DE3784011T2

DE3784011T2 - Kesselregelsystem.

Info

Publication number: DE3784011T2
Application number: DE8787116312T
Authority: DE
Inventors: Yukio Fukayama; Atsushi Kuramoto
Original assignee: Babcock Hitachi KK
Current assignee: Mitsubishi Power Ltd
Priority date: 1986-11-06
Filing date: 1987-11-05
Publication date: 1993-07-22
Anticipated expiration: 2007-11-06
Also published as: JPS63118503A; EP0266771B1; EP0266771A3; DE3784011D1; JP2677787B2; EP0266771A2; US4841918A

Description

Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf ein Steuerungssystem und ein Verfahren für eine Kesselapparatur, wie sie im Oberbegriff des unabhängigen Anspruchs beschrieben ist. Ein solches Verfahren und eine solche Apparatur sind aus der Patentschrift EP-A-0 170 145 bekannt. In diesem Dokument wird eine Apparatur für die Steuerung des Startbetriebes eines Kessels beschrieben. Die Apparatur umfaßt einen Temperatursensor und einen Drucksensor. Es werden Zielwerte entsprechend gemessener Temperatur und Druck gebildet und diese Zielwerte werden wiederum entsprechend der Temperatur und Druck und ihrer jeweiligen Änderungsrate optimiert. Der Kessel wird dann unter Anpassung an diese optimierten Zielwerte gesteuert. Trotzdem ist diese Apparatur nicht vollständig adaptiert, so daß das Einschwingen des Kessels nicht gesteuert werden kann, da Verzögerungszeiten zwischen tatsächlichen Zuständen des Kessels und ihrem Nachweis durch die Sensoren nicht berücksichtigt werden.
In CH-A-460 050 wird nach Stand der Technik eine Vorrichtung zur Steuerung des Aufheizens eines Dampfgenerators beschrieben. Sie steuert einen Kessel in der Art, daß ein Optimum zwischen einem schnellen Aufheizen des Kessels in der Startphase, um Energieverluste zu reduzieren, und einem weichen Anfahren, um thermische Belastung zu reduzieren, angestrebt wird. Diese Apparatur berücksichtigt die vorangegangenen Betriebszustände des Kessels. Das wird erreicht durch Integration der Sensorwerte und durch Extrapolation des Ergebnisses mittels einer abfallenden exponentiellen Funktion, um das Abklingen von thermischer Belastung im Laufe der Zeit zu simulieren.
Wie der Fachmann weiß, hängt in einer solchen Anlage der Grad der thermischen Belastung, der in einem Kessel auftritt, von der Temperaturdifferenz über das metallische Material ab, das das Gehäuse der Röhre im Kessel bildet. Im einzelnen bedeutet dies, daß je größer die Dicke des metallischen Materials wird und je größer die Temperaturänderung der inneren Flüssigkeit wird, desto größer der Grad der thermischen Belastung wird. Offensichtlich bedeutet ein höherer Grad an thermischer Belastung eine ungünstigere Auswirkung auf die Apparatur in bezug auf die Lebensdauer. Es ist bekannt, daß die Teile des Kesselsystems, welche in dieser Hinsicht unter den widrigsten Betriebsbedingungen laufen, die Heizung an der Auslaßseite eines Überhitzers und der Wasserdampfseparator (oder Trommel) sind. Es wurde allgemein anerkannt, daß die Überwachung der thermischen Belastung in diesen Teilen des Kesselsystems bedeutsam ist, und es wurden verschiedene Methoden zur Messung dieser thermischen Belastung entwickelt.
Unter den vorgeschlagenen Verfahren zur Messung der thermischen Belastung gibt es ein Verfahren, das einen Dehnungsstreifen verwendet, der an das Objekt angeklebt ist. Dieses Verfahren empfiehlt sich wegen der höheren Meßgenauigkeit. Dieses Verfahren ist jedoch nicht anwendbar in einem System zur Belastungsüberwachung, welches permanent in das Kesselsystem eingebaut sein soll. Ein anwendbares Verfahren zur Überwachung der thermischen Belastung ist von Myagaki und Hodozuka in "Boiler Thermal Stress Monitoring System", Hitachi Hyoron, Vol. 65, No. 6, Seite 391, Juni 1983, vorgeschlagen worden. Bei diesem Verfahren wird die thermische Belastung aus den gemessenen Werten der Temperatur und des Druckes der internen Flüssigkeit arithmetisch berechnet.
Dieses Überwachungssystem ist sowohl in bezug auf Lebensdauer als auch auf Handhabbarkeit überlegen und fand bereits breite praktische Anwendung.
Ferner wurde eine vorausberechnende adaptive Hauptsteuerung der Dampftemperatur zur Steuerung des Kessels vorgeschlagen, die auf die Überwachungsdaten der thermischen Belastung zurückgreift. Dieses Verfahren ist ebenso beschrieben in "Boiler Thermal Stress Monitoring System". Nach diesem Verfahren wird eine zukünftige Hauptdampftemperatur entsprechend einem vorausberechneten zukünftigen Wert der thermischen Belastung bestimmt, und die Ölversorgung wird entsprechend dem Unterschied zwischen der zukünftigen Hauptdampftemperatur und der vorausberechneten zukünftigen Dampftemperatur angepaßt. Die Vorausberechnung der zukünftigen Hauptdampftemperatur, die in dieser adaptiven Steuerung angewendet wird, stützt sich im wesentlichen auf ein physikalisches Modell und wird von Ujii und Mitarbeitern in "Boiler Steam Temperature Predictive Control Utilizing Kalman Filter", Keisou, Sonderausgabe Seite 113, 1983 beschrieben.
Das obenbeschriebene System nach Stand der Technik wirft jedoch die folgenden größeren Probleme auf.
(1) Das Einstellen der optimalen Temperatur und der Druckanstiegsmuster ist ziemlich schwierig. Der Ausdruck "optimales Muster" meint im allgemeinen das Muster des Temperatur- oder Druckanstiegs, welches einen Temperatur- oder Druckanstieg des Dampfes in der kürzestmöglichen Zeit ermöglicht, in der noch thermische Belastung in den dickwandigen Teilen des Kessels unterdrückt werden kann. Wie bereits zuvor gesagt, sind die kritischsten Teile in dem Kessel bei der Überwachung der thermischen Belastung die Auslaßheizung des Überhitzers und der Wasserdampfseparator (oder die Trommel). Daher ist das optimale Muster für den Temperaturanstieg das Muster, welches eine momentane Anstiegsrate der Dampftemperatur (im folgenden "Temperaturanstiegsrate" genannt) in dem Auslaß des Überhitzers auf einem höchstmöglichen Niveau gewährleistet, die gegen einen Grenzwert geht, aber noch unterhalb dieses bleibt, so daß die darin auftretende thermische Belastung unterhalb eines vorgegebenen zulässigen Wertes bleibt. In ähnlicher Weise ist das optimale Muster für den Druckanstieg das Muster, welches eine momentane Anstiegsrate des Dampfdrucks (im folgenden als "Druckanstiegsrate" bezeichnet) auf einem höchstmöglichen Niveau gewährleistet, die gegen einen Grenzwert geht, aber noch unterhalb dieses bleibt, so daß die darin auftretende thermische Belastung noch unterhalb eines vorgegebenen zulässigen Wertes bleibt. Die Temperaturanstiegsrate beeinflußt die thermische Belastung der Auslaßheizung des Überhitzers. Die Druckanstiegsrate betrifft die Temperaturänderung des gesättigten Dampfes und betrifft damit die thermische Belastung des Wasserdampfseparators (oder der Trommel).
