WO2013072464A2 - Verfahren und vorrichtung zum regeln einer temperatur von dampf für eine dampfkraftanlage - Google Patents

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Klaus Wendelberger
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    • 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
    • F01K21/00—Steam engine plants not otherwise provided for
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
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    • 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

Definitions

  • the invention relates to a method and a device for regulating a temperature of steam for a steam power plant, in which a state controller regulates the temperature of the steam at an outlet of a superheater of the steam power plant with the return of several medium states of the steam in the superheater.
  • a steam power plant is a type of power plant for
  • Fossil fuel power generation in which a thermal energy of steam in a steam power plant, i. usually a multi-part steam turbine, converted into kinetic energy and further converted into electrical energy in a generator.
  • a fuel for example coal, burned in a burner chamber, whereby heat is released.
  • a steam generator ie in a power boiler, consisting of an evaporator (part), in short only an evaporator, and a superheater (part), in short just a superheater.
  • a steam generator ie in a power boiler, consisting of an evaporator (part), in short only an evaporator, and a superheater (part), in short just a superheater.
  • evaporator in evaporator fed there, previously purified and treated (feed) water is converted into water vapor / high pressure steam.
  • feed water
  • the steam is brought to the temperature required for the "consumer", increasing the temperature and specific volume of the steam.
  • the overheating of the steam is accomplished by passing the steam through heated tube bundles in multiple stages - the so-called superheater stages.
  • the high-pressure steam thus produced continues to enter the steam power plant or the steam turbine - usually a multi-part one - where it performs mechanical work under relaxation and cooling.
  • An efficiency of a steam power plant or a steam power plant increases with the temperature of the steam generated in the power plant boiler or in the steam generator of the steam power plant.
  • the more accurately the steam temperature can be maintained at a desired value the closer the desired value can be to the permissible steam temperature limit corresponding to the permissible material-related temperature limit, ie the higher the efficiency can be achieved during operation of the steam power plant.
  • a regulation of the steam temperature takes place inter alia by injecting water into the steam line in front of the evaporator or before the evaporator and the superheater stages via corresponding injection valves of an injection cooler.
  • the time delay when changing the steam temperature is not constant, but depends on the current steam mass flow.
  • the steam temperature to be controlled is affected by numerous disturbances, e.g. Load changes, soot bubbles in the boiler, change of fuel, etc., heavily influenced. A precise temperature control of the steam is difficult to achieve for these reasons.
  • An external, slow PI controller regulates the steam temperature at the superheater outlet and specifies a setpoint for the steam temperature at the superheater entry (control value of the outer, slower control loop) - ie after the injection.
  • a setpoint for the steam temperature at the superheater inlet steam temperature at the superheater inlet is controlled by an internal, fast PI controller (inner, faster control loop), which adjusts the injection valve (control value of the internal, fast control loop).
  • the setpoint for the temperature at the superheater inlet is then calculated in each case on the basis of a superheater model and of water / steam table relationships by means of the arithmetic circuit in such a way that the desired temperature is established at the superheater outlet.
  • the arithmetic circuit may additionally be provided with differentiating links, which allow an early response to disturbances that act on the superheater.
  • the disadvantage of the dual-circuit control is that a large amount of time is needed for an identification of parameters for the superheater model during commissioning of the steam power plant.
  • EP 2 244 011 AI a state control for the steam temperature control problem - in the outer loop of the cascade or dual circuit control - proposed.
  • this state control the temperature of the steam at the outlet of the superheater is controlled under - to determine a control signal (setpoint for the superheater inlet temperature) - Return of several - partly not measurable - (medium) states of the steam in the superheater.
  • EP 2 244 011 A1 further provides for a linear quadratic regulator (LQR) at the time of supply.
  • LQR linear quadratic regulator
  • Status regulation In this case, ie in the case of the LQR, it is a state controller whose parameters are determined in such a way that a quality criterion for the control quality is optimized.
  • the quality criterion for the linear-quadratic control also takes into account the relationship between the variables, manipulated variable u and controlled variable y, the priorities can be determined by the Q y and R matrix.
  • the quality value J is determined by:
  • a Kalman filter is used in EP 2 244 011 AI, which is also designed according to the LQR principle.
