JPH0360004B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

〔発明の利用分野〕 本発明は、火炉の燃焼制御方法に係り、特に低
NOx化が要求されるプラントに使用するに好適
な燃焼制御方法に関する。 〔発明の背景〕 従来は、火炉のNOx量をオンラインで制御す
る技術はなかつた。NOx量をオンラインで制御
できなかつた理由は、燃焼中の状態を適格に把握
する技術がなかつた点にある。すなわち、燃焼中
の火炎の状態を把握していないため、還元用のバ
ーナが設けられているプラントでも、その燃料を
制御する指針がなく、負荷に対応して決められた
燃料になるように制御されていたにすぎない。こ
のため、燃料の性状の変化、例えば炭種の変化な
どがあるプラントでは、NOxのオンライン制御
は不可能であつた。 第１図は、本発明の適用対象の一つである石炭
火力プラントの概略図を示す。図によつて石炭火
力プラントの概要を説明する。まず、ボイラ１で
燃焼するための石炭は、石炭バンカ２に貯わえら
れており、フイーダ４駆動用モータ３によりミル
５に供給され、粉砕された後バーナ６へ送られ
る。燃焼用空気は、押込通風機８より空気予熱器
９へ送られ、一方は、微粉炭搬送用として１次空
気フアン１２を経てミルへ、他方は燃焼用として
直接バーナ６へ導かれる。又、空気予熱器９に
は、バイパス系があり、ダンパ１０により１次空
気の温度が制御される仕組みとなつている。又、
燃焼に必要な合計空気量はダンパ７で、微粉炭搬
送に必要な空気量はダンパ１１によりそれぞれ制
御される。一方、給水系１３により加圧された給
水は、ボイラ１で加熱蒸気となり、主蒸気管１４
を経てタービン１５，１６へ送られる。タービン
１５，１６は、過熱蒸気の断熱膨張により回転
し、発電する（発電機１７）。又、ボイラ１で燃
焼し、水・蒸気に熱を与えた燃料の排ガスは、煙
突１９へ送られ大気へ放出されるが、１部のガス
は、ガス再循環フアン１８によりボイラ１へ戻さ
れる。 このような石炭火力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、各バルブ、ダン
パ、モータを適切に制御する必要がある。第２図
は、従来から使用されて来ている火力プラント自
動制御系の概略図を示している。以下、図に従つ
てその機能の概要を説明する。まず、火力プラン
トへの負荷（発電機１７の出力）要求信号１００
０は、主蒸気圧力１１００が所定の値（定圧プラ
ントでは一定値、変圧プラントでは負荷に応じた
値）になるように補正され（主蒸気圧力補償ブロ
ツク１００）、ボイラ１へのボイラ入力デマンド
信号３０００となる。このボイラ入力デマンド信
号３０００は、給水流量１２００の設定値として
給水流量制御系４００へ導かれ、給水流量加減弁
２０の制御用として使用される一方、燃焼量デマ
ンド３１００決定用としても使用される。主蒸気
温度補償ブロツク２００へ導かれたボイラ入力デ
マンド信号３０００は、主蒸気温度１１０１が所
定値になるように補正され、燃焼量デマンド３１
００を決定する。この燃焼量デマンド信号３１０
０は、合計石炭燃料流量１２０１の設定値として
燃料流量制御系５００へ導かれ、フイーダ４の駆
動用モータ３の制御用として使用される。又、燃
焼量デマンド信号３１００は、空燃比補償ブロツ
ク３００にて排ガスの過剰O₂1102が所定値にな
るように補正され合計空気流量デマンド信号３２
００となる。空気流量制御系６００では、合計空
気流量１２０２がこのデマンド３２００になるよ
うにダンパ７を制御する。 以上が石炭火力プランド自動制御系の概要であ
り、この他に、再熱蒸気温度制御系やタービン加
減弁制御系等があるが本発明と直接関係がないの
で省略してある。 このような従来システムには、次に示す問題が
ある。即ち、燃料、例えば石炭の性状は、炭種に
よつて大幅に異なり、しかも、同じ炭種でもバラ
ツキが大きい。また、異なつた油種の配分を制御
しながら運転するプラント、いわゆるCOMで運
転されるプラント等も燃料性状が変化する。その
ため、ある負荷状態でNOxが規定値を満足した
としても、その状態を常時保持できない可能性が
高い。 〔発明の目的〕 本発明の目的は、燃料の性状が変化しても、常
に安定なNOxの制御を可能とする制御方式を提
供するにある。 〔発明の概要〕 本発明では、火炎の情報を利用してNOx生成
量、還元剤生成量をオンラインで推定し、NOx
制御のオンライン化を実現しようとするものであ