In dem System nach Stand der Technik, wie es zuvor beschrieben wurde, werden die Temperaturanstiegsrate und die Druckanstiegsrate entsprechend den in die Funktionsgeneratoren eingegebenen und von ihnen ausgegebenen Daten gesteuert. Um optimale Temperaturanstiegsraten und Druckanstiegsraten zu erhalten, ist es notwendig wiederholt Experimente im Betrieb von realen Kesseln durchzuführen. Zusätzlich gilt, wenn die Höhe des anfänglichen Dampfdruckes, d. h. des Dampfdruckes zu der Zeit, wenn der Brenner feuert, abweicht von dem im Funktionsgenerator gesetzten Wert, weichen die tatsächlichen Temperatur- und Druckanstiegsraten unerwünscht von den vorgesehenen Raten für den Anstieg der Dampftemperatur und des Dampfdruckes ab. Um diesem Problem vorzubeugen, wurden die gesetzten Werte in den Funktionsgeneratoren so gewählt, daß die Temperaturanstiegsrate und die Druckanstiegsrate im Verlauf des Anstiegs der Temperatur und des Druckes die Grenzwerte zu keinem Zeitpunkt überschreiten, unabhängig von dem anfänglichen Dampfdruck. Als Konsequenz weichen die Muster für den Temperaturanstieg und Druckanstieg, die bei dieser Steuerung von den Funktionsgeneratoren erhalten werden, wesentlich von den optimalen Temperatur- und Druckanstiegsmustern ab. Die Startzeit wird beträchtlich länger als die Startzeit, die man erhielte, wenn die Temperatur und der Druck entsprechend dem optimalen Muster anstiegen.
(2) Das konventionelle System bietet keine einfache Möglichkeit, das Lebensalter der Anlage zu steuern. Es kann sein, daß das bekannte System, wie vorher erläutert, die thermische Belastung unter Berücksichtigung von Daten der thermischen Belastung in den dickwandigen Teilen während der Startphase der Anlage überwacht. Nach Durchlaufen einer Heiz- oder Betriebsperiode vom Start bis zum Stop der Anlage kann die Lebensdauerreduzierung in diesem Betriebszyklus aus den Daten berechnet werden, die man von dem Überwachungssystem für die Größe und Dauer der thermischen Belastung kennt.
Der eigentliche Zweck der Aussagen über die Lebensdauerreduzierung der Anlage ist jedoch, es dem Nutzer zu ermöglichen, die Art des Startvorgangs an die vorgegebene Situation flexibel anzupassen. Beispielsweise ist es in einigen Fällen, insbesondere Notfällen, erforderlich, die Anlage so schnell wie möglich hochlaufen zu lassen, obgleich eine beträchtliche Reduzierung der Lebensdauer der Anlage dadurch erwartet werden kann. In anderen gewöhnlichen Fällen wird die Startphase so durchgeführt, daß die Reduzierung an Lebensdauer minimal ausfällt. Es ist sehr wünschenswert, daß die Verwaltung der Lebensdauer der Anlage so gehandhabt wird, daß Auswahl und Durchführung der Startphase mit den entsprechenden Anforderungen übereinstimmen.
Von diesem Standpunkt aus gesehen sind bekannte Steuermechanismen insofern unbefriedigend, als der Betreiber lediglich über die Reduzierung der Lebensdauer der Anlage informiert wird, da die Reduktion der Lebensdauer pro Betriebszyklus lediglich nach Beendigung des Betriebszyklus berechnet wird. So kann das konventionelle System nicht die Forderung erfüllen, daß der Betreiber in die Lage versetzt wird, die Anlage in Übereinstimmung mit einem Plan, der die Verwaltung der Lebensdauer berücksichtigt, hochlaufen zu lassen.
(3) Das System wurde insoweit gegenüber anderen bekannten Systemen verbessert, als eine Steuerung der Brennstoff zufuhr ermöglicht wurde, welche das zukünftige Verhalten in bezug auf thermische Belastung berücksichtigt. Dieses verbesserte System erfüllt jedoch nicht die in (2) oben genannte Forderung nach hoher Flexibilität bei Auswahl und Durchführung von Startmustern, wie sie vom Standpunkt der Lebensdauerverwaltung aus erhoben wird.
(4) Die bekannten Systeme haben den gemeinsamen Nachteil, daß sie nicht für eine Reduzierung des Energieverlustes zur Zeit der Startphase des Kessels konstruiert sind. Wenn der Kessel bei gegebener Temperaturanstiegsrate und gegebener Druckanstiegsrate in einer entsprechenden Anlage hochgefahren wird, sind die Verhältnisse zwischen Faktoren oder Parametern, wie dem durch Durchflußsteuerungsventilen zugeführten Brennstoff, dem Öffnungsgrad des Überhitzer-Bypassventils und dem Öffnungsgrad des Turbinen-Bypassventils variabel und nicht festgelegt. Beispielsweise kann es in manchen Fällen erforderlich sein, eine große Menge Dampf durch das Überhitzer-Bypassventil und das Turbinen-Bypassventil abzulassen, während eine große Menge Brennstoff an den Brenner zugeführt wird, oder es kann umgekehrt erforderlich sein, die Brennstoffzufuhrrate zu minimieren, während man nur sehr wenig Dampf durch diese Bypassventile abläßt. Es ist klar, daß eine Startphase mit minimalem Energieverlust erreicht werden kann, wenn die obengenannten drei Faktoren oder Parameter in der Art verknüpft werden, daß sie den Öffnungsgrad des Brennstoffdurchflußventils minimieren, um damit die erwünschten Anstiegsraten der Temperatur und des Druckes zu erreichen.
Leider haben die bekannten Systeme keine Funktion, welche diese drei Faktoren oder Parameter steuern könnten, d. h. den Öffnungsgrad des Überhitzer-Bypassventils, den Öffnungsgrad des Turbinen-Bypassventils oder den Öffnungsgrad des Ventils zur Steuerung der Durchflußrate des Brennstoffs. Mit anderen Worten, die bekannten Systeme erfordern unabhängige Steuerung von Öffnungsvorrichtungen und Funktionsgeneratoren zur Reduzierung des Energieverlusts während der Startphase des Kessels. Praktisch ist es jedoch fast unmöglich, diese drei Vorrichtungen unabhängig voneinander in der Art zu steuern, daß optimaler Temperatur- und Druckanstieg gewährleistet wird, während der Energieverlust, der während der Startphase des Kessels auftritt, minimiert wird.

