JPH0743086B2 - ボイラ応力監視制御装置 - Google Patents

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次過熱器出口ヘッダ管寄などの厚肉耐圧部
の特に内面の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幅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、分オ
ー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のそのまゝ想定した場合、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
荷速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、
これらの総ての監視する必要があると共に、その何れに
おいても、応力の制限値以下に抑えながら昇温率や負荷
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。

〔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、上来の
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、応力予測値の蒸気応力制限値に対する偏差、主蒸気
温度予測値の主蒸気温度設定値に対する偏差、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、主蒸気温度設定値お
よび負荷指令値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、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
御されてバーナ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10
1に送られる。一方、給水は、給水ポンプ104で加圧さ
れ、給水流量調節弁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貫流
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を通して、
および１次過熱器203から２次過熱器バイパス弁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次過熱器204
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400に導
びかれ、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310,
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3600rpm）に達したら同期併
入し、フラッシュタンク蒸気により初負荷をとる。

そして、一次過熱器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値に制御する。

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の入口の圧力がフラッシ
ュ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の入口圧
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、負荷を併入負荷から約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。一方、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。

以上のようにして、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呼ぶ。

貫流運転（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、発電機500で発電する。

第４図に示した２次過熱器出口ヘッダ管寄部205の、特
に内面ノズルコーナー部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クリープ応力が
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
離器や汽水分離器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
る火力発電プラント自動制御系の概略図を示す。

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600は、負荷変化率制限器601で、設定器602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、ガバナー制
御604へのデマンド信号となり、MW605（発電機出力）が
規定値となるように、タービン加減弁10を制御する。

一方、主蒸気圧力606が設定値607に等しくなるように、
減算器608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、ボイラ入力指令を作成する。

ボイラ入力指令は、給水プログラム610で、ボイラ入力
に見合った給水流量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、給水流量調節弁1
05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とその設定値615の偏差（減算器615A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、加算器617によって加算さ
れ、燃料流量618の設定値（燃料量指令）として燃料制
御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100を制御する。

上記燃料量指令はまた、排ガス過剰O₂620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、O₂補正制御623で作成されたO₂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。

空気量制御625では、空気流量626が空気流量指令信号に
等しくなるように、押込通風機ダンパ103を制御する。

以上が、火力発電プラント自動制御系の概要である。

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。図において、第３図と同一または等価なものは同一
記号で表わす。なお、本実施例においては、応力評価点
を２次過熱器出口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）応力計算機能ブロック1000 （２）余寿命計算機能ブロック1100 （３）応力制限値計算機能ブロック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2100 （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5000 （９）最適操作量出力機能ブロック6000 （10）優先制御選択機能ブロック7000 応力計算機能ブロック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、蒸気主蒸気温度予測値に
基づいて上記指定時間後の応力を予測計算する部分であ
る。

負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、上記応力予測値が応力制
限値以下で、運転フェーズに対応して主蒸気温度予測値
と設定値との偏差（偏差１）、負荷予測値と負荷要求信
号との偏差（偏差２）の両者または何れか一方が最小値
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、最適操作量探索
機能ブロック5000において、上記該当偏差を小さくする
方向の最適な操作量（主蒸気温度変化率および負荷変化
率）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2000、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、制御評価機能ブ
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、各機能ブ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の詳細機能ブロッ
ク図を示す。本構成例は、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定常温度分布計算
モデルの間で切替えて、高精度に行うものである。

なお、この場合、内部流体の流量計算も同期併入前（流
入計算１）と併入後（流量計算２）に分けて、例えば特
願昭60−53856号（特開昭61−213403号公報）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
出口ヘッダ管寄205（以下、評価点と略称するの）内面
ノズルコーナNCには、プ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20
および水管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く計算するために
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。したがって、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次過熱器204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、ボイラ点火後、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が開いた後は、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計算モデ
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・高圧タービン310,330の昇速過程にお
けるタービン回転数Ｒを入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（または発電機500の
出力）を入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T_fと
外面メタル温度計測値T_MO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_fと流量計算値
Ｇを連続監視させる。