る。 〔発明の実施例〕 以下、本発明を第１図に示した石炭火力に適用
するものとして、具体的に説明する。 石炭火力の場合、発生するNOxの約７割が燃
料中に含まれていたＮ分に起因していると言われ
ている。このため、同じ容量のボイラでも、石炭
火力は石油焚火力に比して２倍から３倍のNOx
が発生しているのが現状である。従つて、この石
炭火力のNOx発生量を従来の石油並あるいはそ
れ以下に下げるためには、燃焼によつて発生した
NOxをボイラ内で還元するプロセスを持たせる
必要がある。石油火力にこの還元プロセスを持た
せた例はあるが、還元プロセスの制御方法は未だ
確立されていないのが現状である。その原因は、
還元プロセスのメカニズムを解明する計測技術が
なかつた点にある。 以下、第３図以降を参照して本発明の実施例を
説明する。第３図は、本発明を適用した場合の機
能の全体構成図を示す。図に示す機能のうち、第
１図と同一記号は同一物あるいは等価物を表わし
ている。本実施例の制御方法は、従来の方法で必
要とする制御機能に対し、新たに、次の７つの機
能が付加されている。 (1) 石炭発熱量推定機能４０００ (2) 火炎画像計測機能４２００ (3) NOx推定機能４３００ (4) 微粉炭流量推定機能４４００，４５００ (5) 燃料量配分決定機能４６００ (6) 主燃焼領域制御機能４７００ (7) 還元燃焼領域制御機能４８００ 各機能の詳細については、後述するので、ここ
では、本実施例の基本概念について述べる。 (1) 燃焼前の石炭性状、バーナ入口微分炭流量の
実時間計測（推定）によつて、燃焼炉内の最適
な空燃比制御を実現する。 (2) 燃焼中に主燃焼（NOx生成）と還元燃焼
（NOx還元）を含む燃焼系を制御対象とし、火
炎パターン、燃焼ガス中のNOxの推定結果に
基づいて、主燃焼用燃料量デマンド３３００、
還元燃焼用燃料量デマンド３４００を別々に決
定している。 (3) 微粉炭ミルの動特性を考慮して、石炭フイー
ダ速度デマンド３３１０，３４１０、１次空気
流量デマンド３３２０，３４２０、２次空気流
量デマンド３３３０，３４３０を決定してい
る。 以下各機能に基づいて詳細に説明する。まず、
石炭性状の推定機能４０００について説明する。
石炭の組成実時間計測法としては、米国・
ScienceApplications，Inc.の開発による計測法
がある（Coal Technology Europe′81，Vol.2，
June9−11，1981，Cologne，West Germany、
論文名：Coal Process Control with On−line
Nucoalyzer）。この計測法の基本概念は、第４図
に示す如く『石炭の流れに中性子を照射すると含
有する成分特有のγ線を発生する』という原理を
利用している。このような計測装置を使用すれ
ば、石炭の組成（Ｈ，Ｓ，Ｃ，Ｎ，Cl，Si，Al，
Fe，Ca，Ti，Ｋ，Na）を知ることができる。但
し、この計測法は、元素単位で計測するため、石
炭に含まれる水分の補正が必要である。このため
には、ScienceApplications，Inc.のNucoalyzer
でMicrowava Moisture Meterにより水分のＨ
の重量を計測して次式で補正することができる。 H_L＝8100C＋28600（Ｈ−Ｏ／８） ＋2500S（kcal／Kg） 従つて、このような計測装置によつて、石炭の
発熱量を計測することができるので、これを利用
して合計燃料量デマンド補正信号３０５０を決め
ることができる。第５図に従つてその原理の１例
を説明する。すなわち、石炭のオンライン分析器
４００１により石炭成分（炭素Ｃ、水素Ｈ、イオ
ウＳ）の重量比率を計測する。これをＣ、Ｈ、Ｓ
と書く。一方、水分検出器４００２により水分の
重量比率H₂Oと計測すれば、石炭発熱量H_L
（kcal／Kg）は、機能４００３で、 H_L＝8100C＋28600 （Ｈ−１／９H₂O）＋2500S …(1) の計算をすることによつて求められる。一方、合
計燃料デマンド信号FRD３１００は、ボイラに
必要な入力エネルギを示しているので、ボイラ入
力デマンドBID３０００との関係は、次式(2)とな
る。 BID＝FRD・（H_L／η_B） …(2) ここに、η_Bはボイラ効率を示し、経年変化する
ものなので、これを実時間で補正する必要があ
る。その機能構成を示す１例が、第５図の４００
５，４００６である。すなわち、ボイラ効率の変
化は、主蒸気温度１１０１の設定値Ｓ４００１か