Ziel und Zusammenfassung der Erfindung

Es ist das Ziel der vorliegenden Erfindung, ein Kesselsteuerungssystem zu schaffen, welches nicht nur die optimalen Anstiegsraten der Temperatur und des Druckes im Kessel gewährleistet, sondern welches außerdem den Energieverlust in der Startphase des Kessels minimiert.
Dieses Ziel wird entsprechend den Merkmalen des unabhängigen Patentanspruchs erreicht. Abhängige Patentansprüche beziehen sich auf bevorzugte Ausführungsformen der vorliegenden Erfindung.
Hierzu ist entsprechend der vorliegenden Erfindung ein Kesselsteuerungssystem vorgesehen mit Mitteln zum Messen, zum Berechnen oder zur Vorhersage der Flüssigkeitstemperatur in den Druckkomponenten des Kessels sowie des Wertes der in diesen Druckkomponenten erzeugten thermischen Belastung. Mittel sind vorgesehen zur Steuerung der Temperatur oder der Änderungsrate der Flüssigkeitstemperatur in den Druckkomponenten. Dabei wird das Verhältnis zwischen der Änderungsrate der Kesseltemperatur des speziellen Kessels und dem lokalen Maximum der erzeugten thermischen Belastung und das Verhältnis zwischen dem lokalen Maximum der erzeugten thermischen Belastung und der Lebensdauerreduzierung nach Durchlaufen eines Heizzyklus bestimmt. Die Änderungsrate der Flüssigkeitstemperatur wird unter Verwendung der Abhängigkeit der Lebensdauerreduzierung hiervon unter gegebenen Startphasenbedingungen berechnet, und die Änderungsrate in der Flüssigkeitstemperatur wird unter Verwendung dieser Änderungsrate als Steuerwert gesteuert. Es ist daher möglich, die Anlage bestmöglich in der Art hochzufahren, daß die Startphasenzeit verkürzt wird, ohne daß die thermische Belastung einen erlaubten Grenzwert überschreitet, wobei der Energieverlust gleichzeitig minimiert wird. Selbstverständlich kann derselbe Effekt erzielt werden, wenn das System in der Art abgeändert wird, daß die Flüssigkeitstemperatur in Übereinstimmung mit einem Temperatursteuerungswert gesteuert wird, der aus der Integration der Steueränderungsrate der Flüssigkeitstemperatur resultiert.
Daher beruht die entscheidende Eigenschaft dieser Erfindung auf der Bestimmung des Verhältnisses zwischen der Änderungsrate der Flüssigkeitstemperatur und dem lokalen Maximum der thermischen Belastung sowie der Bestimmung des Verhältnisses zwischen dem lokalen Maximum der thermischen Belastung und der Lebensdauerreduzierung pro Heizzyklus. Bezüglich der obigen Abhängigkeit gibt es praktisch eine große zeitliche Verzögerung nach einer Änderung der Flüssigkeitstemperatur bis zum Erreichen des Maximums der thermischen Belastung, wobei diese zeitliche Verzögerung auf verschiedenen Faktoren beruht, wie z. B. der Wärmekapazität oder der Wärmeleitfähigkeit des Materials. Bezüglich der folgenden Abhängigkeit kann die Lebensdauerreduzierung nur bestimmt werden nach Durchlaufen eines Heizzyklus, da die Lebensdauerreduzierung nicht definitiv bestimmt werden kann, ohne daß die Heizhysterese in jedem Heizzyklus in Betracht gezogen wird. Es ist außerordentlich aufwendig und schwierig, diese beiden Verhältnisse beispielsweise als gekoppelte Differentialgleichungen der physikalischen Gesetze oder physikalischen Modelle darzustellen.
Aus Sicht der praktischen Steuerung der Anlage und unter der Annahme, daß normale Anlagen in der Größenordnung von 1000 Startphasen während ihrer Lebensdauer durchlaufen, müssen diese Verhältnisse nicht für jede Startphase, aber mit akzeptabler Genauigkeit als Mittelwerte über viele Startphasen hinweg bestimmt werden. Jeder Fehler, der in einer Startphase aufgrund von Unsicherheitsfaktoren auftreten kann, kann vernachlässigt werden, da die Fehler in den folgenden Zyklen aufgrund der vielen Startphasen herausgemittelt werden. Daher werden vom praktischen Gesichtspunkt aus die oben erwähnten Verhältnisse vornehmlich aus statistischen Modellen abgeleitet, die auf einer Vielzahl von Daten basieren.
Unter verschiedenen statistischen Modellen ist die als lineare Regression bekannte Methode hervorzuheben, da sie einfach und effektiv ist. Diese Methode wird im folgenden kurz erläutert. Für Einzelheiten dieser statistischen Methode sei auf "Multivariate Analysis" von Kuno et al, Nikka Giren Syuppan, 1971 und auf "Statistic Analysis and Control of Dynamic System" von Akaike et al, Saiensu-Sha, 1972 verwiesen.
Für den Fall, daß ein Satz von Variablen (xi, yi) mit dem Index i (i = 1 . . . N) vorliegt, sei angenommen, daß das Verhältnis zwischen den Variablen x und y durch die folgende Formel (1) ausgedrückt werden kann:
y = b&sub0; exp(b&sub1;x) (1)
wobei die Parameter b&sub0; und b&sub1; in der Formel entsprechend der folgenden Prozedur bestimmt werden können.
Die folgende Formel (2) wird durch linearisierende Logarithmierung beider Seiten der Formen (1) erhalten.
log y = log b&sub0; + b&sub1;x (2)
Die Werte xi mit entsprechenden Indizes werden in der Formel (2) eingesetzt und die Differenzen zwischen den sich ergebenden Werten und den Werten des korrespondierenden log yi werden definiert als &epsi;i.
&epsi;i = log b&sub0; + b&sub1;x&sub1; - log yi (3)
Dann wird die Summe der Quadrate &epsi;ii² der Differenz &epsi;i der entsprechenden Indizes als S definiert.
Für den Zweck der vorliegenden Erfindung sollen die Parameter b&sub0; und b&sub1; bestimmt werden durch Minimierung der Summe S in der Formel (4). Das kann man dadurch erreichen, daß man die Werte b&sub0; und b&sub1; mit den folgenden zwei Formeln (5) und (6) bestimmt. Diese ergeben sich aus dem Nullsetzen der partiellen Ableitungen der Formel (4) nach log b&sub0; bzw. nach b&sub1;.
Die Gleichungen (5) und (6) können aufgelöst werden und ergeben dann die folgenden Formeln (7) und (8).
Wenn die Parameter b&sub0; und b&sub1; entsprechend der oben erläuterten Prozedur bestimmt sind und wenn es eine enge Beziehung zwischen x und y aufgrund ihrer Natur gibt, so kann der Wert der Summe S in Formel (4) auf einen ausreichend kleinen Wert eingeschränkt werden, womit die Formel (1) bestätigt wird. Da es eine enge Beziehung zwischen der Temperaturanstiegsrate und dem lokalen Maximum der thermischen Belastung wie auch zwischen dem lokalen Maximum der thermischen Belastung und der Lebensdauerreduzierung gibt, ist die oben beschriebene Prozedur ausreichend für die vorliegende Erfindung.
