝（ｉ）　：　ｍ次元観測ベクトルＣ（ｉ）：
ｍＸｎＸｎ鋭利 行列ｉ）：ｍ次元１１Ｍ　１１１１ノイズベクトル１（
１）＝ｉ（ｉ）＋ｐ（１）・Ｏ’（１）・ｗ　　（Ｙ（
ｉ）−ｃ　（ｔ）旋（１ン＋舎（１月　　　　　　・・
・・・・・・・（６！ｌｌここで。

＋Ｍ（ｉ−ｘ）・台（１−１）　　　・・・・・・・・
・鏝う（ｉ）Ｑ（＊−’（１）＋ｃ−”（１）・舎−１
・０（１）　ｌ−’・・・・・・・・惰力 Ｍ（１）＝−鏡１−１）・れ１−ｔ　）　ｉ’（ｔ−ｔ
　）＋Ｍ（１−ｔ）・台（１−１）・Ｍ’（１−ｔ）・
・・（（至）上式のｋはｎ次元状態変数ベクトルの１時
点でである。上式のｊｙ　（１）はｒ次元／ステムノイ
ズで推移行列、１ｌ（１）はｎｘｒ駆勤駆動行列る。

上述したように、式（６３）で得られる主蒸気温度τ Ｔ、の演算値ｘ（１）を、カルマンフィルタに通す　−
ことによって精度の高い予測値が得られるのである。

なお、二次過熱器ガス温度Ｕ２は、次式（６９）で計算
することにより得られる。　　　　　　　Ｕ、＝　　（
Ｈｚ十ＦＳ　＋　Ｈａ　ＩＩ　ＦＡ十Ｈｒｇ　１１ＲＧ
　　　　　　　　−１６１ここで、 Ｈｒ：＄料発熱量、 Ｈｒｇ　：再循環ガスエンタルピ。

ＦＳ：燃料流量、 ＨＧ：再循環ガス流量、 Ｈａ：空気エンタルピ。

Ｏｐｇ　：ガス比熱、 ＦＡ；空気流量。

Ｋ　：定数０ 第１図の応力予測機能ブロック２１００で番よ、最適操
作型探索機能ブロック５０００からの主蒸気温度変゛化
率Ｒｓ−ｋをもとに、先ず、ｎ＠Δｔだけ将来の主蒸気
温度Ｔ２．を次式（７０）を用１．Ｎで推定、予測する
０ ここでＴ、：　現在の主蒸気温度 次に、上記主蒸気温度Ｔ、ｐを用いて、応力計算機能ブ
ロック１０００　　と同様の計算手法により、ｎ・Δを
時間後の時刻ｊにおける応力予測値σ１を計算する。

但しこの実施例で゛は、内部流体流量計算用各種プロセ
ス量Ｄａおよび内部流体圧力Ｐ、に関しては、ｎ・Δを
時間後も変らないものとし、また外面メタル温度”ＭＯ
によるメタル温度分布計算値の補正計算は行わないもの
としている。

一方、負荷変化率を操作漱とした場合は、負荷予測機能
ブロックａｏｏ’ｏ（第１図）で８個の負荷変化率 Ｒ１＞　Ｒ４＞　Ｒ３・・・、＞ＲＮ を大きいものから順に選び、現状の負荷ＭＷを基にして
、ｎ・Δを時間後（ｎサンプリング周期光）の負荷を次
式（７１）によって推定する。

ＭＶＰ　　−ＭＷ　＋　Ｒｊｅｎ―Δｔ　　　　　　　
・・＝−−−ｃｒυＪ （ｊ＝１＋２＋・・Ｎ） そしてさやに、この予測負荷に見合った主蒸気流雪、燃
料流量、空気流量から、上述した主蒸気温度予測及び応
力予測手法により応力を予測する。

第１図の制菌評価機能ブロック４０００では。

以上で算出した諸量を次のように定義する。

σ、：応力制限値 ′乞：時刻ｊにおける応力予測イ直 Ｔｆｊ：時刻ｊに２ける主蒸気温度予測値Ｔ８ｊ：時刻
ｊＩこおける主蒸気温度設定値ＭＶＰ、：時刻Ｊにおけ
る負荷予測値 ＭＷ、　ｊ：時刻−における負荷指令値ε、二上記応力
制限値と応力予測値の許容偏差６２：上記主蒸気温度予
測値と設定値の許容偏差 ε、二上記負荷予測値と負荷指令値の許容備差優先詞狂
Ｐ選択機能ブロック７０００からの選択が、応力制限値
優先、主蒸気温度優先、または負荷優先のいずれである
かに応じて、それぞれ下記のように動作する。

（１）応力制限１優先の場合 つぎの（７２）式 ％式％ が成立するまで、最適操作量探索機能ブロック５ｏｏｏ
により主蒸気温度変化率Ｒ，３，負荷変化率ＲＬ３を探
索する。そして上式を満足する値の中で１次式（７３）
で茨わされる工。