  • the interaction of the LQR with the Kalman filter is referred to as the LQG (Linear Quadratic Gaussian) algorithm.
  • the controller adapts to the EP 2 244 011 AI constantly to the actual operating conditions of the steam power plant. For example, this automatically takes into account a load-dependent change in the dynamic superheater behavior. This online calculation of the feedback matrix thus achieves an increase in the robustness of the control algorithm in EP 2 244 011 A1.
  • EP 2 244 011 A1 provides that not only the states or the temperatures along the superheater are estimated, but additionally the disturbance or a disturbance is defined as a further state and estimated with the aid of the observer.
  • a holding member is to be used, which ensures that the fuel mass flow is adjusted at the same time as the fuel mass flow is adjusted so that the effect on the steam temperature can be minimized.
  • Such a retaining member must be parameterized in the context of plant experiments, which is a time-consuming and costly process.
  • the device according to the invention is particularly suitable for carrying out the method according to the invention or one of its developments explained below, as well as the method according to the invention is particularly suitable to be carried out on the device according to the invention or one of its developments explained below.
  • the invention and the further developments described can be implemented both in software and in hardware, for example using a special electrical circuit or a (computing) component.
  • the invention and / or any further development described can also be realized by a computer program product which has a storage medium on which a computer program is stored which carries out the invention and / or the development.
  • a state controller regulates the temperature of the steam at an outlet of a superheater while recirculating a plurality of medium states of the steam in the superheater, for example as described above Temperatures or enthalpies of steam along the overhit
  • a state regulator which regulates the temperature of the steam at an outlet of a superheater, with recirculation of several medium states, for example described by temperatures or enthalpies, of the steam in the superheater ,
  • the invention further provides that the state controller is a linear controller whose feedback matrix is determined such that it has the control quality of a linear-quadratic controller.
  • the invention is - initially - from a linear quadratic controller in the state control.
  • a linear quadratic regulator or "linear quadratic regulator” is a (state) controller whose parameters can be determined in such a way that a quality criterion for the control quality is optimized as well as stable regulation.
  • the feedback matrix of the state control can then be converted into a set of scalar equations, in so-called matrix Riccati equations.
  • matrix-Riccati equations arise from linear-quadratic optimal control problems on a continuous, unilaterally unrestricted time interval, if one approaches these problems, as here, with a “feedback” approach, ie with a (state) feedback.
  • This set of scalar equations or the matrix-Riccati equations of the-originally linear-quadratic controller can then be simplified analytically by omitting quadratic terms.
  • the - originally - linear quadratic controller thus becomes a "linear" controller as a result of this modification or simplification, the "linear" controller (further) having the control quality of the linear quadratic controller.
  • controller gains in the "modified or linear" state controller can then be determined by solving the simplified set of scalar equations or the simplified matrix-Riccati equations - analytically simple and with significantly reduced computational effort. Due to the special structure of system matrices in the selected model for steam temperature control as well as value ranges of (system) parameters contained therein, this simplification, ie the omission of the quadratic term in the set of scalar equations or in the matrix Riccati equations, is only low inaccuracies.
  • the invention reduces computing time and storage space requirements, eliminates the need for additional automation processors or special modules, as in complex calculations - through integration and iteration by the invention.
  • the invention thus also goes hand in hand with a significant cost reduction. Due to the simpler structure in the linear controller whose new algorithm is also easy to maintain and expandable, especially in the case of a changed state calculation / estimation in the context of state control, such as when a Störuccnbeobachter by a parameter observer.
  • the plurality of measurement The states of the vapor can be determined or "estimated” by an observer, in particular by means of an observer, who works independently of the state controller.
  • estimate the terms “estimate”, “calculate” and “determine” are used in the following in connection with the observer as synonyms.
  • the state controller as a control loop, which regulates the controlled variable on the basis of a state space representation, the state of the controlled system is supplied by the observer to the controlled system, that is, fed back.
  • the feedback which forms the control loop together with the controlled system, is done by the observer, who replaces a measuring device, and the actual state controller.
  • the observer calculates the states of the system, in this case the steam in and along the superheater.
  • the observer includes a state differential equation, an output equation, and an observer vector.