Um die Gültigkeit der Anwendung der oben beschriebenen Prozedur beim Kesselsteuerungssystem der Erfindung theoretisch abzusichern, folgt eine kurze Erläuterung der physikalischen Grundlagen des Verhältnisses zwischen der Temperaturanstiegsrate und dem lokalen Maximum der thermischen Belastung sowie des Verhältnisses zwischen dem lokalen Maximum der thermischen Belastung und der Lebensdauerreduzierung.
Die thermische Belastung der Druckkomponenten des Kessels ist besonders kritisch in Bereichen, wo sich die thermische Belastung konzentriert, beispielsweise bei einer Abbildung o. dgl. auf der inneren Oberfläche der Druckkomponenten. Es ist bekannt, daß der Wert der thermischen Belastung in diesen Bereichen errechnet werden kann durch Multiplikation des Wertes für die thermische Belastung der inneren Oberfläche mit einer Konzentrationskonstante der Belastung, wobei der Wert für die thermische Belastung der inneren Oberfläche berechnet wird unter der Annahme, daß die Druckkomponenten einen unendlichen Zylinder darstellen. Die Umfangskomponente des Wertes der thermischen Belastung der inneren Oberfläche ist gewöhnlich groß, wie aus der folgenden Formel ersichtlich ist. Diese Umfangskomponente ist signifikant aus Sicht der Steuerung der thermischen Belastung an den dickwandigen Teilen.
Hier bedeutet σR die Umfangskomponente der thermischen Belastung, E das Young-Modul, α den linearen Expansionskoeffizienten, ν das Poisson-Verhältnis, Tav die mittlere Metalltemperatur der dickwandigen Teile und Ti die Temperatur der inneren Oberfläche der dickwandigen Teile.
Der Teil mit der gleichen Temperatur wie die mittlere Temperatur Tav ist in den dickwandigen Teilen zu finden. Dies bedeutet, daß die thermische Belastung, ausgedrückt durch Formel (9), von dem Unterschied der Metalltemperaturen der dickwandigen Teile in Richtung ihrer Dicke abhängt.
Der Übergang bzw. Fluß der Wärme in dickwandigen Teilen wird durch die Wärmeleitung bestimmt und wird im wesentlichen durch die Fourier-Gleichung ausgedrückt. Um den Ausdruck zu vereinfachen, wird eine axialsymmetrische eindimensionale Wärmeleitung angenommen und man erhält die folgende Gleichung.
Dabei bedeutet k die Wärmeleitfähigkeit, c die spezifische Wärme, w die Dichte, r den Radius und T die Metalltemperatur.
Der metallische dickwandige Teil wird in eine Vielzahl von konzentrischen zylindrischen Schichten unterteilt und diese Schichten haben ihre eigenen Konzentrationskonstanten. Die folgende Formel (11) gibt den i-ten Zylinderwert wieder, wobei i von der Mitte der Zylinder aus gezählt wird.
Dabei bedeutet Δr die Dicke der konzentrischen zylindrischen Schichten. Der Index i entspricht dem i-ten Segment.
Als typisches Beispiel wurde hier angenommen, daß in dem metallischen dickwandigen Teil Temperaturgleichgewicht herrscht, und daß sich die Temperatur in der Flüssigkeit ändert, die innerhalb des dickwandigen Teils fließt. In diesem Fall ist Ti+1 und Ti gleich, und eine Temperaturänderung tritt in der (i-1)-ten zylindrischen Schicht auf und pflanzt sich radial nach außen fort, so daß die folgende Formel (12) gilt.
Die Formel (12) ist eine Differentialgleichung mit der log- Funktion in erster Ordnung, und die logarithmische Zeitkonstante τD ist dann
Formel (12) kann durch Laplace-Transformation in die folgende Formel (14) übergeführt werden.
Hierbei stellt S die Laplace-Variable der Zeitdifferenzierung dar, während der * den Laplace-transformierten Wert kennzeichnet.
Entsprechend der Formel (14) kann die Temperatur TN des N- ten Teiles des metallischen dickwandigen Segments durch die folgende Gleichung bestimmt werden, wobei T&sub0; die Temperatur der inneren Oberfläche ist.
Wie vorher bereits erläutert, wird die thermische Belastung, die in dem metallischen dickwandigen Teil auftritt, durch die Differenz zwischen der Temperatur an der inneren Oberfläche und der Temperatur des inneren Segments des metallischen dickwandigen Teils ausgedrückt, wie aus Gleichung (9) zu ersehen ist.
Mit der Temperaturdifferenz ΔT läßt sich die folgende Beziehung aus Gleichung (15) ableiten.
Die Reihe in (16) ist eine binomische Entwicklung.
Die Terme höherer Ordnung in S im Zähler der Gleichung (16) entsprechen Differenzierung höherer Ordnung der Temperatur T&sub0; der inneren Oberfläche. Offensichtlich ist die Änderung in der Temperatur T&sub0; glatt, so daß die Koeffizienten bei Differenzierung in höherer Ordnung Null gesetzt und Terme zweiter oder höherer Ordnung vernachlässigt werden können. Somit kann die Gleichung (16) folgendermaßen vereinfacht werden.
wobei
ein Logarithmus N-ter Ordnung
ist, NτD eine Zunahme und ST&sub0;* die Temperaturänderungsrate ist.
Die Gleichung (17) bedeutet, daß die radiale Temperaturdifferenz der Druckkomponenten, welche den Wert der thermischen Belastung bestimmen, eine Verzögerung hoher Ordnung in bezug auf die Änderungsrate der Temperatur im Metall der inneren Oberfläche hat. Das beweist, daß die Asymptote der radialen Temperaturdifferenz proportional zur Änderungsrate der Flüssigkeitstemperatur ist, d. h. zur vorher erwähnten Temperaturanstiegsrate. Dies legt nahe, den Wert des lokalen Maximums der thermischen Belastung sinnvoller Weise in einer bestimmten Beziehung zur Temperaturanstiegsrate zu behandeln.
Eine Methode zur Berechnung der Lebensdauer einer Apparatur in Abhängigkeit vom lokalen Maximum der thermischen Belastung wurde in den Spezifikationen der japanischen Anmeldung Nr. 116201/1983 unter dem Titel "Boiler Load Control Apparatus" von demselben Anmelder vorgeschlagen. Auf Details dieser Berechnungsmethode wird daher hier verzichtet, aber es sei darauf hingewiesen, daß es eine enge Beziehung zwischen dem lokalen Maximum der thermischen Belastung und der Lebensdauer gibt, so daß es ziemlich naheliegend ist, die Lebensdauerreduzierung in einer statistisch gewonnenen Relation zum lokalen Maximum der thermischen Belastung zu behandeln.

