JPH0521241B2 - - Google Patents
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- JPH0521241B2 JPH0521241B2 JP58106271A JP10627183A JPH0521241B2 JP H0521241 B2 JPH0521241 B2 JP H0521241B2 JP 58106271 A JP58106271 A JP 58106271A JP 10627183 A JP10627183 A JP 10627183A JP H0521241 B2 JPH0521241 B2 JP H0521241B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- plant
- thermal stress
- turbine
- rate
- temperature
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Lifetime
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-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F22—STEAM GENERATION
- F22B—METHODS OF STEAM GENERATION; STEAM BOILERS
- F22B35/00—Control systems for steam boilers
- F22B35/18—Applications of computers to steam-boiler control
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
- F01K—STEAM ENGINE PLANTS; STEAM ACCUMULATORS; ENGINE PLANTS NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; ENGINES USING SPECIAL WORKING FLUIDS OR CYCLES
- F01K13/00—General layout or general methods of operation of complete plants
- F01K13/02—Controlling, e.g. stopping or starting
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Combustion & Propulsion (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Physics & Mathematics (AREA)
- Thermal Sciences (AREA)
- Control Of Turbines (AREA)
- Feedback Control In General (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
〔発明の利用分野〕
本発明は、火力発電プラントの運転制御方法に
係り、特に、プラントの肉厚部に発生する熱応力
を許容値以下に抑制しながら急速な起動等を可能
とする好適な火力発電プラントの運転制御方法に
関するものである。
係り、特に、プラントの肉厚部に発生する熱応力
を許容値以下に抑制しながら急速な起動等を可能
とする好適な火力発電プラントの運転制御方法に
関するものである。
最近の火力発電プラントは、原子力発電プラン
トとの調和をとるため、中間負荷運転用として構
成されている。斯かる火力発電プラントは、与え
られるプラントの起動及び運転の各パターンに基
づいて得たプラント運転パラメータに従つて蒸気
発生装置及びタービンの運転を制御する。斯かる
火力発電プラントは、急速な起動停止、大幅な負
荷変化に追従することが要請されている。したが
つて、蒸気発生装置、タービン等の圧力部材の肉
厚部に発生する熱応力を精度よく求め、その部分
の部材の寿命消費量を抑えて起動・停止等の運転
制御をすることが重要である。プラント起動時に
おいて、大きな熱応力を発生する箇所には、蒸気
発生装置の２次過熱器出力ヘツダ管寄部と、ター
ビン第１段ラビリンスパツキン部のロータ表面及
びボア（中心孔）とがある。
トとの調和をとるため、中間負荷運転用として構
成されている。斯かる火力発電プラントは、与え
られるプラントの起動及び運転の各パターンに基
づいて得たプラント運転パラメータに従つて蒸気
発生装置及びタービンの運転を制御する。斯かる
火力発電プラントは、急速な起動停止、大幅な負
荷変化に追従することが要請されている。したが
つて、蒸気発生装置、タービン等の圧力部材の肉
厚部に発生する熱応力を精度よく求め、その部分
の部材の寿命消費量を抑えて起動・停止等の運転
制御をすることが重要である。プラント起動時に
おいて、大きな熱応力を発生する箇所には、蒸気
発生装置の２次過熱器出力ヘツダ管寄部と、ター
ビン第１段ラビリンスパツキン部のロータ表面及
びボア（中心孔）とがある。
これら部材の応力を求めることや、その応力計
算のもととなる部材の温度分布を実測することは
甚だしく困難であり、後者については回転体であ
ることから特に困難である。加えて、蒸気状態が
時々刻々と変化するため、発生する熱応力を精度
よく求めることは困難である。したがつて、起動
前の蒸気条件に応じて起動スケジユールを含む運
転パラメータを決定していた。しかしながら、こ
の方法の場合は、起動過程において、蒸気条件が
予定値からずれることを予め見込んで余裕値を大
きくとつているため、起動時間が必要以上に長く
なりがちであつた。
算のもととなる部材の温度分布を実測することは
甚だしく困難であり、後者については回転体であ
ることから特に困難である。加えて、蒸気状態が
時々刻々と変化するため、発生する熱応力を精度
よく求めることは困難である。したがつて、起動
前の蒸気条件に応じて起動スケジユールを含む運
転パラメータを決定していた。しかしながら、こ
の方法の場合は、起動過程において、蒸気条件が
予定値からずれることを予め見込んで余裕値を大
きくとつているため、起動時間が必要以上に長く
なりがちであつた。
しかも、熱応力の発生のもととなる蒸気温度の
制御は、応答遅れが大きく、熱応力に基づき先行
制御を行うことは困難であつた。
制御は、応答遅れが大きく、熱応力に基づき先行
制御を行うことは困難であつた。
上記のことを考慮して、最近、タービンロータ
に発生する熱応力を予測し、昇速率、負荷変化率
等の運転パラメータを修正する方法が提案されて
いる。しかしながら、斯かる方法は、蒸気発生装
置側で発生する蒸気条件を前提とし、かつ蒸気発
生装置側の蒸気状態の制御と独立してあるため、
途中で昇温停止するなどプラント相互協調が図れ
ず、起動時間は必要以上に長くなりがちであつ
た。
に発生する熱応力を予測し、昇速率、負荷変化率
等の運転パラメータを修正する方法が提案されて
いる。しかしながら、斯かる方法は、蒸気発生装
置側で発生する蒸気条件を前提とし、かつ蒸気発
生装置側の蒸気状態の制御と独立してあるため、
途中で昇温停止するなどプラント相互協調が図れ
ず、起動時間は必要以上に長くなりがちであつ
た。
本発明の目的は、プラントの１回の起動及び運
転に許容される寿命消費量と有効に利用でき、か
つプラントの肉厚部に発生する熱応力を許容値以
下に抑えながら起動時間を最短にする火力発電プ
ラントの運転制御方法を提供することにある。
転に許容される寿命消費量と有効に利用でき、か
つプラントの肉厚部に発生する熱応力を許容値以
下に抑えながら起動時間を最短にする火力発電プ
ラントの運転制御方法を提供することにある。
本発明は、上記目的を達成するため、与えられ
たプラントの起動及び運転の各パターンに基づい