らのずれとなつて表われることに着目し、その差
を取り（機能４００５）、比例・積分等の計算に
より（機能４００６）、１／η_Bを求めることがで
きる。従つて、合計燃料量デマンド（FRD）３
１００の補正信号３０５０は、このH_Lと１／η_B
を掛け合せることにより（機能４００７）求める
ことができる。勿論、ボイラ効率の定格値を１／
η_Brとしておき、機能４００６で変化分ΔH_L１／
η_Bを求め、機能４００７を加算器にすることも可
能である。 第６図は、石炭の発熱量H_Lのもう一つの推定
法を示す機能構成図である。この場合、検出器４
０１０がら得られる燃焼ガス温度T_gが、ガス比
熱C_pg、検出器４０１１から得られる石炭流量F_f
により T_g＝C_pgH_L・F_f …(3) で表わされることに着目し、H_Lを推定するもの
である。ここで４０１２は割算機能、４０１３は
係数機能である。勿論、ガス温度T_gが、主蒸気
温度に転換されるまでには、ボイラ効率η_Bが問題
となり、第５図同様のＬ／η_Bの補正が必要とな
る。 次に火炎画像の計測機能４２００について述べ
る。石炭燃焼用大型ボイラの火炉では例えば３段
３列のバーナ群が火炉の前面に配置されたり、バ
ーナ群が火炉の前、後面に配置される。バーナ火
炎は、例えばバーナ根元に配置された集光部で集
光され、この火炎信号は撮像カメラまでイメージ
ガイドで導かれる。このガイドの必要部分は火炉
内に挿入されているので、集光部と共に火炉内の
高い温度に耐えなければならず、適当な冷却が必
要である。 第７図は、燃焼火炎４２０３の火炎情報を撮像
カメラに送るためのイメージガイドの具体例を示
したものである。 イメージガイドを使用する目的は、火炎の情報
を詳細に観察しようとするとき、もし撮像カメラ
自体を火炎に近づけることができれば可能である
が、ボイラの火炉内の温度は1500℃以上もあり、
カメラを近づけることは現状では不可能である。
そこでレンズ４２２７を火炉内に挿入し、結像し
た燃焼情報（光学的形態の信号）を光フアイバー
によつて火炉の外部に設置した撮像カメラまで導
くわけである。第７図中イメージガイドのフアイ
バー素線４２０８は、3000乃至30000本の本数で
構成されその直径は２mm程度である。その周辺は
冷却媒体（水又は空気など）４２３０の通路、断
熱材４２３２、外被４２２９などが設けられ、そ
の直径は50mm程度である。尚、４２２６は防護用
ガラスである。又火炉内の燃焼時発生したススが
レンズ系に附着するのを防止するために、レンズ
の前面を空気４２３１などで清浄に保つ（パージ
する）のが有効である。 上述のようなイメージフアイバーから得られる
火炎画像情報より、燃焼領域の容積を進定する方
法を以下に述べる。 主燃焼領域におけるNOxの生成量F_gNOx、還元
燃焼領域におけるNOxの還元量F_rNOxは、それぞ
れ(4)、(5)式で近似することができる。 F_gNOx∝V_Mexp（−A_M／T_M）〔P_N〕 …(4) F_rNOx∝V_Rexp（−A_R／T_R）〔P_NOx〕 …(5) ここに、Ｔ：燃焼ガス温度 Ｖ：燃焼領域の容積 Ｐ：分圧 Ａ：定数 サフイツクスＭ：主燃焼 〃 Ｒ：還元燃焼 〃 Ｎ：窒素 〃 NOx：NOx このことから、各燃焼領域の容積が、NOxの
生成、還元に大きな影響を及ぼすことが分る。 燃焼領域は、計測した映像のうちあるレベル以
上の輝度（あるいは温度）の領域と考えられる。
この領域の容積を直接計測するのは非常に難し
い。以下、容積を計測あるいは推定する方法につ
いて説明する。 (1) 直接計測：CT（コンピユータ・トモグラフ
イ）のような断層図から容積を直接計測する方
法である。精度は良いが、容積を計測するのに
時間がかかりすぎると言う欠点を持つている。
又、大形火炉の個々のバーナについては採用が
むずかしい面がある。 (2) 面積からの推定：火炎を映像として把えた画
面を第８図に示すようにメツシユ分けし、ある
レベル以上の輝度（あるいは温度）の部分（第
８図の斜線部）を燃焼部と定義すれば、燃焼領
域の面積S_Mを求めることができる。容積V_Mは、
この面積S_Mの関数である。炎の場合、燃料の
増減による炎の長さ方向の伸び率k_lの幅方向の
伸び率k_wが異なるが、k_w＝k.k_lと考えても良
い。一方、面積S_M、容積V_Mは、炎の長さX_l、
幅X_wにより次のように表現することができる。 S_M＝X_w・X_l …(6) V_M＝X² _w・X_l …(7) ここに、X_w：炎の平均幅 X_l：炎の長さ このような状況から燃料が増減した時の新し