Kurze Beschreibung der Figuren

Fig. 1, 2 und 3 sind Blockdiagramme von Ausführungsformen des Kesselsteuerungssystems entsprechend der vorliegenden Erfindung;
Fig. 4 und 6 sind Blockdiagramme von bereits bekannten Kesselsteuerungssystemen; und
Fig. 5 ist ein Zeitdiagramm vom Betrieb eines bekannten Kesselsteuerungssystems.

Beschreibung der bevorzugten Ausführungsform

Fig. 1 zeigt eine Ausführungsform des Kesselsteuerungssystems entsprechend der vorliegenden Erfindung, angewandt auf die Kesselapparatur in Fig. 2.
In Fig. 2 hat die Kesselapparatur eine Wasserröhrenwand 1, die gleichzeitig Ofenwand ist, einen Brenner 2 und eine Speisewasserpumpe 3, um Speisewasser in die Wasserröhre 1 nachzufüllen. Das Bezugszeichen 4 bezeichnet einen Wasserdampfseparator, durch den die Mischung aus Dampf und Wasser getrennt wird. Die Mischung entsteht durch das Aufheizen des Speisewassers in der Wasserröhre 1. Der Dampf aus dem Wasserdampfseparator 4 wird durch den Überhitzer überhitzt. Das Speisewasser, welches durch die Speisewasserpumpe 3 in die Wasserröhre 1 nachgeliefert wird, wird durch einen Rauchgasvorwärmer vorgeheizt. Der überhitzte Dampf wird an eine Turbine 7 weitergeleitet, um einen daran angeschlossenen Generator (nicht gezeigt) zu betreiben.
Das Bezugszeichen 8 bezeichnet ein Ventil zur Steuerung des Dampfflusses, angebracht zwischen Überhitzer 5 und Turbine 7, um den Durchsatz des Dampf es zu steuern, der vom Überhitzer 5 an die Turbine 7 geleitet wird.
Die Temperatur des Dampfes aus dem Wasserdampfseparator 4 ist in der Zeit unmittelbar nach der Startphase des Kessels niedrig. Wenn eine große Menge kühlen Dampf es an den Überhitzer 5 geleitet wird, senkt sich die Temperatur am Überhitzerausgang auf einen zu niedrigen Wert. Um dieses zu vermeiden, ist ein Überhitzer-Bypassventil 9 vorgesehen, um kühlen Dampf am Überhitzer 5 vorbei in einen Kondensator o. dgl. zu leiten.
Das Bezugszeichen 10 bezeichnet ein Turbinen-Bypassventil, welches den Dampf vom Überhitzer 5 an der Turbine vorbei in einen Kondensator o. dgl. weiterleitet. Das Turbinen-Bypassventil 10 ist vorgesehen, den Dampf zu entspannen, wenn das Durchsatzsteuerungsventil 8 für den Dampf geschlossen bleibt, weil die Temperatur und der Druck des Dampfes aus dem Überhitzer 5 noch unterhalb eines Wertes liegen, der für die Versorgung der Turbine 7 ausreicht. Das Turbinen- Bypassventil 10 wird eingeschaltet, auch nach der Versorgung der Turbine 7 mit Dampf, um den Dampf zu entspannen, wenn der Durchsatz des Dampfes so klein ist, daß die Dampfdrucksteuerung allein über die Brennstoffzufuhrrate ineffektiv ist.
Ein Dampfdruckdetektor 11 ist für die Überwachung des Dampfdrucks zwischen dem Überhitzer 5 und der Turbine 7 vorgesehen. Das Bezugszeichen 20 bezeichnet ein Steuerungsventil für die Brennstoff zufuhr, damit der Durchsatz an Brennstoff an den Brenner 2 gesteuert werden kann. Ein Dampftemperaturdetektor 25 ist für die Überwachung der Temperatur des Dampfes vom Überhitzer 5 vorgesehen. Eine Steuerungsvorrichtung 26 zur Vorgabe des Druckes ist für die Vorgabe eines Steuerungsdampfdruckes P&sub1; (siehe Fig. 5D) vorgesehen, bis zu welchem die Dampftemperatur angehoben werden soll. Eine Steuerungsvorrichtung 27 zur Vorgabe der Dampftemperatur ist für die Vorgabe einer Steuerungstemperatur vorgesehen, bis zu welcher die Dampftemperatur am Ausgang des Überhitzers 5 angehoben worden sein soll, wenn der Temperaturanstieg beendet worden ist. Das Bezugszeichen 28 bezeichnet einen Begrenzer für die Änderungsrate der Sättigungstemperatur für die Begrenzung der Änderungsrate der Sättigungstemperatur, um die thermische Belastung in den dickwandigen Teilen des Wasserdampfseparators 4 zu unterdrücken. Ein Begrenzer 29 für die Temperaturanstiegsrate ist vorgesehen, um die Temperaturanstiegsrate zu begrenzen, mit dem Zweck, daß die thermische Belastung in den dickwandigen Teilen des Auslasses des Überhitzers 5 unterdrückt wird. Das Bezugszeichen 30 bezeichnet einen Rechner, der die Änderungsrate des Steuerwertes berechnet, wobei der Rechner Detektions-Ausgangssignale vom Dampfdruckdetektor 11 und vom Dampftemperaturdetektor 25 sowie Steuersignale von den Steuervorrichtungen 26, 27, 28 und 29 erhält. Die Vorrichtung 30 führt eine vorgegebene Berechnung entsprechend der Signale durch, um ein Steuerungssignal a zur Temperaturerhöhung und ein Steuerungssignal k zur Erhöhung des Druckes zu berechnen und auszugeben. Das Bezugszeichen 31 bezeichnet eine Rechnereinheit für den Optimumsteuereingang, welche eine vorgegebene Berechnung entsprechend den gemessenen Werten des Dampfdruckdetektors 11 und des Dampftemperaturdetektors 25 sowie des Steuerungssignals a für die Temperaturerhöhungsrate des Steuerungssignals b für die Drucksteigerungsrate von der entsprechenden Rechnereinheit 30 durchführt. Diese Rechnereinheit gibt als Steuerungssignale das Signal c&sub2; für das Steuerungsventil für die Brennstoffzufuhr, das Signal d&sub2; für die Öffnung des Überhitzer-Bypassventils und das Signal e&sub2; für die Öffnung des Turbinen-Bypassventils aus.
Das Bezugszeichen 32 bezeichnet eine Kompensationseinheit, welche durch vorgegebene Rechnung und Steuerung die Öffnungssignale c&sub2;, d&sub2;und e&sub2; der Rechnereinheit 31 für den Optimumsteuerungseingang entsprechend den Fehlermeldungen f und g kompensiert oder korrigiert, wobei sie korrigierte Öffnungssignale c&sub2;', d&sub2;', und e&sub1;' ausgibt.
Das Kesselsteuerungssystem hat ferner eine Differenzierungseinheit 35, welche die Werte des Dampfdruckdetektors 11 einliest und differenziert, um die tatsächlichen Drucksteigerungswerte zu berechnen, und einen Komparator 33, der die vom Differenzierer 35 berechneten Werte für die Drucksteigerung mit dem Steuerungssignal a vergleicht, um dann eine Fehlermeldung f bezüglich der Drucksteigerungsrate auszugeben. Eine andere Differenzierungseinheit 36 ist vorgesehen zum Einlesen und zur Differenzierung des Dampftemperaturwertes vom Dampftemperaturdetektor 25, um die tatsächliche Temperatursteigerungsrate zu bestimmen. Die so berechnete Temperatursteigerungsrate wird durch einen anderen Komparator 34 mit dem Steuerungssignal b für die Temperatursteigerungsrate verglichen, aufgrund dessen eine Fehlermeldung g bezüglich der Temperatursteigerungsrate ausgegeben wird.
Das Bezugszeichen 32 bezeichnet eine Kompensationseinheit, welche durch vorgegebene Berechnung und Steuerung die Öffnungssignale c&sub2;, d&sub2; und e&sub2; von der Rechnereinheit 31 für den Optimumsteuerungseingang entsprechend den Fehlermeldungen f und g kompensiert oder korrigiert, wobei sie die korrigierten Öffnungssignale c&sub2;', d&sub2;' und e&sub2;' ausgibt.