そして、過熱器通気弁５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_f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P_f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）1004をａ側、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。

蒸気両計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1005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。

定常メタル温度分布計算では、まず最初に、前述のよう
に同期併入前と後とで異る計算方法により、各種プロセ
ス量D_a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算値T_f
及びP_fを用いて、熱伝達率計算部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ｂ側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使用し、非定常メ
タル温度分布計算モデル1005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T_MOで補
正し、その補正結果を、スイッチ（Ａ）1004のｂ側入力
を介してメタル温度分布記憶1006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、メタル温度分
布記憶部1006の内容を、切替スイッチ（Ｂ）1009をａ側
に切替えて使用する。さらに、切替スイッチ（Ａ）1004
もａ側に切替えて、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
算値P_fに基づいて、内圧応力計算部1011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計
算部1001と定常メタル温度計算モデル1003について説明
する。

２次過熱器出口ヘッダ管寄、すなわち評価点205を、第2
1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−換言すれば、その半径ｂ
の方向の温度分布は、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、評価点205における半径
方向Ｎ個のうち、ｉ番目の分割点のメタル温度T_i（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_i＝Alnr_i＋Ｂ ………（１） ただし、 ここで、 r_i:円筒中心からの距離 a:円筒内半径 b:円筒外半径 T_MO:外面メタル温度計測値 T_f: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おける温度分布
計算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。

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_O: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、メタル内表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わすもの
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（ｊ）を求めるように、分割単位流さをΔ
ｒ、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は差分形式に変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、 ただし、 T_f（ｊ）：内部流体の時刻ｊの温度 T_i（ｊ）：メタルの分割点ｉの時刻ｊの温度 a_j:熱拡散率（時刻ｊの値） λ_j:熱伝導率（時刻ｊの値） h_j: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h_jは、年伝達率計算部1008において、
次の（７）〜（10）式に基づいて計算される。（一色尚
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/S ………（７） h_j＝0.023・R_e ^0.8・R_r ^0.4・K/2a ………（10） 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_fと圧力P_fの関数） S:流路断面積 R_e:レイノズル数 ν：動粘性係数（温度T_fと圧力Ｐの関数） K:熱伝導率（温度T_fと圧力Ｐの関数） P_r:プラントル数（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、併入前は、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弁12の流量 G₈:主蒸気管ドレン弁11の流量 G_1RH:1段再熱器207の蒸気流量 上記G₁,G₂,G₈は各々の弁の差圧特性に基づく一般の流量
計算式により求めることができる。

すなわち、流量G₁は、２次過熱器出口蒸気圧力とフラッ
シュタンク器内圧との差圧を用いて、また流量G₂,G
₈は、２次過熱器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、G_1RHは、併入前の最大流量にタービンの定格回転
数に対する比率を乗ず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、主蒸気管20が２本設置
されたプラントについて、各々の管寄ヘッダの流量を全
蒸気量から按分換算するための係数である。

つぎに、併入後の内部流体流量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間計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値T_MOを用いて、 ａ）メタル内面熱伝達率が、式（10）に一致し、さら
に、 ｂ）外面メタル温度を計測値に一致させるように、 補正される。すなわち、内面メタル温度計算値T_oと外面
メタル温度計算値T_Nとの差の大きさにしたがって、 （１） |T_o−T_N|≧0.5℃（温度差が大）の時は、比例
配分の考えを用いて、 ここで、 ただし、 T_i:補正前の分割点ｉのメタル温度計算値 T_i′：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、 （２） |T_o−T_N|＜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、 T_i′＝T_i−（T_N−T_MO） ………（15） 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、次の（16）（17）式により評価点205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、 σ_θｔ：周方向内面熱応力 σ_zt:軸方向内面熱応力 T_ave:メタル体積平均温度 E:ヤング率 α：線膨張率 ν：ポアソン比 T_im:分割点ｉのメタル温度の記憶値 T_om:内面メタル温度の記憶値 T_Nm:外面メタル温度の記憶値 上式におけるヤング率E,線膨張率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。