てプラント運転パラメータを仮り設定し、試行演
算を行い最適プラント運転パラメータを求めて蒸
気発生装置及びタービンの運転を制御する火力発
電プラントの運転制御方法において、前記仮り設
定するプラント運転パラメータが前記蒸気発生装
置の主蒸気昇温率及び主蒸気昇圧率と前記タービ
ンの昇速率及び負荷変化率を含むプラント状態変
化率であり、該設定されたプラント状態変化率を
基に指定時間後の主蒸気温度の変化率を予測し、
該主蒸気温度の変化率により前記蒸気発生装置及
びタービンの応力評価部の熱応力を予測し、該双
方の熱応力と熱応力許容値との偏差を求め、偏差
の小さい方で前記設定されたプラント状態変化率
が最大となる運転パラメータを得るものである。
たプラントの起動及び運転の各パターンに基づい
てプラント運転パラメータを仮り設定し、試行演
算を行い最適プラント運転パラメータを求めて蒸
気発生装置及びタービンの運転を制御する火力発
電プラントの運転制御方法において、前記仮り設
定するプラント運転パラメータが前記蒸気発生装
置の主蒸気昇温率及び主蒸気昇圧率と前記タービ
ンの昇速率及び負荷変化率を含むプラント状態変
化率であり、該設定されたプラント状態変化率を
基に指定時間後の主蒸気温度の変化率を予測し、
該主蒸気温度の変化率により前記蒸気発生装置及
びタービンの応力評価部の熱応力を予測し、該双
方の熱応力と熱応力許容値との偏差を求め、偏差
の小さい方で前記設定されたプラント状態変化率
が最大となる運転パラメータを得るものである。
以下、本発明の実施例を図面に基づいて説明す
る。
る。
第１図は、本発明に係る火力発電プラントの運
転制御方法が適用される火力プラントの概念的な
構成を示すブロツク図である。
転制御方法が適用される火力プラントの概念的な
構成を示すブロツク図である。
図中符号１０は操作盤、２０はデイジタル計算
機、３０は石炭ミルシステム、４０は蒸気発生装
置（以下ボイラシステムと称す）、５０はタービ
ン発電機システムである。
機、３０は石炭ミルシステム、４０は蒸気発生装
置（以下ボイラシステムと称す）、５０はタービ
ン発電機システムである。
火力プラントのオペレータは、計算機２０を介
して与えられるプラントの各部のデータ、図示し
ない中央給電指令所のような上位の制御所から与
えられるデータ等を参考に必要な操作を操作盤１
０上にて行う。計算機２０は事前に与えられてい
るプログラムに従つて、プラントの各部のデー
タ、操作盤１０の操作に応じた信号等から、プラ
ントの各部に対して必要な制御信号を与える。石
炭ミルシステム３０は、コールバンカ３０１、給
炭機３０２、ミル３１０、ブロワ３２１及び３２
２、ダンパ３２３及び３２４を含んで構成されて
いる。バンカ３０１、給炭機３０２を介してミル
３１０内に供給された石炭は、ミル３１０内で粉
砕される。このように微粉炭にされた石炭は、ブ
ロワ３１２及び３２２により吸込まれた空気によ
り、ボイラシステム４０のバーナ４０７に搬送さ
れ、ここで燃焼する。
して与えられるプラントの各部のデータ、図示し
ない中央給電指令所のような上位の制御所から与
えられるデータ等を参考に必要な操作を操作盤１
０上にて行う。計算機２０は事前に与えられてい
るプログラムに従つて、プラントの各部のデー
タ、操作盤１０の操作に応じた信号等から、プラ
ントの各部に対して必要な制御信号を与える。石
炭ミルシステム３０は、コールバンカ３０１、給
炭機３０２、ミル３１０、ブロワ３２１及び３２
２、ダンパ３２３及び３２４を含んで構成されて
いる。バンカ３０１、給炭機３０２を介してミル
３１０内に供給された石炭は、ミル３１０内で粉
砕される。このように微粉炭にされた石炭は、ブ
ロワ３１２及び３２２により吸込まれた空気によ
り、ボイラシステム４０のバーナ４０７に搬送さ
れ、ここで燃焼する。
ボイラシステム４０は、給水ポンプ４０１、給
水制御弁４０２、エバポレータ４０３、一次スー
パヒータ４０４、二次スーパヒータ４０５、ガス
再循環ブロワ４０６及びバーナ４０７より構成さ
れている。該給水ポンプ４０１より供給された水
は、エバポレータ４０３で蒸気にされ、一次、二
次スーパヒータ４０４及び４０５で過熱蒸気であ
る主蒸気とされて後述するタービン発電機システ
ム５０に供給される。バーナ４０７の供給する熱
量は、エバポレータで水を蒸気に変え、スーパヒ
ータで蒸気を過熱蒸気にするために使用されると
ともに、一部は排出ガスとともに煙突から空気中
に逃げる。煙突から排出されるガスの一部はガス
再循環ブロワ４０６によつてボイラに戻される。
ボイラが供給する蒸気流量を制御するため、計算
機２０の出力により制御弁４０２が操作される。
主蒸気温度を制御するためのボイラ関連データと
した給水量、二次スーパヒータ入口温度、蒸気流
量、主蒸気温度、主蒸気圧力及びガス再循環流量
等がそれぞれ検出器４１１，４１２，４１３，４
１４，４１５及び４１６で検出され、計算機２０
へ送られる。
水制御弁４０２、エバポレータ４０３、一次スー
パヒータ４０４、二次スーパヒータ４０５、ガス
再循環ブロワ４０６及びバーナ４０７より構成さ
れている。該給水ポンプ４０１より供給された水
は、エバポレータ４０３で蒸気にされ、一次、二
次スーパヒータ４０４及び４０５で過熱蒸気であ
る主蒸気とされて後述するタービン発電機システ
ム５０に供給される。バーナ４０７の供給する熱
量は、エバポレータで水を蒸気に変え、スーパヒ
ータで蒸気を過熱蒸気にするために使用されると
ともに、一部は排出ガスとともに煙突から空気中
に逃げる。煙突から排出されるガスの一部はガス
再循環ブロワ４０６によつてボイラに戻される。
ボイラが供給する蒸気流量を制御するため、計算
機２０の出力により制御弁４０２が操作される。
主蒸気温度を制御するためのボイラ関連データと
した給水量、二次スーパヒータ入口温度、蒸気流
量、主蒸気温度、主蒸気圧力及びガス再循環流量
等がそれぞれ検出器４１１，４１２，４１３，４
１４，４１５及び４１６で検出され、計算機２０
へ送られる。
タービン発電機システム５０は、タービン制御
弁５０１、高圧タービン５０２、中低圧タービン
５０３、復水器５０４及びタービンロータに直結
された発電機５０５より構成される。計算機２０
の出力により制御弁５０１が操作され、その開度
に応じた量の主蒸気がタービン５０２，５０３に
供給され、発電機５０５を回転させる。タービン
で仕事を終えた蒸気は復水器５０４により水に戻
される。この水は前述した給水ポンプ４０１によ
りボイラに再度供給される。発電機出力が検出器
５０９で検出され計算機２０へ送られる。
弁５０１、高圧タービン５０２、中低圧タービン
５０３、復水器５０４及びタービンロータに直結
された発電機５０５より構成される。計算機２０
の出力により制御弁５０１が操作され、その開度
に応じた量の主蒸気がタービン５０２，５０３に
供給され、発電機５０５を回転させる。タービン
で仕事を終えた蒸気は復水器５０４により水に戻
される。この水は前述した給水ポンプ４０１によ
りボイラに再度供給される。発電機出力が検出器
５０９で検出され計算機２０へ送られる。
計算機２０は、操作盤１０からプラント運転に
関する種々の要求を与えられ、プラントから得ら
れるデータと事前に与えられているプログラムか
ら、所定の制御信号を出力し、プラント目標状態
に制御する。
関する種々の要求を与えられ、プラントから得ら
れるデータと事前に与えられているプログラムか
ら、所定の制御信号を出力し、プラント目標状態
に制御する。
以上火力プラントの構成の概要を説明した。
次に上記火力発電プラントの起動時における熱
応力の発生機構について説明する。
応力の発生機構について説明する。
火力発電プラントにおいて起動時における熱応
力発生する部分は、既に述べたように、大別する
と、タービンの１段ラビリンスパツキン部と、ボ
イラシステム４０の２次過熱器出力ヘツダ管寄部
とである。そこで、まず該管寄部の熱応力の算出
過程を第２図を用いて説明し、次いでタービンの