い火炎の面積及び容積をS_M′、V_M′とおけば、 S_M′／S_M＝X_w・k_w・X_lk_l／（X_w・X_l） ＝k_wk_l≒ｋ（k_l）² …(8) V_M′／V_M＝X² _wＫ２ｗ・X_lk_l／（X² _wX_l） ＝k² _wk_l＝k²k³ _l …(9) となる。(8)式を(9)式に代入し整理すると、 V_M／V_M＝k^7/2・（S_M／S_M）^3/2 …(10) となる。ｋは定数と仮定できるから、火炎の容
積は、火炎の面積の3/2乗に比例するものとし
て推定することができる。 (3) 火炎の長さｘからの推定： X_l′／X_l＝k_l X_w′／X_w＝k_w＝ｋ・k_l より、V_M′／V_Mは、 V_M′／V_M＝k²（X_l′／X_l）³ …（11） あるいは、 V_M′／V_M＝１／ｋ（X_w／X_w）³ …（12） となり、長さあるいは幅の３乗に比例するもの
として求めることができる。 基本的には、以上示した３つの方法で燃焼火炎
の容積を推定することができる。また、バーナか
ら火炎までの距離ｄや最大輝度l_naxで補正するこ
とによつて、NOx生成量推定の精度向上を図る
ことができる。すなわち、空気量と燃料量の比
（空燃比λ）によつて、バーナと火炎の距離は第
９図の如く変化すると共に、炎の最大輝度l_naxも
第１０図の如く変化する。従つて、最大輝度l_nax
は、バーナと火炎の距離は逆比例し、最大輝度
l_naxが大きいところでは、バーナから離れたとこ
ろで一気に燃えると解釈されるので小さな容積
V_Mが小さくてもNOxの生成量F_gNOxは増加する。
このことから、(4)式は、 F_gNOx∝V_M１／ｄexp（−A_M／T_M）〔P_N〕 …（13） であると想定される。従つて、前述のV_M′／V_M
は、（V′_Mｄ）／（V_Md′）のように補正して使用
することによつてNOx生成量の推定の精度を向
上することができる。 一つのバーナから主燃焼領域と還元燃焼領域と
を作り出すように火炎を形成するいわゆる燃料分
割形バーナでは、還元燃焼領域が主燃焼領域で、
包みこまれた形となるため、還元燃焼領域が第８
図に示す火炎情報から得られない可能性がある。
このようなときは主燃焼領域の火炎情報と、夫々
の燃焼領域の燃料量の比とから還元燃焼領域を推
定するものとするのが良い。又、夫々の燃焼領域
の火炎の持つ光の波長に応じたフイルタを介して
夫々の火炎情報を得るものとするのも良い。 次にNOx推定機能４３００について述べる。
ここでは推定機能として、一応の精度が得られる
計測器として知られているものを利用するものと
する。その一つはカース光の利用である。火炉上
部にレーザ発振器と分光分析器からなるカース計
測装置を設置する。この装置によるガス濃度計測
の原理は公知のように（カース診断システム、
Oplus Ｅ、1981年10月）、レーザ発振器からポン
プ光とストーク光を燃焼ガスに照射したとき発生
する反ストークス光と元のポンプ光の干渉で新た
な反ストークス光が発生し、このような連鎖作用
の結果として発生するコヒーレントなカース光を
利用したものである。このカース光のスペクトル
分析を行なえばガス濃度分析値としてNOx濃度
を求めることができる。このようにして計測した
NOx濃度は本実施例におけるNOx推定値として
利用できる。 前述の燃料分割バーナに対しては、燃焼火炎の
先端で計測するのが良いが、トータル的なNOx
量としてみるとすれば、前述のやり方と同様で良
い。 次に微粉炭流量推定機能４４００，４５００に
ついて述べる。 石炭流量F_fは燃焼直前すなわち、バーナ入口が
望ましい。ところがバーナ入口の微粉炭流量を直
接計測する手段がないので、石炭フイーダ流量及
びミル差圧等から間接的に推定する必要がある。 給炭機を流れる石炭流量の従来の計測方法に
は、容積式と重量式がある。容積式とは、レベル
バーにより給炭機上の石炭層の高さを一定に維持
し、給炭機の速度から石炭の容積流量を計測する
方法である。又、重量式とは、給炭機上の石炭の
重量を測定し、給炭機の速度と掛け算することに
より石炭の重量流量を計測する方法である。給炭
機上の石炭密度のバラツキを考慮すると、重量式
の方が計測精度が良く、最近は、重量式が主流と
なつている。又、もう一つの方法としては、ミル
出口の微粉炭流量が第１１図に示すようにミル差
圧に部分比例することを利用し、ミル出口の微粉
炭流量を計測する方法がある。 以上説明した二つの計測方法には、一長一短が