σ_rp＝−P_f ………（18） ここで、 σ_rp:半径方向内圧応力 σ_p:内圧応力強さ R_f:内圧 D_i: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。

σ_ｒ＝K_rp・σ_rp ………（20） σ_θ＝Ｋ_θｔ・σ_θｔ＋Ｋ_θｐ・σ_ｐ ………（21） σ_ｚ＝K_zt・σ_zt＋K_zp・σ_ｐ ………（22） ここで、 Ｋ_θｔ：周方向熱応力集中係数 K_ZT:軸方向熱応力集中係数 K_rp:半径方向内圧応力集中係数 Ｋ_θｐ：周方向内圧応力集中係数 K_zp:軸方向内圧応力集中係数 σ_r:半径方向主応力 σ_θ：周方向主応力 σ_z:軸方向主応力 なお、前述の実施例では、内部流体流量の計算値および
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、余寿命計算機能ブロック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）〜（22）に基
づいて、内面主応力差（S₁〜S₃）を次式（23）〜（25）
により求める。

S₁＝σ_θ−σ_ｚ ………（23） S₂＝σ_ｚ−σ_ｒ ………（24） S₃＝σ_ｒ−σ_θ ………（25） 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S₁〜S₃について、その応力振
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S₁が第７図に示すような時間的変動を
示したとすれば、S₁についての応力全振幅Z₁ ^Ｉ,Z₂ ^Ｉが
求められる。同様にS₂,S₃についてもZ₁ ^II,Z₂ ^II，…,Z₁
^III,Z₂ ^III，…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、つぎに残りの極小・極大値に
ついて同様にピックアップするというように、 S₁については、Z₁ ^Ｉ,Z₂ ^Ｉ…（Z₁ ^Ｉ＞Z₂ ^Ｉ＞…） S₂については、Z₁ ^II,Z₂ ^II…（Z₁ ^II＞Z₂ ^II＞…） S₃については、Z₁ ^III,Z₂ ^III…（Z₁ ^III＞Z₂ ^III＞…） のように求める。

次に、これからの応力全振幅Z_i ^Ｉ,Z_i ^III（ｉ＝1,…ｎ）
の中から次式（26）に示すように、順次最大値を選び応
力片振幅H₁,H₂,…を求める。

ステップ1103では、この応力片振幅H₁,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N₁,N₂,…を求める。さらに、これらの許容繰返し回数
N₁,N₂,…の逆数より、ステップ1104において、次式（2
7）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。

ボイラの起動時の主応力差の時間的変動は、θ方向（周
方向）のものを二次過熱器出口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_Ａに達した後徐々に緩和する。

クリープ損傷寿命は、第10図に示すように、種々の初期
応力σ_Ａ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_Ａの値に応じた緩和カーブを選炭し、第
11図（ａ）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ΔＴを求め
る。

そして、このσ（Ｔ）を用いて、第11図（ｂ）に示すよ
うなク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/trとして求め
る。

第６図のステップ1106では、前記式（21）で求めた内面
周方向の応力σ_θ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_Ｍ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σ_θが引張方向（即ち第９図では正
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
保持時間カウ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_Ａを計算する。

第12図には、第６図のステップ1109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〜第17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力が発生し、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_Ａに達した経路を示したもので、σ_Ａが
初期応力であり、その値は次式（29）で表わされる。

また、初期応力が定格温度での降伏応力Y₃を超える場合
は、同図σ_Ａ′のようになり、次式（30）で表わされ
る。

ここで、E₁:定格温度でのヤング率、 F₁:定格温度での高温引張特性傾き、 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Y₁,圧縮側最大応力発生温
度での高温引張特性傾き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SO,定格運転時相当応力σ_P2及び
圧縮側最大相当応力σ_２から、圧縮側最大応力SBを次式
（31）によって求める。