ラビリンスパツキン部の熱応力の算出過程を第３
図を用いて説明する。
力発生する部分は、既に述べたように、大別する
と、タービンの１段ラビリンスパツキン部と、ボ
イラシステム４０の２次過熱器出力ヘツダ管寄部
とである。そこで、まず該管寄部の熱応力の算出
過程を第２図を用いて説明し、次いでタービンの
ラビリンスパツキン部の熱応力の算出過程を第３
図を用いて説明する。
第２図は、ボイラの２次過熱器４０５の出力へ
ツダ管寄部４０５Ａを示す断面図である。この部
分は、外面は加熱されず、内面のみが蒸気（内部
流体）によつて加熱される。しかして、半径方向
の内厚が大きことから、内外面の温度差が顕著に
現われる。このため、特にノズルコーナ部Ncに
は、大きな熱応力が生じることとなる。この部分
Ncに生ずる熱応力を推定するため、主蒸気流量
MSF、主蒸気温度MST及び主蒸気圧力MSPを
それぞれ検出器４１３，４１４及び４１５で検出
して用いることにする。
ツダ管寄部４０５Ａを示す断面図である。この部
分は、外面は加熱されず、内面のみが蒸気（内部
流体）によつて加熱される。しかして、半径方向
の内厚が大きことから、内外面の温度差が顕著に
現われる。このため、特にノズルコーナ部Ncに
は、大きな熱応力が生じることとなる。この部分
Ncに生ずる熱応力を推定するため、主蒸気流量
MSF、主蒸気温度MST及び主蒸気圧力MSPを
それぞれ検出器４１３，４１４及び４１５で検出
して用いることにする。
それでは、まず部材の温度分布について検討す
る。
る。
２次過熱器出口ヘツダ管寄部４０５Ａを無限円
筒とみなすとすれば、主蒸気と管寄部部材との伝
熱によるメタル温度分布は、次式で与えられる。
筒とみなすとすれば、主蒸気と管寄部部材との伝
熱によるメタル温度分布は、次式で与えられる。
１／α ∂T／∂t＝∂2T／∂r2＋１／ｒ ∂T／∂r……
(1) ここにＴ：時刻ｔ、円筒中心から半径ｒの点の
メタル温度 α：メタル温度拡散率 境界値条件として、主蒸気とメタル内面、メタ
ル外面と外部との間に次式が成立する。
(1) ここにＴ：時刻ｔ、円筒中心から半径ｒの点の
メタル温度 α：メタル温度拡散率 境界値条件として、主蒸気とメタル内面、メタ
ル外面と外部との間に次式が成立する。
ただし、ａ：円筒の内半径
ｂ：円筒の外半径
T0：時刻ｔ円筒内面（ｒ＝ａ）のメ
タル温度 Tf：時刻ｔの主蒸気温度 λ：メタル熱伝導率 ｈ：主蒸気とメタル間の伝熱率 また、ｈは次式で与えられる。
タル温度 Tf：時刻ｔの主蒸気温度 λ：メタル熱伝導率 ｈ：主蒸気とメタル間の伝熱率 また、ｈは次式で与えられる。
ｈ＝0.023Re 0.8Pr 0.4．Ｋ／2a ……(3)
ただし、Ｋ：流体（主蒸気）熱伝達率
R0：レイノズル数
Pr：プラント数
次に、上記温度分布に基づく半径ｒの点の熱応
力を極座標表示で求めると、半径方向熱応力σr
(r)、周方向熱応力σθ(r)、軸方向熱応力σz(r)は次式
で与えられる。
力を極座標表示で求めると、半径方向熱応力σr
(r)、周方向熱応力σθ(r)、軸方向熱応力σz(r)は次式
で与えられる。
σr＝Eα／１−ν｛１／b2−a2（１−a2／r2）∫b aＴ
(r)rdr−１／r2T∫r a(r)rdr｝(4) σθ(r)＝Eα／１−ν｛１／b2−a2（１＋a2／r2）∫
b aＴ(r)rdr−１／r2∫r aＴ(r)rdr−Ｔ(r)｝(5) σz(r)＝Eα／１−ν｛２／b2−a2∫b aＴ(r)rdr−Ｔ(
r)｝ ……(6) ここに、Ｅ：ヤング率 α：線膨張率 ν：ポアソン比 しかして、熱応力が最も厳しいのは、既に述べ
たが、内面のノズルコーナ部Ncである。一般部
の熱応力σθ(a)にσ2(a)応力集中定数係数Ｃを乗じ、
この部分の熱応力をσとすると、 σ＝Ｃ・σθ(a) ＝CEα／１−ν｛２／b2−a2∫b aＴ(r)rdr−Ｔ(a)
｝ ……(7) 以上のように、該コーナ部の熱応力を求めるこ
とができる。
(r)rdr−１／r2T∫r a(r)rdr｝(4) σθ(r)＝Eα／１−ν｛１／b2−a2（１＋a2／r2）∫
b aＴ(r)rdr−１／r2∫r aＴ(r)rdr−Ｔ(r)｝(5) σz(r)＝Eα／１−ν｛２／b2−a2∫b aＴ(r)rdr−Ｔ(
r)｝ ……(6) ここに、Ｅ：ヤング率 α：線膨張率 ν：ポアソン比 しかして、熱応力が最も厳しいのは、既に述べ
たが、内面のノズルコーナ部Ncである。一般部
の熱応力σθ(a)にσ2(a)応力集中定数係数Ｃを乗じ、
この部分の熱応力をσとすると、 σ＝Ｃ・σθ(a) ＝CEα／１−ν｛２／b2−a2∫b aＴ(r)rdr−Ｔ(a)
｝ ……(7) 以上のように、該コーナ部の熱応力を求めるこ
とができる。
ところで、ボイラ起動時の熱応力予測値を求め
るためには、上記(7)式からも理解できるように、
主蒸気温度の予測を行う必要がある。そこで、主
蒸気温度の予測の手法について一例を挙げて説明
する。
るためには、上記(7)式からも理解できるように、
主蒸気温度の予測を行う必要がある。そこで、主
蒸気温度の予測の手法について一例を挙げて説明
する。
主蒸気装置の予測値は、２次過熱器の動特性モ
デルを用いて、ｎ・τ（ｎは整数、τは演算周期）
先の主蒸気温度MST（ｔ＋nτ）を次式のｘ（τ）
をｎ回繰り返すことによつて求める。
デルを用いて、ｎ・τ（ｎは整数、τは演算周期）
先の主蒸気温度MST（ｔ＋nτ）を次式のｘ（τ）
をｎ回繰り返すことによつて求める。
すなわち、時刻ｔにおける主蒸気温度x1、２次
過熱器部材温度をx2、２次過熱器入口蒸気温度を
u1、２次過熱器蒸気温度ををu2とすると、 dx1／dt＝A11x1＋A12x2＋B11u1 ……(8) dx2／dt＝A21x1＋A22x2＋B22u2 ……(9) ここに、 A11＝−｛CPFS＋AαnSR（FS／FSP）0.8｝／VrSCP……
(10) A12＝AαnSR（FS／FSR）0.8／VrSCP ……(11) A21＝AαnSR（FS／FSR）0.8／MnCn ……(12) A22＝−｛AαgnR（FgBF／FgBFR）0.6＋AαnSR（FS／F
SR）0.8｝／MnCn
……(13) B11＝CPFS／VrＳCP ……(14) B22＝AαgnR（FgBF／FgBFR）0.6／MnCn ……(15) である。また、 ここに、 λ1＝（A11＋A22）＋√（A11＋A22）2−４（A11A22−
A12A21）／２ λ2＝（A11＋A22）−√（A11＋A22）2−４（A11A22−
A12A21）／２ CP＝主蒸気定圧比熱 FS：２次過熱器内部流体（主蒸気）流量 FSR：２次過熱器内部流体（主蒸気）定格流量 rS：２次過熱器内部流体（主蒸気）比重量 Ｖ：２次過熱器内部流体（主蒸気）容積 FgBF：ボイラ再循環ガス流量 FgBFR：ボイラ再循環ガス定格流量 Mn：２次過熱器メタル重量 Cn：２次過熱器メタル比熱 Ａ：２次過熱器伝熱面積 αgnR：蒸気からメタルへの定格状態での熱伝達
率 αnSR：メタルから蒸気への定格状態での熱伝達
率 ところで(16)式は Ｘ(i)＝（ｉ−１）ｘ（ｉ−１）＋Ｈ（ｉ−１）ｕ
（ｉ−１） ……(17) と表現できる。この時、プロセスの観測過程が、 ｙ(i)＝ｃ(i)ｘ(i)＋ｗ(i) ……(18) ｙ(i)：ｍ次元観測ベクトル ｃ(i)：ｍ×ｎ観測行列 ｗ(i)：ｍ次元観測ノイズベクトル であるとすると、信号ｘ(i)の最大推定値x^(i)は、
カルマンフイルタ理論を適用すると、次式で求め
られる。すなわち、 x^(i)＝x〓(i)＝ｘ＋ｐ(i)c″(i)w-1｛ｙ(i)−（ｃ(i
)ｘ＾(i)＋(i)）｝……(19) である。
過熱器部材温度をx2、２次過熱器入口蒸気温度を
u1、２次過熱器蒸気温度ををu2とすると、 dx1／dt＝A11x1＋A12x2＋B11u1 ……(8) dx2／dt＝A21x1＋A22x2＋B22u2 ……(9) ここに、 A11＝−｛CPFS＋AαnSR（FS／FSP）0.8｝／VrSCP……