Ｉｌｊヨ（♀、どＴ。）２＋　（ＭＷ５−　ＭＷ、　ｂ
　）２　　°゛σＪを最小にする値を、最適操作量出力
機能ブロック６０００を介して出力する。

（２）　　主蒸気温度優先の場合 つぎの（７４）式 ％式％（４１ が成立する迄ＲＩｌｌｊ、ＲＬ、を探索し、上式を満足
するイ直の中で、次式（７５）で表わされる工、。

”２ｊ　＝　（ｊ−σＬ）２”　（”３−　ＭＷｓ　３
　）２＝・＝・ＣＩｅを最小にする１直を、最適操作量
出力機能ブロックから出力する。

（３）負荷優先の場合 つぎの（７６）式 ％式％（７６１ が成立する迄Ｒ８ｊ、ＲＬｊ　を探索し、上式を満足す
る１直の中で１次式（７７）で表わされる工３゜を最小
にする値を、最適操作量出力機能ブロック６０００を介
して出力する。この他、式（７２）　。

（７４）　、　（７６）の任意の組合せもｏＴ舵である
。

なお、優先指定のない場合は、式（７２）　、　（７４
）　。

（７６）を同時に満足するＲ８ｊ＋　ＲＬｊ　　を探索
する。

そして、満足する解が得られない場合には、第２図に示
した起動バイパス運転中及び停止運転中は、応力が大き
いことから上記（１１のモードどし、貞流運転甲の全負
荷以下では、急速温度変化優先のために（２）のモード
に、また全負荷運転後は、負荷変化優先のために（３）
のモードに、それぞれ自動的に切り替える。　′ 本発明によれば、上記式（７２）が満足されない場合で
も、次のサイクルでは、今回の寿命消費を考慮した応力
制限値が再設定されるため、ボイラの寿命を縮めること
にはならない。但し、その後の１サイクル当りの応力制
限値は小さくなることになる。

なお、上述の実施例では、応力評価点が一点の場合につ
いて説明したが、応力評価点が異る複数の個所である場
合についても、応力制限値を各々の評価点毎に設定する
ことにより容易に本発明が適用できることは言うまでも
ない。

〔発明の効果〕

本発明によれば、ボイラ厚肉耐圧部の応力を、プラント
の運転履歴に見合った適切な制限！範囲に抑えながら、
安全かつ迅速な起動、負荷、停止４＠が可能となる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の一実施例の全体構成を示すブロック図
、第２図は本発明とボイラプラント運転との関係を説明
するタイムチャート、第３図は従来のボイラプラント制
御装置のブロック図、第４図は本発明の適用対象である
ボイラプラントの概略構成図、第５図は第１図の応力計
算機化ブロックの一例を示す詳細ブロック図、第６図は
第１図の余寿命計算機能ブロック動作例を示すフローチ
ャート、第７および第９図は主応力差の変化例を示すグ
ラフ、第８図は応力片掘幅の変化例を示すグラフ、第１
０および第１１図は応力の変化例を示すグラフ、第１２
図は第６図の初期応力計算手順の詳細フローチャート、
第１３〜第１７図は余寿命計算のために用いられる応カ
ー歪関係を示すグラフ、第１８図は所望応力緩和曲線の
求め万を説明するためのグラフ、第１９図はクリープ損
傷寿命計算の手順を説明するための応力一時間関係を示
すグラフ、第２０図は第１図の応力制限値計算機能ブロ
ックの動作を説明するためのグラフ、第２１〜２４図は
２次過熱器出ロヘッダ管寄部の温度分布計算手段を説明
するための図、第２５図は第１図の主蒸気温度予測部の
詳細ブロック図である。 １０００・・・応力計算機能ブロック、１１００・・・
余寿命計算機能ブロック、１２００・・・応力制限１直
計算機能ブロック、２０００・・・主蒸気温度予測機能
ブロック、２１００・・・応力予測機能ブロック、３０
００・・・負荷予測機能ブロック、４０００・・・制御
評価機能ブロック、５ｏｏｏ・・・最適操作量探索機能
ブロック、６０００・・・最適操作量出力機能ブロック
、７０００・・・優先制御選択機能ブロック 代理人　弁理士　　平　　木　　道　　人第　　６　　
　図 第　　　７　　　図 第　　　８　　　図 Ｎ、　　　Ｎ２ 第　　９　　図 （゛）） 第　　１３　　図 第　　　１０　　　図 ｔＪ、ｌ　　　　　　　　　１　　　　　　　　　１．
Ｌｌ　　　　　時間（Ｈｒ　）第　　１１　　図 （ａ） む　　　　　破断時間 第　　　１２　　図 第　　１４　　図 第　　１５　　図 第　　１６　　図 第１８図 ■ 第　　２０　　図 ａｉ＋Ｉ　　　　’Ｑ　　　　　　　’Ｍ第　　１９　
　図 第２４図