SB＝SO−σ_P2＋σ_２ ………（31） この圧縮側最大応力SBと降伏応力−Y₁とをステップ1109
Cで比較し、SB＜−Y₁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SA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（32）の如く求め
る。

この引張側相当応力SAと定格温度での降伏応力Y₃とをス
テップ1109Eで比較し、SA＞Y₃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1109F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σ_A2を計算する。

ステップ1109G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_Ａを求める。

ステップ1109Hでは、引張側相当応力SOと定格温度での
降伏応力Y₃とを比較し、SO≦Y₃の場合は、ステップ1109
Iへ移行し、SO＞Y₃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σ_A1′をSOと等しいと置く。
あるいは、初期応力σ_A1′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σ_A2′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
_Ａ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18図に示す
ように、内挿法に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。

その後、クリープ保持時間カウンタの値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、横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），σ（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
的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。

第19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ΔT₁＝（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ΔT₁′＝（0.15−0.1）時間、また σ（0.2）の応力がΔT₂′＝（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（ｃ）の例では、 σ（0.1）の応力がΔT₁″＝（0.15−0.1）時間、また σ（0.2）の応力がΔT₂″＝（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（0.1），σ（0.2），σ（0.4），……
に対応する破断時間が、それぞれt₁,t₂,t₃,…として与
えられている。それらから、クリープ損傷寿命消費φ_ｃ
は、それぞれ第19図（ａ）〜（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
_ｃと、前記疲労寿命消費φ_ｆ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φ_ｉと累
積合計寿命φ_Ｔ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_ｉ次式（38）により求め
る。

φ_ｉ＝φ_fi＋φ_ci ………（38） 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φ_Ｔ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、例えば起動モードごと
に、即ちコールドスタートモード、ウォームスタートモ
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N^o _c,N^o _W,N^o _Hとして、また合計寿命消費がそれぞ
れφ^o _TC,φ^o _TW,φ^o _THとして、予め初期に配分されてい
る。

したがって、各モードに対応する初期サイクルの許容寿
命消費φ^o _PC,φ^o _PW,φ^o _PHはそれぞれ次式（40）で表わ
される。

これに準じて、第ｉ回目のサイクルまでの各モードの運
転回数をNⁱ _C,Nⁱ _W,Nⁱ _Hとし、合計寿命消費をφⁱ _TC,
φⁱ _TW,φⁱ _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、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（第１図）につい
て説明する。

このブロックでは、余寿命計算機能ブロック1100で、式
（38）を用いて計算した合計寿命消費φ_ｉと、そのサイ
クルでの圧縮側最大相当応力σ_Ｍ〔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
線図をコールド、ウォーム、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_ｏは初期応力制限値、σ_i+1
は（ｉ＋１）回目のサイクルに対する応力制限値であ
り、また縦軸のφ_ｏは初期許容寿命消費（１サイクル当
り）、φ_ｉは１サイクル当りの合計寿命消費、φ_i+1は
（ｉ＋１）回目のサイクルに許される許容寿命をそれぞ
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、式
（41）で新たに計算した許容寿命を超えない応力、すな
わち第20図に示した例では、交点Ｐに対応した応力を新
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58−29
429号の明細書（特開昭59−157402号公報）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、カルマンフイルタ理論により、ｎ・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_fp（ｊ＋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ｉ時点におけるプロセス
検出値のうち主蒸気温度T_fは、演算変数X₁（ｉ）として
取込まれ、観測ノイズＷ（ｉ）とともに加算器131に入
力される。

加算器131の加算出力は、加算器132を介して演算ブロッ
ク133に入力される。演算ブロック133の出力は、加算器
134を介して、遅れ要素135およびｎ段に設けられた二次
過熱器動特性モデル136−１〜ｎの初段に入力される。