Zurückkommend auf Fig. 1 hat das Kesselsteuerungssystem entsprechend der vorliegenden Erfindung ein erstes Mittel 51, welches die oben erwähnten gemessenen Signale einliest, beispielsweise die Dampftemperatur und den Druck in der Kesselapparatur 62, und welche Erfahrungswerte 52, 53 der Dampftemperaturänderungsrate und der thermischen Belastung am lokalen Maximum an dem dickwandigen Teil der Apparatur berechnet. Das Kesselsystem hat ferner ein viertes Mittel 58, welches nach Einlesen der Werte für die thermische Belastung 53 einen Erfahrungswert für die Lebensdauerreduzierung 64 nach Beendigung jedes Heizzyklus der Apparatur ausrechnet. Das Bezugszeichen 65 bezeichnet eine Speichereinheit für die Speicherung der Daten 53 und 64, während 68 eine Rechnereinheit für die Berechnung des Grenzwertes des lokalen Maximums der thermischen Belastung bezeichnet, welche bei Einlesen des Lebensdauerreduzierungsbefehls 67, der in der Startphase der Apparatur eingegeben wurde, den Grenzwert 57 des lokalen Maximums der thermischen Belastung, welcher mit dem Lebensdauerreduzierungsbefehl 67 korrespondiert, mit Bezug auf die Daten 66 berechnet, die in der Speichereinheit 65 gespeichert sind. Die Speichereinheit und die Rechnereinheit 68 bilden gemeinsam ein fünftes Mittel 69. Auch das Kesselsteuerungssystem hat eine Speichereinheit 54 zum Speichern der Daten 52 und 53 und eine Rechnereinheit 56 für die Berechnung des Grenzwertes der Temperatursteigerungsrate, welche bei Empfang des Grenzwertes 57 für das lokale Maximum der thermischen Belastung den Grenzwert 59 für die Temperatursteigerungsrate, der zum Grenzwert 57 für das lokale Maximum der thermischen Belastung korrespondiert, mit Bezug auf die Daten 52 und 53 berechnet, die in der Speichereinheit 54 gespeichert sind. Die Speichereinheit 54 und die Rechnereinheit 56 bilden gemeinsam ein drittes Mittel 71.
Das Kesselsteuerungssystem hat fernerhin ein zweites Mittel 60, welches Steuerungskommandos für die Steuerung des Systems 62, beispielsweise die Ventile 9, 10 usw., entsprechend dem Grenzwert 59 für die Temperatursteigerungsrate von der Einheit 56, und den Meßwerten von dem System 62 berechnet.
Die detaillierte Anordnung des zweiten Mittels 60 des gesteuerten Systems 62 ist in Fig. 2 beschrieben. Diese Anordnung ist in JP-A-14592/1984 mit dem Titel "Boiler Startup Control System" beschrieben.
Der Zweck des ersten Mittels 51 ist es, beim Einlesen von Signalen, die gemessene Werte in dem gesteuerten System 62 darstellen und entsprechend den Bedingungen der internen Flüssigkeit in den Druckkomponenten liegen, die Temperaturverteilung in den Metalldruckkomponenten sowie die Werte der thermischen Belastung in axialer, radialer und tangentialer Richtung zu berechnen. Das vierte Mittel 58 führt eine Verbrauchsrechnung wie folgt durch.
Während einer Heizphase werden entsprechend den Änderungsamplituden (die Differenz zwischen dem positiven lokalen Maximum und dem negativen lokalen Maximum) der Differenzen (die Hauptbelastungsdifferenzen) von drei Komponenten, wie sie von dem ersten Mittel 51 berechnet wurden, eine Lebensdauerreduzierung aufgrund von Materialermüdung bei den Druckkomponenten von dem vierten Mittel 58 berechnet. Ferner berechnet das vierte Mittel 58 eine Lebensdauerreduzierung aufgrund von Kriechdehnung der Druckkomponenten entsprechend dem lokalen Maximum der Wurzel der Quadratsumme der drei Komponenten (welches mit der Belastung korrespondiert) und mit der seit dem Heizzyklus vergangenen Zeit. Die Lebensdauerreduzierung der Druckkomponenten während eines Heizzyklus ergibt sich durch das Addieren der oben genannten Lebensdauerreduzierung aufgrund von Materialermüdung und der oben genannten Lebensdauerreduzierung aufgrund von Kriechdehnung.
Ein Heizzyklus ist dabei durch den Moment, an welchen die Temperatur der Flüssigkeit in den Druckkomponenten ihren Wert ändert (normalerweise der Wert im ausgeschalteten Zustand der Apparatur), und den Moment definiert, an welchen die Temperatur auf diesen Wert zurückkehrt. Normalerweise beginnt im Normalbetrieb so ein Heizzyklus mit dem Starten und endet mit dem Abschalten der Apparatur.
Die Funktion des ersten Mittels 51 und des vierten mittels 58 sind im Detail in JP-A-223939/1982 und JP-A-116201/1983, sowie in "Boiler Thermal Stress Monitoring System", Hitachi Hyoron, Vol. 65, Nr. 6, Seite 391 beschrieben.
Das dritte Mittel 71 und das fünfte Mittel 69 bestimmen entsprechend den Formeln (7) und (8) und unter Verwendung der in den Speichereinheiten 54 und 65 gespeicherten Daten die Parameter b&sub0; und b&sub1; der Formel (1). In der beschriebenen Ausführungsform ist der Wert x unbekannt und wird durch Einsetzen eines bekannten Wertes für y in die Gleichung (1) bestimmt. Die so erhaltenen Parameter b&sub0; und b&sub1; sind die Eingangsdaten B&sub3;&sub0; und B&sub3;&sub1; für das dritte Mittel. In ähnlicher Weise werden die Parameter b&sub0; und b&sub1; an das fünfte Mittel als b&sub5;&sub0; und b&sub5;&sub1; weitergeleitet. Unter Verwendung dieser Werte als Parameter führen das dritte und das fünfte Mittel die folgenden Operationen durch.
(fünftes Mittel) (Signal 57)
(drittes Mittel) (Signal 59)
Das zweite Mittel 60 liest den Grenzwert 59 der Temperatursteigerungsrate ein, wie er berechnet wurde von dem dritten Mittel 71. Dieser Wert sollte für alle Teile berechnet werden, die wichtig sind für die Beurteilung der Lebensdauer. In der beschriebenen Ausführungsform sind diese Teile das Auslaßsystem des Überhitzers 5 und der Wasserdampfseparator 4. Die Flüssigkeit in dem Wasserdampfseparator ist eine gesättigte Mischung von Dampf und Wasser und daher ist die Temperatur der Flüssigkeit die Sättigungstemperatur, welche linear vom Druck abhängt. Entsprechend wird aus Sicht der Meßgenauigkeit und der einfachen Steuerung der Druck vorzugsweise als Kontrollparameter gegenüber der Temperatur bevorzugt. Dies ist der Grund, warum die Beurteilung der Lebensdauerreduzierung für den Wasserdampfseparator 4 aufgrund des Grenzwertes für die Druckanstiegsrate bestimmt wird.
Die Funktion der zweiten Vorrichtung 60 ist im Detail in US-A-4 637 348 beschrieben. Kurz gesagt berechnet das zweite Mittel 60 die Steuerungseingänge (Optimumsteuerungseingänge), beispielsweise für den Öffnungsgrad der Ventile, entsprechend dem augenblicklichen Zustand der Anlage in der Weise, daß die Startphase minimiert wird, ohne daß Temperatur- und Druckanstiegsraten den durch das Signal 59 gegebenen Grenzwert überschreiten, und daß dabei der Brennstoffverbrauch noch minimiert wird. Das zweite Mittel 60 steuert die Startphase unter Verwendung der so erhaltenen Steuerungseingangsdaten.