Claims (12)

【特許請求の範囲】
1. （１）ボイラプラントの配管の所望個所に設定された評
   価点における応力を監視及び制御するボイラ応力監視制
   御装置において、 該評価点の内部流体流量の現状値を計算する手段、該内
   部流体流量計算値に基づいて該評価点のメタル温度分布
   を計算する手段、該メタル温度分布計算値に基づいて熱
   応力を計算する手段、内部流体の圧力から内圧応力を計
   算する手段、および上記熱応力と内圧応力とから主応力
   を計算する手段とで構成される応力計算部と、 上記応力計算部で得られた主応力から評価点の余寿命を
   計算する手段と、 該余寿命計算値から応力制限値を更新計算する手段と、 将来時点における該評価点の主応力を予測する応力予測
   手段と、 将来の同時点における主蒸気温度を予測する主蒸気温度
   予測手段と、 該同時点における負荷を予測する負荷予測手段と、 応力予測値の上記応力制限値に対する偏差、主蒸気温度
   予測値の目標値に対する偏差、および負荷予測値の負荷
   指令に対する偏差の少なくとも１つを許容値以内に保持
   し、残りの偏差の評価値を最小とするように各操作量を
   設定する手段とを具備したことを特徴とするボイラ応力
   監視制御装置。
2. （２）特許請求の範囲第１項において、将来時点の主蒸
   気温度予測は主蒸気温度変化率および現在の主蒸気温度
   に基づいて行なわれることを特徴とするボイラ応力監視
   制御装置。
3. （３）特許請求の範囲第１項において、将来時点の負荷
   予測は負荷変化率および現在の負荷に基づいて行なわれ
   ることを特徴とするボイラ応力監視制御装置。
4. （４）特許請求の範囲第１項において、該評価点の主応
   力予測は、メタル温度分布に基づいて得られる熱応力お
   よび、内部流体の圧力および配管メタルの寸法に基づい
   て得られる内圧応力の両者から演算されることを特徴と
   するボイラ応力監視制御装置。
5. （５）特許請求の範囲第１項において、前記残りの偏差
   の評価値は、残りの各偏差の２乗の和であることを特徴
   とするボイラ応力監視制御装置。
6. （６）特許請求の範囲第１項において、主蒸気温度変化
   率をパラメータとして将来時点における熱応力を予測し
   、該熱応力予測値の制限値に対する偏差が許容範囲内と
   なるように各操作量を設定すると共に、上記主蒸気温度
   変化率に基づく将来時点における主蒸気温度目標値と将
   来同時点における主蒸気温度予測値との偏差を予測し、
   該偏差に見合った燃料バイアスを燃料量指令値に加算操
   作するよう構成したことを特徴とするボイラ応力監視制
   御装置。
7. （７）特許請求の範囲第１項において、負荷変化率をパ
   ラメータとして将来時点における熱応力を予測し、該熱
   応力予測値の制限値に対する偏差が許容範囲内となるよ
   うに各操作量を設定すると共に、上記負荷変化率に基づ
   く将来時点における負荷目標値と同将来時点における負
   荷予測値との偏差を最小にする変化率を決定し、該偏差
   に見合って給水及び燃料を操作することを特徴とするボ
   イラ応力監視制御装置。
8. （８）特許請求の範囲第１項において、異る複数の評価
   点の各々について応力を予測し、その全ての予測値の応
   力制限値に対する偏差が許容範囲内になるように、操作
   量を設定するよう構成したことを特徴とするボイラ応力
   監視制御装置。
9. （９）特許請求の範囲第１項において、メタル温度を計
   算する部分を理論計算モデルで構成し、該計算モデルを
   応力評価点の内部流体の状態に応じて切替えることを特
   徴とするボイラ応力監視制御装置。
10. （１０）特許請求の範囲第１項において、理論計算モデ
    ルを定常メタル温度分布計算モデルと非定常メタル温度
    分布モデルとで構成し、応力評価点の内部流体の圧力、
    流量の少なくとも一方が規定値未満の場合は前者モデル
    、両方とも規定値以上の場合には、後者モデルを用いて
    メタル温度分布を計算することを特徴とするボイラ応力
    監視制御装置。
11. （１１）特許請求の範囲第１０項において、非定常メタ
    ル温度分布計算モデルを、応力評価点内部流体の温度、
    圧力および流量の計測値に基づいてメタル温度分布を計
    算する部分と、該評価点外面メタル温度計測値を用いて
    上記メタル温度分布を補正する部分とで構成したことを
    特徴とするボイラ応力監視制御装置。
12. （１２）特許請求の範囲第１１項において、メタル温度
    分布の補正量を、評価点におけるメタル内面での熱伝達
    率が、補正前と補正後のメタル温度分布の両方において
    一致し、かつ各々のメタル外面における温度が外面メタ
    ル温度計測値に一致するように決定することを特徴とす
    るボイラ応力監視制御装置。