２次過熱器入力蒸気温度TSは、演算変数U₁（ｉ）とし
て、２次過熱器動特性モデル136−０の演算ブロック136
aに入力される。また、この動特性モデル136−０の他の
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、加算器
136cによって加算され、前記加算器132には減算信号と
して、一方前記加算器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入力される。

つぎに、蒸気温度予測部2000の演算動作について説明す
る。いま、時刻ｔにおける主蒸気温度T_fをX₁、二次過熱
器メタル温度T_MをX₂、二次過熱器入口蒸気温度TSをU₁、
二次過熱器ガス温度T_G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）で表わせる。

なお、上記式において、 C_pi:二次過熱器入口定圧比熱 C_po:二次過熱器出口定圧比熱 WF:二次過熱器内部流体流量 WFR:二次過熱器内部流体定格流量 γ_s:二次過熱器内部流体比重量 V:二次過熱器内部容積 FG:ボイラガス流量 FGR:ボイラガス定格流量 M_m:二次過熱器メタル重量 C_m:二次過熱器メタル比熱 A_s:二次過熱器伝熱面積 α_gm,R：ガスからメタルへの定格状態での熱伝達率 α_ms,R：メタルから蒸気への定格状態での熱伝達率 前式（42），（43）は、U₁,U₂がｔ＝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（50），（5
1）となる。

これらの式（50），（51）に基づき、演算周期Δｔ（Δ
ｔ＝ｔ−t₀）時刻先のX₁（Δｔ）とX₂（Δｔ）とを求め
る離散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 上記（52）式によって求められたX₁（Δｔ）,X₂（Δ
ｔ）を、それぞれX₁（Ｏ）,X₂（Ｏ）と置き換え、さら
に式（52）の演算をｎ回繰り返すことによって、ｎ・Δ
ｔ時間先の主蒸気温度T_f（ｎ・Δｔ）、二次過熱器メタ
ル温度T_MO（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図中の一点鎖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ｉを用いて次式（63）で表現されている。

（ｉ）＝（ｉ−１）・（ｉ−１） ＋（ｉ−１）・（ｉ−１） ………（63） 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（ｉ）の は、カルマンフィルタ理論を適用して、次式（65）で表
わすことができる。

（ｉ）＝（ｉ）・（ｉ）＋（ｉ）………（64） ここで、（ｉ）:m次元観測ベクトル Ｃ（ｉ）:m×ｎ観測行列 （ｉ）:m次元観測ノイズベクトル ここで、 （ｉ） ＝｛^-1（ｉ）＋C^-1（ｉ）・^-1・Ｃ（ｉ）｝^-1 ……
…（67） （ｉ）＝（ｉ−１）・（ｉ−１）′（ｉ−１） ＋（ｉ−１）・（ｉ−１）・′（ｉ−１）………
（68） 上式の はｎ次元状態変数ベクトルのｉ時点での値 であり、前式（63）の（ｉ）と同じである。上式の
（ｉ）はｒ次元システムノイズでり と同じである。（ｉ）はｎ×ｎ状態推移行列、
（ｉ）はｎ×ｒ駆動行列である。

上述したように、式（63）で得られる主蒸気温度T_f演算
値 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。

ここで、 H_f:燃料発熱量、 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、 Cpg:ガス比熱、 FA:空気流量、 K:定数。

第１図の応力予測機能ブロック2100では、最適操作量探
索機能ブロック5000からの主蒸気温度変化率R_skをもと
に、合ず、n.Δｔだけ将来の主蒸気温度T_fpを次式（7
0）を用いて推定、予測する。