あり、いずれも完全なものではない。このため、
ミル動特性の影響、観測時のノイズの影響を最小
にする微粉炭流量の推定技術の開発が必要であ
る。 プロセスの動特性及び観測過程におけるノイズ
の影響を最少にする推定方法としては、カルマン
フイルタが最も適している。対象プロセスの状態
方程式が（14）式、観測方程式が（15）式で表わ
される場合、 Ｘ（＋１）＝φ(i)・Ｘ(i)＋Ｈ(i)・Ｕ(i) …（14） Ｙ(i)＝Ｃ(i)・Ｘ(i)＋Ｗ(i) …（15） ここに、Ｘ(i)：時刻におけるｎ次元状態ベク
トル、Ｕ(i)：時刻におけるｍ次元制御ベクト
ル、Ｙ(i)：時刻におけるｒ次元観測ベクトル、
Ｗ(i)：ｒ次元観測ノイズベクトル、φ、Ｈ、Ｃ：
ｎ×ｎ、ｎ×ｍ、ｒ×ｎの行列 信号Ｘ(i)のカルマンフイルタは、（16）〜（20）
式で示される。 X^(i)＝Ｘ〜(i)＋Ｐ(i)C′W^-1｛Ｙ(i)−（Ｃ(i)
Ｘ〜(i)＋(i)）｝…（16） ここに、 Ｘ〜(i)＝φ（−１）X^（−１）＋Ｈ（−
１）・Ｕ（−１）…（17） Ｐ(i)＝｛M^-1(i)＋C′(i)・W^-1・Ｃ(i)｝^-1 …（18） Ｍ(i)＝φ（−１）Ｐ（−１）φ′（−１
）＋Ｈ（−１）Ｕ（−１）H′（−１）…（19） 初期条件 Ｘ〜（０）＝Ｘ（０） Ｍ（０）＝Ｘ（０） …（20） ここに、Ｘ、Ｗ、Ｕ：Ｘ、Ｗ、Ｕの分散 従つて、微粉炭ミルに対する状態方程式（14）
を導けば、カルマンフイルタを応用した微粉炭流
量の推定が可能となる。 以下、微粉炭ミルの状態方程式の求め方につい
て説明する。 石炭は、第１２図に示すような過程を経て粉砕
される。すなわち、フイーダから供給された石炭
が一度テーブルに蓄積され、遠心力によりボール
部へかみ込まれる。ボール部で粉砕された粉炭
は、搬送用空気（通称一次空気と呼ばれる）によ
つてドラムへ搬送されるが、200メツシユ未満の
粒径は、ドラムからテーブル部へ再循環する。以
上を繰り返すことにより、徐々に粉砕され、200
メツシユ以上になるとバーナへ搬送される。従つ
て、ミルテーブルの直径をＤ、テーブル上の石炭
を平均比重をγ_cnとおくと、ミルテーブル上に蓄
積された石炭の高さH_Cは、次式で示される。 πD²／４γ_cndH_C／dt＝F_ce＋F_er−F_ep…（21） ここに、F_ce：フイーダからの供給石炭流量 F_er：ドラムからの再循環石炭流量 F_ep：ボール部へのかみ込み石炭流量 一方、ボール部へのかみ込み石炭流量F_epは、
ミルテーブル上に蓄積されている石炭の遠心力に
比例すると考えられるので、次式により求めるこ
とができる。 F_ep＝K_k・Ｔ …（22） ここに、K_k：かみ込み率 Ｔ：石炭の遠心力 Ｔ＝π／３・D³・N² _MT・γ_en・H_c…（23） N_MT：テーブル回転速度 又、ボール部の粉砕特性が無駄時間特性で近似
でき、ドラムからの再循環が、ドラムに入つて来
た粉炭に比例するものと仮定すると、再循環量は
F_erは、次式となる。 F_cr＝K_r・e^-LS・F_cp …（24） 従つて、（22）〜（24）式を（21）式に代入し
て整理すると、 πD²／４γ_cndH_e／dt＝F_ce−K′_eH_e…（25） ここに、 K′_c＝（１−K_re^-LS）π²／３K_kD³N² _MT・γ_c となる。 一方、ドラム内の石炭は、搬送用空気の被輸送
物体と仮定すると、バーナへの微粉炭流量F_ebは、
搬送用空気の体積流量に比例する。従つて、空気
の重量流量をF_a、比重量をγ_aとすると F_cb＝γ_cb・F_a／γ_a …（26） が成り立つ。ところが、ドラム内の微粉炭濃度
γ_cbは、質量保存の法則より Ｖdγ_cb／dt＝K′_cH_c−F_cb …（27） ここに、Ｖ：ドラム内容積 で示されるので、（26）、（27）を整理すると次式
を得る。 ∴Ｖγ_a／F_a・dF_eb／dt＝K′_eH_e−F_cb …（28） 従つて、（25）、（28）式を整理すると、（29）、
（30）式の基本式が得られる。 dF_eb／dt＝−F_a／Vγ_aF_cb＋F_aK′_e／Vγ_aH_c…（29
） dH_c／dt＝−4K′_c／πD²γ_cnH_c＋４／πD²γ_cnF_ce…
（30） ここで、Ｘ＝（F_eb、H_e）′、Ｕ＝（Ｏ、F_cp）′