(10) A12＝AαnSR（FS／FSR）0.8／VrSCP ……(11) A21＝AαnSR（FS／FSR）0.8／MnCn ……(12) A22＝−｛AαgnR（FgBF／FgBFR）0.6＋AαnSR（FS／F
SR）0.8｝／MnCn
……(13) B11＝CPFS／VrＳCP ……(14) B22＝AαgnR（FgBF／FgBFR）0.6／MnCn ……(15) である。また、 ここに、 λ1＝（A11＋A22）＋√（A11＋A22）2−４（A11A22−
A12A21）／２ λ2＝（A11＋A22）−√（A11＋A22）2−４（A11A22−
A12A21）／２ CP＝主蒸気定圧比熱 FS：２次過熱器内部流体（主蒸気）流量 FSR：２次過熱器内部流体（主蒸気）定格流量 rS：２次過熱器内部流体（主蒸気）比重量 Ｖ：２次過熱器内部流体（主蒸気）容積 FgBF：ボイラ再循環ガス流量 FgBFR：ボイラ再循環ガス定格流量 Mn：２次過熱器メタル重量 Cn：２次過熱器メタル比熱 Ａ：２次過熱器伝熱面積 αgnR：蒸気からメタルへの定格状態での熱伝達
率 αnSR：メタルから蒸気への定格状態での熱伝達
率 ところで(16)式は Ｘ(i)＝（ｉ−１）ｘ（ｉ−１）＋Ｈ（ｉ−１）ｕ
（ｉ−１） ……(17) と表現できる。この時、プロセスの観測過程が、 ｙ(i)＝ｃ(i)ｘ(i)＋ｗ(i) ……(18) ｙ(i)：ｍ次元観測ベクトル ｃ(i)：ｍ×ｎ観測行列 ｗ(i)：ｍ次元観測ノイズベクトル であるとすると、信号ｘ(i)の最大推定値x^(i)は、
カルマンフイルタ理論を適用すると、次式で求め
られる。すなわち、 x^(i)＝x〓(i)＝ｘ＋ｐ(i)c″(i)w-1｛ｙ(i)−（ｃ(i
)ｘ＾(i)＋(i)）｝……(19) である。
ここにx^はモデルの推定量であり、
x^(i)＝（ｉ−１）x^（ｉ−１）＋Ｈ（ｉ−１）ｕ
（ｉ−１） ……(20) で与えられる。
（ｉ−１） ……(20) で与えられる。
よつて、カルマンフイルタを適用することによ
り(16)式で与えられるx^は、より精度の高い推定値
が求まることになる。
り(16)式で与えられるx^は、より精度の高い推定値
が求まることになる。
したがつて、(16)，(19)式で求めたnτ先の主蒸気
温度予測値を(1)式の温度分布計算に用い、次いで
計算された温度分布値を(7)式に適用することによ
りnτ時間先の熱応力が求まることになる。もち
ろん、主蒸気温度の予測値は、例えばプラント運
転パラメータとして設定されているプラント状態
量変化率から一定時間後のもの推定してもよい。
温度予測値を(1)式の温度分布計算に用い、次いで
計算された温度分布値を(7)式に適用することによ
りnτ時間先の熱応力が求まることになる。もち
ろん、主蒸気温度の予測値は、例えばプラント運
転パラメータとして設定されているプラント状態
量変化率から一定時間後のもの推定してもよい。
第３図は、タービン発電機システム５０の高圧
タービン５０２の第１段後ラビリンスパツキン部
５４１を示す断面図である。この部分は、タービ
ン側でタービン起動時に最も熱応力の発生が大き
い部分であることは既に述べた。ここを洩れる蒸
気の温度、圧力及び洩れ流速が、タービン起動過
程においては大幅に変動するため、この附近のロ
ータは過酷な条件にさらされることになる。この
ため、当該部分は、加熱又は冷却の繰り返しが急
激となり、過大な熱応力が発生しやすくなるので
ある。この熱応力を推定するため、主蒸気温度、
主蒸気圧力、第１段後蒸気温度T1ST及び第１段後
蒸気圧力をそれぞれ検出器４１４，４１５，５０
５及び５０６で検出して用いる。
タービン５０２の第１段後ラビリンスパツキン部
５４１を示す断面図である。この部分は、タービ
ン側でタービン起動時に最も熱応力の発生が大き
い部分であることは既に述べた。ここを洩れる蒸
気の温度、圧力及び洩れ流速が、タービン起動過
程においては大幅に変動するため、この附近のロ
ータは過酷な条件にさらされることになる。この
ため、当該部分は、加熱又は冷却の繰り返しが急
激となり、過大な熱応力が発生しやすくなるので
ある。この熱応力を推定するため、主蒸気温度、
主蒸気圧力、第１段後蒸気温度T1ST及び第１段後
蒸気圧力をそれぞれ検出器４１４，４１５，５０
５及び５０６で検出して用いる。
まず、ロータの部材の温度分布を求める。
２次過熱器出口ヘツダ管寄部４０５Ａと同様に
無限円柱とみなすと、ロータの温度分布は前記(1)
式で与えられる。
無限円柱とみなすと、ロータの温度分布は前記(1)
式で与えられる。
ただし、α：ロータ材の温度伝導率
Ｔ：時刻ｔ、ロータ軸から半径ｒの点
のロータ内温度 次に、ロータの温度を求める。
のロータ内温度 次に、ロータの温度を求める。
仮にロータを半径方向に軸に平行に６分割し、
かつ、蒸気条件を前記(16)及び(19)式を用いて、τ時
間先のロータの表面温度Tf（ｔ＋τ）、ロータボ
ア温度Tb（ｔ＋τ）を求めると、 Tf（ｔ＋τ）＝１／１＋6λfSTrf／Krf（rf−rb）（T
1ST(t)−Tf(t)）Tf(t)……(21) Tb（ｔ＋τ）＝１／１＋rb／2rb（Tb(t)−Tb(t)）＋Tf(
t) ……(22) で与えられる。
かつ、蒸気条件を前記(16)及び(19)式を用いて、τ時
間先のロータの表面温度Tf（ｔ＋τ）、ロータボ
ア温度Tb（ｔ＋τ）を求めると、 Tf（ｔ＋τ）＝１／１＋6λfSTrf／Krf（rf−rb）（T
1ST(t)−Tf(t)）Tf(t)……(21) Tb（ｔ＋τ）＝１／１＋rb／2rb（Tb(t)−Tb(t)）＋Tf(
t) ……(22) で与えられる。
ここに、f＝１／２（rf＋r2），b＝１／２（rb＋
rb） Ｋ＝λ1STNu／2δ λ1ST：第１段後蒸気の熱伝導率 Nu：ヌーセルト数 さらに、上記Nuは、 Nu＝１／35.2Ｒ・0.8 ……(23) で与えられる。
rb） Ｋ＝λ1STNu／2δ λ1ST：第１段後蒸気の熱伝導率 Nu：ヌーセルト数 さらに、上記Nuは、 Nu＝１／35.2Ｒ・0.8 ……(23) で与えられる。
ここに、δ：パツキン間隙
T1ST：第１段後蒸気温度
である。
上記の温度分布に基づく熱応力予測値は、次の
ように与えられる。すなわち、ロータ表面熱応力
σf及びロータボアの熱応力σbは、 σf（ｔ＋nτ）＝Eα′／１−ν（TMS（ｔ＋nfτ）−
Tf（ｔ＋nfτ））……(24) σb（ｔ＋nτ）＝Eα／１−ν（TMB（ｔ＋nbτ）−Tb
（ｔ＋nbτ））……(25) である。
ように与えられる。すなわち、ロータ表面熱応力
σf及びロータボアの熱応力σbは、 σf（ｔ＋nτ）＝Eα′／１−ν（TMS（ｔ＋nfτ）−
Tf（ｔ＋nfτ））……(24) σb（ｔ＋nτ）＝Eα／１−ν（TMB（ｔ＋nbτ）−Tb
（ｔ＋nbτ））……(25) である。
ただし、TMS：ロータ表面での体積平均温度
TMB：ロータボアでの体積平均温度
以上説明したきたように熱応力を算出すること
ができる。
ができる。
上記説明からも理解できるように、蒸気予測の
正確さが熱応力を算出するには重要な要素である
といえよう。
正確さが熱応力を算出するには重要な要素である
といえよう。
次に、以上で求まる熱応力予測計算を用いたプ
ラント起動方法について第４図を用いて説明す
る。
ラント起動方法について第４図を用いて説明す
る。
第４図は、前記火力発電プラントのプラント起
動曲線を示す波形図である。第４図において、横
軸は時間ｔを示し、縦軸は各種重量の大きさを示
す。第４図において、符号MSTは主蒸気温度
（℃）、TVはタービン速度（RPM）、PLは負荷
（MW）、また時刻t1は点火、時刻t2は通気、時刻
t3は併入、時刻t4は弁切換、の各時間を示してい
る。
動曲線を示す波形図である。第４図において、横
軸は時間ｔを示し、縦軸は各種重量の大きさを示
す。第４図において、符号MSTは主蒸気温度
（℃）、TVはタービン速度（RPM）、PLは負荷
（MW）、また時刻t1は点火、時刻t2は通気、時刻
t3は併入、時刻t4は弁切換、の各時間を示してい