Um eine höhere Genauigkeit bei der Berechnung der Optimumsteuerungseingangsdaten durch das zweite Mittel 60 zu erreichen, ist es möglich, ein System zu verwenden, wie es in der japanischen Patentanmeldung Nr. 282042/1985 der gleichen Erfinder beschrieben worden ist. Das System, wie es in der Anmeldung Nr. 282042/1985 vorgeschlagen wurde, ist vom Aufbau her im wesentlichen das gleiche, wie es in der vorher erwähnten US-A-4 637 348 eingesetzt wurde, bis auf die Eigenschaften, die die parameteradaptiven Funktionen betreffen.
In einer anderen Ausführungsform der vorliegenden Erfindung nach Fig. 3 ist das zweite Mittel durch ein System ersetzt, wie es in der japanischen Patentschrift Nr. 076801/1986 derselben Erfinder vorgeschlagen wurde. Die Konstruktion dieses zweiten Mittels in dieser Ausführungsform ist in Fig. 3 dargestellt. Die Funktionsweise dieses zweiten Mittels in dieser Ausführungsform ist hier nicht beschrieben, da eine detaillierte Beschreibung in der japanischen Patentschrift Nr. 076801/1986 zu finden ist. Es soll hier jedoch vermerkt werden, daß das in dieser Ausführungsform verwendete zweite Mittel in Fig. 3 die Anwendung von Kalman-Filtern und der Theorie des optimalen Regelkreises zuläßt, welche umgekehrt den Betrieb der Anlage unter optimalen Betriebsbedingungen ermöglicht, wobei die Zielfunktion minimiert wird, welche je nach Zweck ausgetauscht werden kann.
Im folgenden wird der Betrieb der bisherigen Kesselsteuerungssysteme in Fig. 4 anhand der Zeitdiagramme in den Figuren 5A bis 5E erläutert und mit der vorliegenden Erfindung verglichen. Fig. 5A zeigt die Änderung der Brennstoffzufuhrrate in Abhängigkeit von der Zeit, Fig. 5B die Änderung des Öffnungsgrades des Überhitzer-Bypassventils 9 in Abhängigkeit von der Zeit und Fig. 5C die Änderung des Öffnungsgrades des Turbinen-Bypassventils 10 in Abhängigkeit von der Zeit. Fig. 5D und 5E zeigen jeweils Änderungen des Dampfdruckes und der Dampftemperatur am Auslaß des Überhitzers in Abhängigkeit von der Zeit.
Eine Feuerung der Kesselapparatur setzt im Moment t&sub0; ein. Anstieg des Dampfdruckes und Anstieg der Dampftemperatur sind zur Zeit t&sub1; bzw. t&sub2; abgeschlossen. Dämpfen der Turbine 7 beginnt zur Zeit t&sub3;. Die Symbole p&sub2; und p&sub1; stehen für Anfangsdampfdruck bzw. Steuerdampfdruck.
Nach der Feuerung der Kesselapparatur zum Zeitpunkt t&sub0; wird die Zahl der in Betrieb genommenen Brenner Schritt für Schritt erhöht und die Vorgabeeinheit 21 für den Öffnungsgrad sendet entsprechend der Zunahme der Zahl der Brenner im Betrieb einen Öffnungsbefehl aus, mit welchem der Öffnungsgrad des Steuerungsventils 20 für den Durchsatz an Brennstoff vergrößert wird, so daß der Brennstoffdurchsatz Schritt für Schritt erhöht wird, wie in Fig. 5A zu sehen. Bevor der Dampfdruck den Steuerungsdruck p&sub1; erreicht, hat ein Kontakt 18c der Signalverarbeitungseinheit 18 Kontakt mit der Anschlußklemme 18b. Es wird daher der Öffnungsgrad des Turbinen-Bypassventils 10 entsprechend der Ausgabe des Funktionsgenerators 16 gesteuert, welcher von dem Dampfdruck abhängt, wie er vom Dampfdruckdetektor 11 gemessen wird, bis der gemessene Dampfdruck den Steuerungsdruck p&sub1; erreicht. Als Ergebnis wird der Öffnungsgrad des Turbinensteuerungsventils 10 entsprechend dem Dampfdruck gesteuert. Der Funktionsgenerator 16 wird dabei zuvor so eingestellt, daß er einen Dampfdruckanstieg bis zum Steuerungsdruck p&sub1; bei einer angemessenen Druckanstiegsrate zuläßt. Wenn der Dampfdruck den Steuerdampfdruck p&sub1; im Zeitpunkt t&sub1; erreicht, schaltet der Kontakt 18c der Signalverarbeitungseinrichtung 18 auf die Anschlußklemme 18a um, so daß der Öffnungsgrad des Turbinen-Bypassventils 10 entsprechend der Ausgabe eines Proportional- und Integralreglers 14 gesteuert wird, um den Dampfdruck zu entspannen, wie in Fig. 5C gezeigt. Die Sättigungstemperatur des Dampfes ist niedrig in der Zeitspanne, in welcher der Dampfdruck niedrig ist. In dieser Zeitspanne ist daher die Temperatur des Dampfes niedrig, der vom Wasserdampfseparator zum Überhitzer 5 geleitet wird. Der Funktionsgenerator 16 sendet daher einen Befehl aus für die Öffnung des Überhitzer-Bypassventils 9, um den Dampf niedrigerer Temperatur zu entspannen, wobei der Durchsatz des Dampfes durch den Überhitzer 5 verringert wird, um einen Dampftemperaturanstieg am Auslaß des Überhitzers 5 zu erreichen.
Wenn einmal der Dampfdruck den Steuerdampfdruck p&sub1; erreicht hat, wird, wie in Fig. 5C gezeigt, der Öffnungsgrad des Turbinen-Bypassventils 10 entsprechend dem Signal gesteuert, welches als Proportional- oder Integralgröße des Druckunterschiedes zwischen dem in der Druckvorgabeeinheit 12 vorgegebenen Steuerdruck p&sub1; und dem vom Dampfdruckdetektor 11 tatsächlich gemessenen Dampfdruck erhalten wird. In dem Moment t&sub1;, in welchem der Druckanstieg des Dampfes beendet ist, und wenn die Anstiegsrate des Dampfdrucks so groß geworden ist, daß ein starker Anstieg des Dampfdruckes über den Steuerdruck hinaus nicht vermieden werden kann - auch bei vollständiger Öffnung des Turbinen-Bypassventils 10 - wird der Pegel des Ausgangssignals des Proportional- und Integralreglers 15 so hoch, daß der Schwellwertdetektor 19 darauf anspricht. Als Ergebnis wird der Öffnungsgrad des Überhitzer-Bypassventils 9 erhöht, so daß der Dampf dadurch entspannt wird und ein übergroßer Anstieg des Dampfdruckes verhindert wird.
Wie aus obiger Beschreibung hervorgeht, bietet die vorliegende Erfindung gegenüber dem bisherigen Stand der Technik die folgenden Vorteile.
(1) Es ist möglich, eine Temperaturanstiegsrate und eine Druckanstiegsrate zu erreichen, bei welcher thermische Belastung der dickwandigen Teile oberhalb von Grenzwerten vermieden werden kann.
(2) Das System dieser Erfindung, in Verbindung mit einer Startphasensteuerung, macht es möglich, die kürzestmögliche Startphase zu erreichen, bei der kein Problem bezüglich thermischer Belastung auftritt.
(3) Es ist möglich, entsprechend dem Zustand der Anlage den zulässigen Wert der thermischen Belastung einzuhalten, welcher zum Zweck der Durchführung der Startphase, ohne einen Grenzwert der Lebensdauerreduzierung für die dickwandigen Teile der Anlage zu überschreiten, notwendig ist.
(4) Es ist möglich, die kürzestmögliche Startphase zu erreichen, bei der kein Grenzwert für die Lebensdauerreduzierung bezüglich der dickwandigen Teile in der Anlage überschritten wird, indem man die Punkte (1), (2) und (3) verbindet. Auf diese Art ist es möglich, einen höchstökonomischen Betrieb bezüglich der Überwachung der Lebensdauerreduzierung durchzuführen.
(5) Die in (4) erwähnte schnellstmögliche Startphase kann bei Minimierung der Brennstoffrate erreicht werden. Somit kann in bezug auf die Betriebskosten ein außerordentlich ökonomischer Betrieb durchgeführt werden.