  • the output of the observer is compared with the output of the controlled system. The difference acts on the state-differential equation via the observer vector.
  • the observer is a Kalman filter designed for linear-quadratic or linear state feedback.
  • the interplay of the - simplified / modified - linear quadratic, ie the linear, with the Kalman filter is called LQG (Linear Quadratic Gaussian) algorithm.
  • LQG Linear Quadratic Gaussian
  • the state controller can be equipped with a parameter observation.
  • This parameter observation can be integrated into the state observer. That is, the observer also "watches” or estimates this parameter in addition to the (returned) states
  • a combustion parameter such as a heat transfer factor
  • the parameter observed or estimated by the observer may be the combustion parameter or the heat transfer factor.
  • the controller thus also directly adjusts the injection mass flow in the case of fuel mass flow changes, even before the steam temperature at the superheater outlet begins to change.
  • a further advantageous embodiment of the invention provides that enthalpies of the vapor, in particular deviations of the absolute enthalpies of enthalpy reference values, are used as state variables.
  • the control system can be linearized and thus made accessible for easier calculation.
  • the LQR method relates to linear control problems. The temperature at the inlet to the evaporator but acts by the absorption of heat in a non-linear manner to the controlled variable temperature at the outlet.
  • Consistent conversion of all temperature measurement and setpoint values to enthalpies in particular achieves a linearization of the control problem, because there is a linear relationship between inlet and outlet enthalpy.
  • the calculation of the feedback matrix in the state controller (regulator matrix), as well as the corresponding feedback matrix in the case of the observer (observer matrix) constructed according to the LQR principle of the state controller, is constantly carried out online using current measured values.
  • the controller constantly adapts to the actual operating conditions of the steam power plant. For example, this automatically takes into account a load-dependent change in the dynamic superheater behavior.
  • the return matrix is calculated by a control system of the steam power plant or of a steam power plant having the steam power plant.
  • the control system can be a control system that controls the steam power plant in its regular operation.
  • the steam power plant may be a steam powered plant in a steam power plant. It can be a steam turbine of the steam power plant, a steam process plant or any other facility powered by steam energy.
  • a model of the controlled system of the superheater is used, whose time delay is described by a time constant of the superheater which is formed by a quotient of a time constant of the superheater at full load and a load signal of the steam power plant.
  • a model of the controlled system of a measurement of the temperature of the steam at the outlet of a superheater is used in the state controller and / or the observer whose time delay is described by a time constant of the measurement.
  • the temperature of the steam at the outlet of the superheater and / or as a manipulated variable can be determined.
  • the setpoint temperature of the steam at the inlet of the superheater can then continue to another controller to control the Temperature of the steam to be passed at the entrance of the superheater.
  • a position of a control valve of an injection cooler of a steam power plant can be determined, by which an injected into the steam amount of water is controlled, which determines the temperature of the steam at the inlet of the superheater.
  • the invention also relates to a linear state controller for controlling a temperature of steam for a steam power plant.
  • This linear state controller is produced by converting a return matrix of a linear quadratic state regulator, which regulates the temperature of the steam at an outlet of a superheater, with recycling of several medium states of the steam in the superheater, into a set of scalar equations.
  • the set of scalar equations is analytically solvable simplified by omitting quadratic terms (linear state controller), and controller gains in the linear state controller are determined by solving the simplified set of scalar equations.
  • FIG. 1 shows a schematic representation of a section of a steam power plant 50 with a steam turbine as a steam power plant 2, a boiler 4, the heat to a superheater stage, e.g. a multi-stage superheater 6, which flows through the steam 8.
  • a superheater stage e.g. a multi-stage superheater 6, which flows through the steam 8.
  • the steam 8 in the superheater 6 is overheated to live steam 10 and then fed to the steam turbine 2.
  • an injection cooler 12 For regulating the temperature of the steam 8, an injection cooler 12 is provided, which injects water 14 into the steam 8 and so cool it. The amount of the injected water 14 is adjusted by a control valve 16.
  • a temperature sensor 18 and a pressure sensor 20 measure the temperature or the pressure NK of the steam 8 before the superheater 6 and a temperature sensor 22 and a pressure sensor 24 measure the live steam temperature ⁇ and the live steam pressure p D of the live steam 10 after the superheater 6.