る。
） ボイラ点火（t1）からタービン通気（t2）
直前。
直前。
この期間は、タービン５０２には通気をしてい
ないので、タービン５０２に関係なく、ボイラ熱
応力を許容値一杯にしてボイラの昇温・昇圧制御
を行うことができる。
ないので、タービン５０２に関係なく、ボイラ熱
応力を許容値一杯にしてボイラの昇温・昇圧制御
を行うことができる。
） タービン通気（t2）から併入（t3）まで。
この期間は、タービン本体の諸々の制約、例え
ば危険速度の振動の問題等、制約が多く、タービ
ン５０２を中心として起動運転することが望まし
い。これは、タービン熱応力を予測計算し、その
許容値内で、最大の昇速率を選択し、短時間で昇
速することを意味している。したがつて、この期
間におけるボイラ制御は、タービン熱応力許容値
内で最大昇温・昇圧制御行わざるをえない。
ば危険速度の振動の問題等、制約が多く、タービ
ン５０２を中心として起動運転することが望まし
い。これは、タービン熱応力を予測計算し、その
許容値内で、最大の昇速率を選択し、短時間で昇
速することを意味している。したがつて、この期
間におけるボイラ制御は、タービン熱応力許容値
内で最大昇温・昇圧制御行わざるをえない。
） 併入（t3）から加減弁切換完了（t4）ま
で。
で。
この期間においては、ボイラ温度が大きく変動
しやすいものの、他方タービン５０２としては負
荷変化が比較的小さという傾向を呈することか
ら、ボイラシステム４０は熱応力許容値で最大の
昇温・昇圧率を選択しこれら選択値に基づいて昇
温・昇圧制御を行わせる。このような条件下にお
いて、タービン熱応力許容値内に入る初負荷量、
弁切換から負荷までの負荷上昇、弁切換負荷と負
荷上昇パターン制御を行うこととする。
しやすいものの、他方タービン５０２としては負
荷変化が比較的小さという傾向を呈することか
ら、ボイラシステム４０は熱応力許容値で最大の
昇温・昇圧率を選択しこれら選択値に基づいて昇
温・昇圧制御を行わせる。このような条件下にお
いて、タービン熱応力許容値内に入る初負荷量、
弁切換から負荷までの負荷上昇、弁切換負荷と負
荷上昇パターン制御を行うこととする。
加減弁切換完了（t4）から全負荷（t5）ま
で。
で。
この期間は、ボイラとしては定格蒸気条件に極
力早く、また、タービンとしては最短で全負荷を
とるように制御する必要があるのはいうまでもな
い。
力早く、また、タービンとしては最短で全負荷を
とるように制御する必要があるのはいうまでもな
い。
したがつて、ボイラ熱応力とタービンの熱応力
の計算値に対する余裕度の小さい方で主制御を行
い、他はこれに追従制御をさせる。
の計算値に対する余裕度の小さい方で主制御を行
い、他はこれに追従制御をさせる。
上述のことを具体的に説明すると、例えば、タ
ービン熱応力許容値が小さい場合、タービン熱応
力許容値内での最大の負荷変化率、昇温率、昇圧
率を選択し、これをもつて制御を行い、ボイラシ
ステム４０は他のプラント状態変化率で制御せし
める。
ービン熱応力許容値が小さい場合、タービン熱応
力許容値内での最大の負荷変化率、昇温率、昇圧
率を選択し、これをもつて制御を行い、ボイラシ
ステム４０は他のプラント状態変化率で制御せし
める。
なお、運転条件によつては、負荷又は蒸気条件
を最短で定格に制御したい場合がある。
を最短で定格に制御したい場合がある。
前者に対しては、タービン熱応力の許容値内で
の作最大負荷変化率を選択し、昇温率、昇圧率は
その負荷に追従させる。
の作最大負荷変化率を選択し、昇温率、昇圧率は
その負荷に追従させる。
一方、後者に対しては、ボイラ熱応力許容値内
での最大昇温昇圧率を選択し、その蒸気条件下
で、最大負荷変化率を選択して制御することとす
る。
での最大昇温昇圧率を選択し、その蒸気条件下
で、最大負荷変化率を選択して制御することとす
る。
以上）〜）に説明してきたように火力発電
プラントの運転状態に対応して熱応力に余裕をも
ち、安全かつ、最短時間での起動ができるように
運転する。
プラントの運転状態に対応して熱応力に余裕をも
ち、安全かつ、最短時間での起動ができるように
運転する。
上記説明をまとめてみると、要するに、本発明
に係る運転制御方法は、ボイラタービンの起動運
転時の状況に応じて主に応力許容値との偏差が小
さい方で最大プラント状態変化率を選択し、これ
をもつてボイラ又はタービンを制御し他はこれに
追従制御される。
に係る運転制御方法は、ボイラタービンの起動運
転時の状況に応じて主に応力許容値との偏差が小
さい方で最大プラント状態変化率を選択し、これ
をもつてボイラ又はタービンを制御し他はこれに
追従制御される。
上述の運転制御を第５図に示すブロツクを用い
て説明する。
て説明する。
プラント起動に当つて、ステツプ200では、運
転員１が操作盤１０を介して計算機２０の記憶装
置の運転パラメータ設定エリアに、プラント起動
パターン及び運転パターン、ボイラ（２次過熱器
ヘツダ管寄部）熱応力許容値、高圧タービン（第
１段ラビリンスパツキン部）ロータ熱応力許容値
等の運転パラメータを設定する。ステツプ201で
は、該記憶装置の所定のエリア部に設定されたプ
ラント起動及び運転パターンに基づき、タービン
５０２の負荷変化率及び昇速率と、ボイラシステ
ム４０の昇温率及び昇圧率等の運転パラメータの
最大値を記憶装置の他のエリアに仮に設定してス
テツプ202に移る。次にステツプ202では、どの程
度先の熱応力を予測して制御すべきかを、すなわ
ち予測時間を決定してステツプ203に移る。ここ
で、ステツプ202における予測時間は、応力評価
部（例えば、該管寄部４０５Ａ、該ラビリンスパ
ツキン部５４１）等の熱伝導率の大きさで、すな
わちプラントの運転状態をもつて決定するものと
する。ステツプ203では、前記決定した予測時間
に基づき、蒸気条件を、例えば前述の(16)，(19)式を
用いて予測計算を行いステツプ204に移る。ステ
ツプ204では、この蒸気条件予測値に基づきボイ
ラシステム４０の応力評価部（２次過熱器ヘツダ
管寄部）の温度分布を計算して205に移行する。
ステツプ205では、その計算結果から、２次過熱
器熱応力予測値を求める（これは上記仮設定した
変化率での熱応力予測値となる）。次に206で、運
転員１により計算機２０の記憶装置の設定エリア
に設定された熱応力許容値ととの余裕値を求め、
ステツプ207に移る。次にステツプ204乃至206と
同様に、ステツプ207乃至209において、タービン
ロータに関しても熱応力を求め、最終的に熱余裕
値を求め計算機２０の記憶装置の所定の設定エリ
アに余裕値を格納する。しかして、ステツプ206
及び209において求め、かつ計算機２０の記憶装
置の所定の設定エリアに格納した２次過熱器４０
５Ａ及びタービンロータ５４１の各各の熱応力許
容値の余裕値をステツプ210にて取り込み、余裕
値のより小さい方を、すなわち低値を選択してス
テツプ211に移る。ステツプ211では、第４図の説
明の如く、どの期間の運転かを判定するととも
に、前述）項の期間の場合は負荷上昇最短又は
蒸気条件の最短時間での定格値までの昇温、昇圧
等の優先条件を評価する。しかして、その結果を
ステツプ212に与える。ステツプ212では、運転員
１により設定された熱応力許容値と比較し熱応力
し許容値以下で、かつプラント状態変化率が最大
となるプラント運転パラメータを選択し、計算機
２０の記憶装置の所定の設定エリアに仮設定され
たプラント状態変化率の値を修正させる。さら
に、ステツプ212では、ボイラ蒸気温度制御機能
２２０に、昇温率及び昇圧率を与える。また、ス
テツプ212では、タービン昇速負荷制御機能２３
０に、昇速率及び負荷変化率を与える。このよう
な、動作をステツプ212で行いステツプ213に移
る。ステツプ213では、上記プラント状態変化率
設定値を設定する毎に目標標値（起動又は運転の
完了）に到達したかどうか判定し、目標値に達し
ない場合は、ステツプ201に移る。またステツプ
213で目標値に達した場合は、当該処理を終了と