Claims

1. Steuerungsmethode für eine Kesselapparatur, umfassend die Schritte:

Überwachung der Dampftemperatur in einem Druckteil des Kessels und Bestimmung der thermischen Belastung, wie sie darin auftritt, gekennzeichnet durch Speicherung in Speichermitteln der Dampftemperatur und der entsprechenden thermischen Belastung, wie sie in dem Druckteil des Kessels zu jedem Zeitpunkt erzeugt wird;

Bestimmung des Verhältnisses zwischen der Änderungsrate der Dampftemperatur und der entsprechenden thermischen Belastung, wie sie im Druckteil des Kessels erzeugt wird, mit Bezug auf die Dampftemperaturen und die thermischen Belastungen, wie sie in den Speichermitteln abgespeichert sind;

Bestimmung eines Grenzwertes für die Änderungsrate der Dampftemperatur entsprechend besagtem Verhältnis, welcher für die Begrenzung der thermischen Belastung in besagtem Teil des Kessels auf unterhalb des lokalen Maximums des Grenzwertes für die thermische Belastung notwendig ist, welcher vorbestimmt ist oder welcher bei jeder Startphase des Kessels angegeben wird; und

Steuerung der Dampftemperatur oder der Dampftemperaturänderungsrate entsprechend dem Grenzwert für die Änderungsrate der Dampftemperatur oder entsprechend einem Steuerwert für die gewünschte Dampftemperatur, wie er durch Integration des Grenzwertes für die Änderungsrate der Dampftemperatur erhalten wird.

2. Verfahren nach Anspruch 1, gekennzeichnet dadurch, daß das Verhältnis zwischen Dampftemperaturänderungsrate und dem lokalen Maximum der thermischen Belastung durch Modellrechnung vorbestimmt ist.

3. Verfahren nach Anspruch 1, gekennzeichnet dadurch, daß das Verhältnis zwischen Dampftemperaturänderungsrate und dem lokalen Maximum der thermischen Belastung bestimmt wird unter Verwendung von statistischer Analyse der Kombinationen, wie sie in besagten Speichermitteln abgespeichert sind.

4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, gekennzeichnet dadurch, daß für unterschiedliche Teile der Kesselapparatur jeweils Grenzwerte für die Temperaturänderungsrate bestimmt werden.

5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, gekennzeichnet dadurch, daß das lokale Maximum für den Grenzwert der thermischen Belastung so bestimmt wird, daß für die Startphase des Kessels eine gewünschte Lebensdauerreduzierung erreicht wird.

6. Steuerungssystem für eine Kesselapparatur, umfassend:

Mittel (11, 25) zur Überwachung der Dampftemperatur in einem Druckteil des Kessels und zur Bestimmung der thermischen Belastung, wie sie darin auftritt, gekennzeichnet durch

Speichermittel (54) für das Abspeichern der Dampftemperatur und der entsprechenden thermischen Belastung, wie sie in dem Druckteil des Kessels zu jedem Zeitpunkt erzeugt wird;

Mittel (56) zur Bestimmung des Verhältnisses zwischen der Änderungsrate der Dampftemperatur und der entsprechenden thermischen Belastung, wie sie im Druckteil des Kessels erzeugt wird, mit Bezug auf die Dampftemperaturen und die thermischen Belastungen, wie sie in den Speichermitteln (54) abgespeichert sind;

Mittel (56, 58) zur Bestimmung eines Grenzwertes für die Änderungsrate der Dampftemperatur entsprechend besagtem Verhältnis, welcher für die Begrenzung der thermischen Belastung in besagtem Teil des besagten Kessels auf unterhalb des lokalen Maximums des Grenzwertes für die thermische Belastung notwendig ist, welcher vorbestimmt ist oder welcher bei jeder Startphase besagten Kessels vorgegeben wird; und

Mittel (60) zur Steuerung der Dampftemperatur oder der Dampftemperaturänderungsrate entsprechend dem Grenzwert für die Änderungsrate der Dampftemperatur oder entsprechend einem Steuerungswert für die gewünschte Dampftemperatur, wie er durch Integration des Grenzwertes für die Änderungsrate der Dampftemperatur erhalten wird.

7. System nach Anspruch 6, gekennzeichnet dadurch, daß es weiterhin Mittel (67, 68) zum Einlesen eines Lebensdauerreduzierungsbefehls umfaßt.