とおき、ベクトル表示すると、 dX／dt＝AX＋BU …（31） ここに、 Ａ＝（A₁₁ A₁₂ A₂₁ A₂₂），Ｂ＝（B₁₁ B₂₂） A₁₁＝−F_a／（Vγ_a），A₁₂＝F_aK′_e／（Vγ_a） A₂₁＝０，A₂₂＝−4K′_e／（πD²γ_cn） B₁₁＝０，B₂₂＝４／（πD₂γ_cn） となり、φ（ｔ，t₀）＝L^-1｛Ｓ−Ａ｝^-1，Ｈ（ｔ，
t₀）＝∫^t _t0φ（ｔ，τ）Ｂ（τ）dτとおき、離散値形
式に直すと、次式となる。 Ｘ(k)＝φ（ｋ−１）・Ｘ（ｋ−１）＋Ｈ（
ｋ−１）・Ｕ（ｋ−１）…（32） ここに、Ｘ(k)＝Ｘ（kΔt）φ（ｋ−１）＝φ
（kΔt、（ｋ−１）Δt） 又、先にも述べたようにバーナへの微粉炭流量
F_cbaは、第１１図に示す如く、ミル差圧ΔPに部
分比例し、その観測方程式は次式で表わすことが
できる。 F_cba(i)＝Y₁(i)＝Ｃ（ΔP(i)−ΔP₀）＋Ｗ(i) …（33） ここに、Ｗ(i)は、正規乱数である。 以上導いた（32）、（33）式を（14）、（15）に代
入すれば、バーナ入口の微粉炭流量を推定するこ
とができる。 次に、主燃焼及び還元燃焼用の燃料の配分機能
４６００について説明する。先にも述べたが、ま
ず燃焼領域及び還元領域における反応のメカニズ
ムについて説明する。 主燃焼領域におけるNOx生成量F_gNOx、及び還
元燃焼領域におけるNOx還元量F_rNOxは、それぞ
れ次式で示される。 F_gNOx＝k_gV_Mexp（−A_M／T_M）P_N …（34） F_rNOx＝k_rV_Rexp（−A_R／T_R）P_NOx …（35） ここに、k_g、k_r：NOx生成及び還元の反応速
度定数 V_M、V_R：主燃焼及び還元燃焼領域の容積 A_M、A_R：定数 T_M、T_R：主燃焼及び還元燃焼領域の代表温度 P_N：燃料中の窒素分比率 P_NOx：還元燃焼領域のNOx分圧 一方、還元燃焼領域のNOx分圧は、主燃焼領
域で発生したNOx生成量NOxに比例するから、
（35）式は（36）式のように変形できる。 F_rNOx＝k_rV_Rexp（−A_R／T_R）｛k_p・k_gV_Mexp
（−A_M／T_M）P_N｝…（36） ここに、k_p：定数 従つて排出するNOx量F_NOxは、 F_NOx＝F_gNOx−F_rNOx＝k_gV_Mexp（−A_M／T
_M）P_N｛１−k_Pk_rV_Rexp（−A_R／T_R）｝…（37） となる。 一方、ボイラにおける合計燃料量F_fdは、機能
２００より与えられるので、主燃焼用の燃料量
F_fMと還元用燃料量F_fRは、（38）式の条件を満足
しなければならない。 F_fM＋F_fR＝F_fD …（38） 又、主燃焼及び還元燃焼領域の容積V_M、V_R
は、それぞれの燃料量F_fM、F_fRに比例するので、
次式が成立する。 V_M＝k_VM・F_fM …（39） V_R＝k_VR・F_fR …（40） ここに、k_VM、k_VR：定数 （38）式に（39）、（40）式を代入すると、 V_M／k_VM＋V_R／k_VR＝F_fD ∴V_M＝k_VM（F_fD−V_R／k_VR） …（41） となり、これを更に（37）式に代入すると、 F_NOx＝k_gk_VN（F_fD−V_R／k_VR）exp（−A_M／T_M
）P_N・｛１−k_pk_rV_Rexp（−A_R／T_R）｝…（42） （42）式で求まるF_NOxが、規定値F_NOxDとなる
ためには、 K_gk_VM（F_fD−V_R／k_VR）exp（−A_M／T_M）P_N・
｛１−k_pk_rV_Rexp（−A_R／T_R）｝＝F_NOxD が成り立つ必要がある。これを整理すると、 K_gk_VMexp（−A_M／T_M）P_Nk_pk_r／k_VRexp（−A_R
／T_R）V² _R−k_gk_VMexp（−A_M／T_M）P_N ｛ｌ／k_VR＋k_pk_rexp（−A_R／T_R）F_fD｝V_R＋k_gk_VMexp
（−A_M／T_M）P_NF_fD−F_NOxD＝０ となる。従つて、 V_R＝−〔k_gk_VMexp（−A_M／T_M）P_N｛１／k_VR
）＋k_pk_rexp（−A_R／T_R）F_fD｝〕＋α／2k_gk_VMexp（−A
_M／T_M）P_N（k_Pk_r／k_VR）exp（−A_R／T_R） α²＝〔k_gk_VMexp（−A_M／T_M）P_N｛１／k_VR＋k_pk_r
exp（−A_R／T_R）F_fD｝〕²−4k_gk_VMexp（−A_M／T_M）P_N ｛k_pk_rk_VRexp（−A_R／T_R）｝・｛k_gk_VMexp（−
A_M／T_M）P_NF_fD−F_NOxD｝…（43） となる。（43）式は、燃焼ガス温度T_M、T_R、燃