する。
転員１が操作盤１０を介して計算機２０の記憶装
置の運転パラメータ設定エリアに、プラント起動
パターン及び運転パターン、ボイラ（２次過熱器
ヘツダ管寄部）熱応力許容値、高圧タービン（第
１段ラビリンスパツキン部）ロータ熱応力許容値
等の運転パラメータを設定する。ステツプ201で
は、該記憶装置の所定のエリア部に設定されたプ
ラント起動及び運転パターンに基づき、タービン
５０２の負荷変化率及び昇速率と、ボイラシステ
ム４０の昇温率及び昇圧率等の運転パラメータの
最大値を記憶装置の他のエリアに仮に設定してス
テツプ202に移る。次にステツプ202では、どの程
度先の熱応力を予測して制御すべきかを、すなわ
ち予測時間を決定してステツプ203に移る。ここ
で、ステツプ202における予測時間は、応力評価
部（例えば、該管寄部４０５Ａ、該ラビリンスパ
ツキン部５４１）等の熱伝導率の大きさで、すな
わちプラントの運転状態をもつて決定するものと
する。ステツプ203では、前記決定した予測時間
に基づき、蒸気条件を、例えば前述の(16)，(19)式を
用いて予測計算を行いステツプ204に移る。ステ
ツプ204では、この蒸気条件予測値に基づきボイ
ラシステム４０の応力評価部（２次過熱器ヘツダ
管寄部）の温度分布を計算して205に移行する。
ステツプ205では、その計算結果から、２次過熱
器熱応力予測値を求める（これは上記仮設定した
変化率での熱応力予測値となる）。次に206で、運
転員１により計算機２０の記憶装置の設定エリア
に設定された熱応力許容値ととの余裕値を求め、
ステツプ207に移る。次にステツプ204乃至206と
同様に、ステツプ207乃至209において、タービン
ロータに関しても熱応力を求め、最終的に熱余裕
値を求め計算機２０の記憶装置の所定の設定エリ
アに余裕値を格納する。しかして、ステツプ206
及び209において求め、かつ計算機２０の記憶装
置の所定の設定エリアに格納した２次過熱器４０
５Ａ及びタービンロータ５４１の各各の熱応力許
容値の余裕値をステツプ210にて取り込み、余裕
値のより小さい方を、すなわち低値を選択してス
テツプ211に移る。ステツプ211では、第４図の説
明の如く、どの期間の運転かを判定するととも
に、前述）項の期間の場合は負荷上昇最短又は
蒸気条件の最短時間での定格値までの昇温、昇圧
等の優先条件を評価する。しかして、その結果を
ステツプ212に与える。ステツプ212では、運転員
１により設定された熱応力許容値と比較し熱応力
し許容値以下で、かつプラント状態変化率が最大
となるプラント運転パラメータを選択し、計算機
２０の記憶装置の所定の設定エリアに仮設定され
たプラント状態変化率の値を修正させる。さら
に、ステツプ212では、ボイラ蒸気温度制御機能
２２０に、昇温率及び昇圧率を与える。また、ス
テツプ212では、タービン昇速負荷制御機能２３
０に、昇速率及び負荷変化率を与える。このよう
な、動作をステツプ212で行いステツプ213に移
る。ステツプ213では、上記プラント状態変化率
設定値を設定する毎に目標標値（起動又は運転の
完了）に到達したかどうか判定し、目標値に達し
ない場合は、ステツプ201に移る。またステツプ
213で目標値に達した場合は、当該処理を終了と
する。
以上述べたように、本発明によれば、熱応力を
許容値以下に抑えながら、ボイラ・タービンの協
調制御をできるので、安全かつ急速なプラント起
動及び運転が可能となるという効果がある。
許容値以下に抑えながら、ボイラ・タービンの協
調制御をできるので、安全かつ急速なプラント起
動及び運転が可能となるという効果がある。
第１図は本発明に係る火力発電プラントの運転
制御方法が適用される火力発電プラントの構成を
示すブロツク図、第２図はボイラシステムの応力
評価部の熱応力発生及びその算定を説明するため
に示す図、第３図はタービンシステムの応力評価
部の熱応力発生及びその算定を説明するために示
す図、第４図は火力発電プラントの起動曲線を示
す線図、第５図は本発明に係る火力発電プラント
の運転制御方法の一例を示すフローチヤートであ
る。 １……運転員、１０……操作盤、２０……計算
機、３０……ミルシステム、４０……ボイラシス
テム、５０……タービン発電機システム。
制御方法が適用される火力発電プラントの構成を
示すブロツク図、第２図はボイラシステムの応力
評価部の熱応力発生及びその算定を説明するため
に示す図、第３図はタービンシステムの応力評価
部の熱応力発生及びその算定を説明するために示
す図、第４図は火力発電プラントの起動曲線を示
す線図、第５図は本発明に係る火力発電プラント
の運転制御方法の一例を示すフローチヤートであ
る。 １……運転員、１０……操作盤、２０……計算
機、３０……ミルシステム、４０……ボイラシス
テム、５０……タービン発電機システム。
Claims (1)
- １ 与えられたプラントの起動及び運転の各パタ
ーンに基づいてプラント運転パラメータを仮り設
定し、試行演算を行い最適プラント運転パラメー
タを求めて蒸気発生装置及びタービンの運転を制
御する火力発電プラントの運転制御方法におい
て、前記仮り設定するプラント運転パラメータが
前記蒸気発生装置の主蒸気昇温率及び主蒸気昇圧
率と前記タービンの昇速率及び負荷変化率を含む
プラント状態変化率であり、該設定されたプラン
ト状態変化率を基に指定時間後の主蒸気温度の変
化率を予測し、該主蒸気温度の変化率により前記
蒸気発生装置及びタービンの応力評価部の熱応力
を予測し、該双方の熱応力と熱応力許容値との偏
差を求め、偏差の小さい方で前記設定されたプラ
ント状態変化率が最大となる運転パラメータを得
ることを特徴とする火力発電プラントの運転制御
方法。
Priority Applications (4)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP58106271A JPS59231604A (ja) | 1983-06-14 | 1983-06-14 | 火力発電プラントの運転制御方法 |
| US06/618,676 US4558227A (en) | 1983-06-14 | 1984-06-08 | Method of controlling operation of thermoelectric power station |
| DE8484106819T DE3482200D1 (de) | 1983-06-14 | 1984-06-14 | Methode zum steuern des betriebs eines thermoelektrischen kraftwerks. |
| EP84106819A EP0128593B1 (en) | 1983-06-14 | 1984-06-14 | Method of controlling operation of thermoelectric power station |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP58106271A JPS59231604A (ja) | 1983-06-14 | 1983-06-14 | 火力発電プラントの運転制御方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS59231604A JPS59231604A (ja) | 1984-12-26 |
| JPH0521241B2 true JPH0521241B2 (ja) | 1993-03-23 |
Family
ID=14429414
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP58106271A Granted JPS59231604A (ja) | 1983-06-14 | 1983-06-14 | 火力発電プラントの運転制御方法 |