  • the steam is 8 before Superheater 6 as steam 8 and the steam 10 after the superheater 6 referred to as live steam 10, wherein it is emphasized that the invention in the embodiment described below to steam, which one would not possibly designate as live steam, of course, also applicable.
  • the outer cascade 26 comprises a linear (state) controller 30, the feedback matrix of which is determined such that it has the control quality of a linear-quadratic controller (also "simplified / modified" linear quadrature controller 30). only short controller 30) to which the fresh steam temperature i3- D and its desired value i3- DS , the live steam pressure p D and the temperature ⁇ ⁇ or the pressure N K of the steam 8 are supplied as input variables. which is required for load-dependent adaptation of the superheater time constant t_SH.
  • the live steam temperature i3- D after the superheater 6 is the controlled variable of the controller 30.
  • the target temperature is output as a manipulated variable from the controller 30.
  • the setpoint temperature $ NK s of the steam 8 is given to a control circuit 32 of the inner cascade 28 as a setpoint.
  • the temperature ⁇ of the steam 8 after the injection cooler 12 is the control variable of the control circuit 32.
  • Control circuit 32 has a position of the control valve 16 of the injection cooler 12 as a control variable and regulates with the aid of injected into the steam 8 amount of water 14, the temperature ⁇ ⁇ ⁇
  • the Controller 30 does not act on the process directly via an actuator, but transfers the setpoint for the temperature after the injection cooler 12 to the subordinate control circuit 32, with which he thus forms a cascade of outer cascade 26 and inner cascade 28.
  • the measured temperature ⁇ ⁇ after the injection cooler 12 is required by the controller 30 as additional information, as well as the vapor pressure NK after the injection cooler 12 and the live steam pressure p D , as from temperatures and pressures internally enthalpies are calculated.
  • a saturated steam limitation of the temperature setpoint $ NK s after cooler 12 takes place outside of the controller 30.
  • a time constant t_100 is required, which describes the superheater time at full load.
  • a change in the steam temperature ⁇ ⁇ at the superheater entry acts in this way approximately on the live steam temperature I ⁇ D, as it describes a delay by three PTi members, each with the time constant t_100.
  • a time constant t_MES is needed, which describes the time behavior of the live steam temperature measurement.
  • FIG 3 shows a model of the superheater section in the superheater 6, which consists of three ⁇ -members 34.
  • PTi element 34 is understood as meaning a linear transmission element which has a first-order time delay.
  • the three PTi elements 34 form the transition behavior of a delay from the specific enthalpy i K (h_SH_IN) at the inlet of the superheater 6, ie after the radiator 12, to the specific enthalpy h D (h_SH_OUT) of the live steam 10. Enthalpies are used instead of temperatures, as this justifies the assumption of linear behavior.
  • the time constant t_SH for the PTi elements 34 is the quotient of t_100 and the load signal LDSteam, with which the load-dependent time response of the superheater 6 is approached.
  • the heat supply LDsh from the boiler 4 leads to a vapor - side enthalpy increase via the superheater 6. In the model, this is done by adding one third of the specific heat input at the input of each ⁇ -member 34th
  • the measuring element delay in the live steam temperature measurement is modeled by a further ⁇ -element 36 with the time constant t_MES.
  • the heat supply LDsh is reconstructed at the controller 30 by an employed (parameter) observer 42 via an observed state x5 (heat transfer factor) and switched on accordingly.
  • the controlled variable of the regulator 30 is the temperature of the live steam i
  • the state controller considered here is based on a model with enthalpies
  • the live steam temperature ⁇ 3 ⁇ is converted into the specific enthalpy h D or h_SH_0UT of the live steam 10 with the aid of the live steam pressure p D and a steam plate.
  • h D or h_SH_0UT is the controlled variable.
  • the considered state controller should not act directly on the injection cooler control valve 16.
  • the tried and tested cascade structure is to be retained, in which the subordinate control circuit 32, for example a PI controller, by means of the control valve 16, the temperature after the injection cooler 12 to a desired value regulates.
  • the subordinate control circuit 32 for example a PI controller
  • This setpoint is thus the manipulated variable for the outer cascade, which is formed by the state controller.