料性状P_N、燃料量デマンドF_fD、NOx量規定値
F_NOxDが与えられれば、V_Rの目標値が決まること
を示している。すなわち、（43）式より決まるV_R
をV_RDとすれば、（41）式より、V_Mの目標値V_MD
も V_MD＝k_VM（F_fD−V_RD／k_VR） …（44） として求められた、火炎計測機能４２００で求め
られた火炎容積V_M、V_RがこのV_MD、V_RDに一致す
るように燃料その他を制御すれば、NOxの発生
量を規定値F_NOxDに抑えつつ、必要燃料（F_fD）を
燃焼させることができる。 又、（39）、（40）式に、V_MD、V_RDを代入すれ
ば、主燃焼及び還元燃焼用の燃料デマンドF_fMD３
３００及びF_fRD３４００を次式により決定するこ
とができる。 F_fMD＝V_MD／k_VM …（45） F_fRD＝V_RD／k_VR …（46） ところで、（37）式に現われるk_g・P_Nやk_pk_rは
燃料の性状やその天候等環境条件によつて大きく
変化するので、オンラインで逐次推定し、その値
で補正するのが望ましい。以下、その方法を説明
する。 NOx、火炎形状V_M、V_R、火炎温度T_M、T_Rの
２組の実測値をNOx(1)、V_M(1)、V_R(1)、T_M(1)、
T_R(1)及びNOx(2)、V_M(2)、V_R(2)、T_M(2)、T_R(2)と
すると、（37）式より、 V_M(1)exp（−A_M／T_M(1)）k_gP_N｛１−V_R(1)ex
p（−A_R／T_R(1)）k_pk_r｝＝F_NOx(1)…（47） V_M(2)exp（−A_M／T_M(2)）k_gP_N｛１−V_R(2)ex
p（−A_R／T_R(2)）k_pk_r｝＝F_NOx(2)…（48） （47）式と（48）式の比をとると V_M(1)exp（−A_M／T_M(1)）｛１−V_R(1)exp
（−A_R／T_R(1)）k_pk_r｝／V_M(2)exp（−A_M／T_M(2)）｛１
−V_R(2)exp（−A_R／T_R(2)）k_pk_r｝＝F_NOx(1)／F_NOx(2) ∴｛F_NOx(2)V_M(1)exp（−A_M／T_M(1)）V_R(1)e
xp（−A_R／T_R(1)）−F_NOx(1)V_M(2)exp（−A_M／T_M(2)） ・V_R(2)exp（−A_R／T_R(2)）k_pk_r＝−F_NOx(2)V_M(1
)exp（−A_M／T_M(1)）＋F_NOx(1)V_M(2)exp（−A_M／T_M(2)
） ∴k_pk_r＝F_NOx(1)V_M(2)exp（−A_M／T_M(2)）−F_NOx(2
)V_M(1)exp（−A_M／T_M(1)）／〔F_NOx(2)V_M(1)exp（−A_M
／T_M(1)）V_R(1)exp（−A_R／T_R(1)）−F_NOx(1)V_M(2)exp
（−A_M／T_M(2)）V_R(2)exp（−A_R／T_R(2)） …（49） として、k_pk_rを求めることができる。又、k_gP_N
も、求められたK_pk_rを（47）あるいは（48）式
に代入すればk_gP_Nを求めることができる。 又、(39)、(40)式に示したk_VM、k_VRも環境条件に
左右されるので、毎回補正するのが望ましい。 この求め方は簡単であり、実測V_M(1)、F_fM(1)、
V_R(1)、F_fR(1)より、 K_VM＝V_M(1)／F_fM(1) …（50） K_VR＝V_R(1)／F_fR(1) …（51） として求めることができる。 以上説明した機能の概念を図示したのが第１３
図である。図で、計算手順を示すと次のようにな
る。 (1) まず、機能４６３０，４６４０にて、式
（50）、（51）を利用してk_VM、k_VRを求める。 (2) 機能４６１０にて、式（43）を利用して、
V_RDを求める。 (3) 機能４６２０にて、式（44）を利用して、
V_MDを求める。 (4) 機能４６５０及び４６６０にて、式（45）、
（46）を利用して、F_fMD３３００、F_fRD３４０
０を求め、出力する。 次に、主燃焼領域及び還元燃焼領域の制御方法
について説明する。それぞれの燃料量デマンド
は、機能４６００によつて決定されているので、
機能４７００，４８００では、夫々の石炭フイー
ダの速度デマンド３３１０，３４１０、１次空気
流量３３２０，３４２０、２次空気流量デマンド
３３３０，３４３０を決定する。機能４７００で
代表して説明する。第１４図は、その原理を説明