Country Status (4)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US4558227A (ja) |
| EP (1) | EP0128593B1 (ja) |
| JP (1) | JPS59231604A (ja) |
| DE (1) | DE3482200D1 (ja) |
Families Citing this family (33)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS61275905A (ja) * | 1985-05-31 | 1986-12-06 | Syst Sogo Kaihatsu Kk | 多入力多出力系制御用制御装置 |
| JP2677787B2 (ja) * | 1986-11-06 | 1997-11-17 | バブコツク日立株式会社 | ボイラ制御装置 |
| US4888953A (en) * | 1987-11-13 | 1989-12-26 | Babcock-Hitachi Kabushiki Kaisha | Apparatus for controlling boiler/turbine plant |
| US5157619A (en) * | 1988-10-31 | 1992-10-20 | Westinghouse Electric Corp. | Abnormal thermal loading effects monitoring system |
| JP3095294B2 (ja) * | 1992-09-18 | 2000-10-03 | 株式会社日立製作所 | プラントの制御システム |
| US5277244A (en) * | 1992-10-20 | 1994-01-11 | Hunter Fan Company | Relay contact monitoring system |
| DE59706404D1 (de) * | 1996-11-08 | 2002-03-21 | Siemens Ag | Turbinenleiteinrichtung sowie verfahren zur regelung eines lastwechselvorgangs einer turbine |
| DE19910222C2 (de) * | 1999-03-09 | 2002-02-28 | Abb Patent Gmbh | Verfahren und Einrichtung zur Bestimmung einer Dampftemperatur |
| JP4694080B2 (ja) * | 2000-02-02 | 2011-06-01 | シーメンス アクチエンゲゼルシヤフト | タービンの運転方法 |
| DE10060706A1 (de) | 2000-12-07 | 2002-06-13 | Flowtec Ag | Verfahren und eine Vorrichtung zur System- und/oder Prozeßüberwachung |
| GB2374904A (en) * | 2001-04-26 | 2002-10-30 | Bowman Power Systems Ltd | Controlling temperature in gas turbine apparatus during startup or shutdown |
| DE10221594B4 (de) * | 2002-05-15 | 2006-02-16 | AKTIENGESELLSCHAFT KüHNLE, KOPP & KAUSCH | Vorrichtung und Verfahren zur wirkungsgradoptimierten Regelung einer Turbine |
| DE102004058171A1 (de) * | 2004-10-02 | 2006-04-06 | Abb Technology Ag | Verfahren und Modul zum vorrausschauenden Anfahren von Dampfturbinen |
| US7174715B2 (en) * | 2005-02-02 | 2007-02-13 | Siemens Power Generation, Inc. | Hot to cold steam transformer for turbine systems |
| EP1982051A1 (de) * | 2006-02-06 | 2008-10-22 | Siemens Aktiengesellschaft | Verfahren und vorrichtung zum vorausschauenden bestimmen einer temperaturverteilung in einer wand einer turbinenanlage |
| US9335042B2 (en) * | 2010-08-16 | 2016-05-10 | Emerson Process Management Power & Water Solutions, Inc. | Steam temperature control using dynamic matrix control |
| US9328633B2 (en) | 2012-06-04 | 2016-05-03 | General Electric Company | Control of steam temperature in combined cycle power plant |
| JP6037448B2 (ja) * | 2013-03-15 | 2016-12-07 | 三菱日立パワーシステムズ株式会社 | 蒸気タービン発電プラント |
| EP2837777A1 (en) * | 2013-08-16 | 2015-02-18 | ABB Technology AG | Method for calculating thermal stress in a thick-walled component of a thermal system |
| DE102014205627B3 (de) | 2014-03-26 | 2015-06-18 | Siemens Aktiengesellschaft | Zustandsbeobachter für einen Dampferzeuger eines Dampfkraftwerks |
| CN104089270B (zh) * | 2014-07-11 | 2016-03-30 | 国家电网公司 | 一种发电机组锅炉负荷控制优化调整试验方法 |
| US10375901B2 (en) | 2014-12-09 | 2019-08-13 | Mtd Products Inc | Blower/vacuum |
| JP6498059B2 (ja) * | 2015-06-30 | 2019-04-10 | 三菱日立パワーシステムズ株式会社 | 起動制御装置 |
| US10267182B2 (en) * | 2015-07-01 | 2019-04-23 | Emerson Process Management Power & Water Solutions, Inc. | Methods and apparatus to optimize steam turbine ramp rates |
| US10781723B2 (en) | 2015-07-24 | 2020-09-22 | Emerson Process Management Power And Water Solutions, Inc. | Methods and apparatus to optimize steam header blending and gas turbine loading in combined cycle power plants |