T_fp＝T_f＋R_sk・ｎ・Δｔ ………（70） ここでT_f:現在の主蒸気温度 次に、上気主蒸気温度T_fp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・Δｔ時間後の時刻
ｊにおける 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_f関しては、ｎ・Δｔ時間後も
変らないものとし、また外面メタル温度T_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、負荷変化率を操作量とした場合は、負荷予測機能
ブロック3000（第１図）でＮ個の負荷変化率 R₁＞R₂＞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・Δｔ時間後（ｎサンプリング周期先）の負荷を次式
（71）によって推定する。

MWP_j＝MW＋R_j・ｎ・Δｔ ………（71） （ｊ＝1,2,…Ｎ） そしてさらに、この予測負荷に見合った主蒸気流量、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図の制御評価機能ブロック4000では、以上で算出し
た諸量を次のように定義する。

σ_L:応力制限値 _fj:時刻ｊにおける主蒸気温度予測値 T_sj:時刻ｊにおける主蒸気温度設定値 MWP_j:時刻ｊにおける負荷予測値 MW_sj:時刻ｊにおける負荷指令値 ε₁:上気応力制限値と応力予測値の許容偏差 ε₂:上気主蒸気温度予測値と設定値の許容偏差 ε₃:上気負荷予測値と負荷指令値の許容偏差 優先制御選択機能ブロック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） 応力制限値優先の場合 つぎの（72）式 が成立するまで、最適操作量探索機能ブロック5000によ
り主蒸気温度変化率R_sj、負荷変化率R_Lj探索する。そし
て上式を満足する値の中で、残りの偏差を関数とした次
の評価関数（73）で表わされる評価値I_1j I_1j＝（_fj−T_sj）^２＋（MW_j−MW_sj）^２ ………（73） 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 ｜_fj−T_sj|≦ε_２ ………（74） が成立する迄R_sj,R_Ljを探索し、上式を満足する値の中
で、残りの偏差を関数とした次の評価関数（75）で表わ
される評価値I_2j を最小にする値を、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 |MW_j−MW_sj|≦ε_３ ………（76） が成立する迄R_sj,R_Ljを探索し、上式を満足する値の中
で、残りの偏差を関数とした次の評価関数（77）で表わ
される評価値I_3j 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
任意の組合せも可能である。

なお、優先指定のない場合は、式（72），（74），（7
6）を同時に満足するR_sj,R_Lj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蒸
気（１）のモードとし、貫流運転中の全負荷以下では、
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値範囲に抑えながら、
安全かつ迅速な起動、負荷、停止運転が可能となる。

【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
計算機能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図は応力片振幅の変化例を示すグラフ、第
10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力−歪関係
を示すグラフ、第18図は所望応力緩和曲線の求め方を説
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−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次過熱器出口ヘッ
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……応力制限値計算機能ブロック、20
00……主蒸気温度予測機能ブロック、2100……応力予測
機能ブロック、3000……負荷予測機能ブロック、4000…
…制御評価機能ブロック、5000……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

Claims (12)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項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の応
   力監視制御装置おいて、 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
   予測値の主蒸気温度設定値に対する偏差、および負荷予
   測値の負荷指令値に対する偏差の少なくとも１つを許容
   値以内に保持し、かつ残りの偏差を変数とした評価関数
   により得られる評価値を最小とするように、前記主蒸気
   温度設定値および負荷指令値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. 【請求項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. 【請求項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. 【請求項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. 【請求項５】特許請求の範囲第１項において、前記残り
   の偏差を変数とした評価関数により得られる評価値は、
   残りの各偏差の２乗の和であることを徴とするボイラ応
   力監視制御装置。
6. 【請求項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
   囲内となるように主蒸気温度設定値および負荷指令値を
   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設定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. 【請求項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
   となるように主蒸気温度設定値および負荷指令値を設定
   すると共に、上記負荷変化率に基づく将来時点における
   負荷指令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. 【請求項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、前記主蒸気温度設定値および負荷指令値を設定する
   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. 【請求項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. 【請求項１０】特許請求の範囲第９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. 【請求項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算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. 【請求項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。