したものである。図で、３３００は、主燃焼用バ
ーナの燃料量デマンドF_MRDを示しており、検出器
４７１０で検出された石炭重量G_cでF_MRDを割る
（機能４７２０）ことによつて石炭フイーダの速
度デマンド３３１０が決定される。又、１次空気
の目的は、石炭の搬送であるから、その流量デマ
ンド３３２０は、燃料流量デマンドF_MRDに比例係
数K₁を掛ける（機能４７３０）ことによつて求
めることができる。但し、空気流量が少なくなる
と搬送力が極端に低下するので、F_MRDが小さくな
つても１次空気流量がある規定以下にならないよ
うに制限値が設けられるのが一般的である（機能
４７３１）。次に２次空気流量デマンド３３３０
であるが、図に示すように基本的には、燃料流量
デマンドF_MRDに比例定数K₂を掛けて（機能４７
４０）求められる。しかしながら、石炭の場合そ
の性状が大幅に変化する。従つて、どの性状の石
炭でも比例定数K₁、K₂が一定であるのが最適と
は限らず、むしろ比例定数K₁、K₂は、石炭の性
状によつて適応修正するのが望ましい。この適正
修正の一実施例を示したのが第１５図である。図
で、４０００は石炭性状のオンライン計測機能
で、石炭の揮発分と固形炭素分の比εを求める。
基準石炭性状の揮発分と固形炭素分の比をε_rで表
現すれば、この差を求め（機能４７５１）補正係
数Ｋ（機能４７５２）を掛け、基準として選定さ
れた石炭の時の比例係数K_1r、K_2rを補正する
（機能４７５３，４７５４）。この考え方は次のよ
うな原理に基づいている。すなわち、固形炭素分
の多い石炭は、εが小さく燃焼しにくいので、こ
のような場合は、１次空気側を増加し、石炭と空
気を良く混合し、燃焼しやすくするという考え方
である。第１６図はもう一つの実施例を示す。考
え方は、第１５図と本質的に同じである。この実
施例では、石炭の性状の代りに火炎とバーナの距
離ｄを指標として用いている。すなわち、固形炭
素分が多ければ、距離ｄが大きくなるので、これ
を利用して、比例定数K₁、K₂を補正することが
できる。 〔発明の効果〕 主燃料領域、還元領域の形状を直接計測するこ
とのメリツトは、（49）〜（51）式に示したよう
に、時々刻々と変化する石炭特性k_pk_r、k_gP_N、
k_VNk_VRを逐次推定修正できる点である。それ故、
NOx生成、還元剤生成について、常時適切な情
報が得られ、NOx低減に大きな成果をあげるこ
とができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は、石炭火力プラントの概略図、第２図
は、石炭火プラントの従来の制御系統図、第３図
は、本発明の１実施例を示す概略機能線図、第４
図は、石炭組成の中性子計測の原理図、第５図
は、合計燃焼量デマンド決定アルゴリズム、第６
図は、石炭発熱量計測の変形例を示す概念図、第
７図は、イメージガイドの一例を示す断面図、第
８図は、火炎情報のとらえ方の一例を示す図、第
９図は、空燃比とバーナ・火炎間との距離の関係
を示す図、第１０図は、空燃比と最大輝度との関
係を示す図、第１１図は、ミル差圧と出口微粉炭
流量との関係を示す図、第１２図は、ミルの構造
を示す概念図、第１３図は、本発明の実施例に関
る燃料デマンド決定の機能構成の概念図、第１４
図は、本発明の実施例に関る石炭量、空気量制御
の機能構成の概念図、第１５図、第１６図は、第
１４図の機能適応修正の機能構成の概念図。 ４０００…発熱量推定機能、４２００…火炎計
測機能、４３００…NOx推定機能、４４００，
４５００…微粉炭流量推定機能、４６００…燃料
量配分決定機能、４７００，４８００…主燃焼、
還元燃焼領域制御機能。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 燃焼炉内の主燃焼領域で生成されるNOxを
   還元燃料領域で生成される還元剤で還元する炉内
   脱硝を行う燃焼炉の燃焼制御方法において、前記
   生成されるNOx量を燃焼領域の大きさに関する
   情報から推定し、生成される還元剤の量を還元燃
   焼領域の大きさに関する情報から推定して夫々の
   燃焼領域への燃料配分を制御することを特徴とす
   る燃焼制御方法。 ２ 第１項において、燃焼領域の大きさに関する
   情報が燃焼領域を形成する火炎の形状に関する情
   報から得られることを特徴とする燃焼制御方法。 ３ 燃焼炉内の目標NOx値と検出NOx値との差
   から燃料配分を修正することを特徴とする第１項
   記載の燃焼制御方法。