| US10954824B2 (en) | 2016-12-19 | 2021-03-23 | General Electric Company | Systems and methods for controlling drum levels using flow |
| US10677102B2 (en) | 2017-02-07 | 2020-06-09 | General Electric Company | Systems and methods for controlling machinery stress via temperature trajectory |
| EP3495731B1 (en) * | 2017-12-08 | 2022-02-16 | General Electric Technology GmbH | Once-through evaporator systems |
| EP3495732B1 (en) | 2017-12-08 | 2024-02-14 | General Electric Technology GmbH | Once-through evaporator systems |
| EP3495730B1 (en) * | 2017-12-08 | 2024-01-24 | General Electric Technology GmbH | Once-through evaporator systems |
| EP3495729B1 (en) | 2017-12-08 | 2020-11-25 | General Electric Technology GmbH | Once-through evaporator systems |
| CN110043918B (zh) * | 2019-04-18 | 2024-04-02 | 中国大唐集团科学技术研究院有限公司华东电力试验研究院 | 一种带暖风器的邻炉加热启动系统 |
| CN116116558B (zh) * | 2023-01-12 | 2025-01-24 | 浙江浙能技术研究院有限公司 | 稀土电机中速磨煤机变速调节控制锅炉冷态启动的方法 |
Family Cites Families (16)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US3446224A (en) * | 1967-01-03 | 1969-05-27 | Gen Electric | Rotor stress controlled startup system |
| SE376961B (ja) * | 1967-09-11 | 1975-06-16 | Svenska Maskinverken Ab | |
| US3561216A (en) * | 1969-03-19 | 1971-02-09 | Gen Electric | Thermal stress controlled loading of steam turbine-generators |
| US3928972A (en) * | 1973-02-13 | 1975-12-30 | Westinghouse Electric Corp | System and method for improved steam turbine operation |
| US4053747A (en) * | 1973-11-06 | 1977-10-11 | Westinghouse Electric Corporation | System for initializing a backup computer in a multiple computer electric power plant and turbine control system to provide turbine and plant operation with reduced time for backup computer availability |
| US4181840A (en) * | 1975-02-13 | 1980-01-01 | Westinghouse Electric Corp. | Anticipative turbine control |
| US4029951A (en) * | 1975-10-21 | 1977-06-14 | Westinghouse Electric Corporation | Turbine power plant automatic control system |
| FR2380418A1 (fr) * | 1977-02-09 | 1978-09-08 | Europ Turb Vapeur | Procede pour la conduite d'un ensemble de production d'energie |
| GB2002543B (en) * | 1977-07-29 | 1982-02-17 | Hitachi Ltd | Rotor-stress preestimating turbine control system |
| JPS585626B2 (ja) * | 1978-07-29 | 1983-02-01 | 日本電気ホームエレクトロニクス株式会社 | 映像信号の合成方法 |
| US4297848A (en) * | 1979-11-27 | 1981-11-03 | Westinghouse Electric Corp. | Method of optimizing the efficiency of a steam turbine power plant |
| JPS576203A (en) * | 1980-06-11 | 1982-01-13 | Hitachi Ltd | Boiler steam temperature control system |
| JPS57179509A (en) * | 1981-04-28 | 1982-11-05 | Tokyo Shibaura Electric Co | Method of controlling temperature of superheated steam of boiler |
| JPS57197606A (en) * | 1981-05-30 | 1982-12-03 | Toshiba Corp | Operation controller of plant |
| JPS5843002A (ja) * | 1981-09-07 | 1983-03-12 | Hitachi Ltd | 火力発電プラントの効率最適化制御方法 |
| JPS5843004A (ja) * | 1981-09-07 | 1983-03-12 | Hitachi Ltd | 火力発電プラントの効率最適化制御方法 |
-
1983
- 1983-06-14 JP JP58106271A patent/JPS59231604A/ja active Granted
-
1984
- 1984-06-08 US US06/618,676 patent/US4558227A/en not_active Expired - Lifetime
- 1984-06-14 EP EP84106819A patent/EP0128593B1/en not_active Expired
- 1984-06-14 DE DE8484106819T patent/DE3482200D1/de not_active Expired - Lifetime
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| Publication number | Publication date |
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| US4558227A (en) | 1985-12-10 |
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