  • the setpoint $ NK s is again using the Pressure and the water vapor plate from the enthalpy i K s resp.
  • the linear state controller thus has the manipulated variable i K s or h_SP_SH_IN.
  • a state controller forms its controller output as a weighted sum of the states of the system model. In the case modeled here, these are the outputs of the four
  • PTi-elements 34, 36 marked in Figure 3 with x ⁇ to x 4 , which is the deviation of the states of their operating point for the scheme.
  • this operating point is given by the enthalpy setpoint h_SP_SH_OUT, for x 3 and x 4 it is 1/3 LDsh or 2/3 LDSh below it.
  • xl h_SH_OUT - h_SP_SH_OUT.
  • Deviations of the states are weighted quadratically with the matrix Q, the quadratic control effort with r and integrated over time.
  • h_SP_SH_IN -klxl - k2x2 - k3x3 - k4x4 - (k3 / 3 + 2k4 / 3) LDsh
  • the desired temperature at the inlet of the superheater 6 fWs or T_SP_SH_IN can thus be determined by:
  • FIG. 5 shows the structure of the observer 42.
  • the state controller forms its controller output as a weighted sum of the path states. In the case modeled here (see FIG 3) these are the outputs of the four ⁇ -members 34, 36. However, since there are no measurements of enthalpies along the superheater 6, they must be reconstructed with the help of an observer.
  • the reconstruction of the track conditions is done by calculating a dynamic track model parallel to the real process.
  • the deviation between measured variables from the process and the corresponding values which are determined with the system model is referred to as observer error e.
  • the individual states of the distance model are each corrected by a weighted observer error, whereby this is stabilized.
  • the weights are called the observer gain Li-L 5 .
  • the "specific measurable variable” is the specific enthalpy h D of the live steam, which is calculated from the live steam temperature i D and the live steam pressure p D.
  • a slightly modified observer model 42 is used in comparison to FIG.
  • the state variables chosen are not the absolute specific enthalpies, but their deviation from the enthalpy setpoint h DS (h_SP_SH_0UT) for the live steam 10, just as the states were previously defined in the description of the state controller (compare equations 1.1 / 1 and 1.1 / 3 ).
  • An input into the system model is the specific enthalpy i K (h_SH_IN) after the radiator 12. It is formed directly from the measured value of the temperature i NK after the radiator 12 and the associated pressure NK .
  • the observer model is expanded by an estimated state x 5 , which is supplied by an integrator 38 into the route model. The only wiring of the integrator input is the L 5 weighted observer error for correction.
  • This estimated state x 5 describes what proportion of a total fuel output or fuel mass flow LDFuel is actually used for heating (LDsh) the steam 8 flowing through the superheater 6.
  • the subscript 0 stands for observer or observer 42.
  • the observer 42 or parameter observer 42 presented here requires only measured values or quantities derived from measured values for reconstructing the path states (xi to x 4 ) and the state x5 or combustion parameter or heat content factor (x 5 ) - the specific enthalpy before (generally NK , h SH IN) and after ⁇ h D l h SH OUT) the superheater 6.
  • Equation 2.2 / 4 (Equation 2.2 / 4) must be used, whereby a stable integration of Equation 2.2 / 4 is possible. In the stationary state of Equation 2.2 / 4 obviously the matrix P 0 is also a solution of Equation 2.2 / 1.
  • the observer gains L T thus ultimately result with the stationary solution P 0 as a function of the independent parameters t_SH, t_MES, r and LDFuel.
  • Dependency studies of the individual observer gains L T from the parameters t_SH, t_MES, r and LDFuel have shown that the observer gains for the states, LI-L4, are similar to each other but dissimilar to the observer gain for the combustion parameter L5.
  • these state gains L14 and L5 which are now to be calculated, are approximated by approximation functions / curves which describe the dependence of the observer gains on the parameters t_SH, t_MES, r and LDFuel.
  • the observer gains are first determined by solving the matrix-Riccati equation (exactly).
  • These precise functions / curves for the observer gains are then modeled by - simple analytical (linear, power and / or root function) approximations. These approximations are then used in the online for the observer reinforcements.
  • the observer 42 illustrated in FIG. 5 thus dynamically supplies the states x ⁇ to x 4 and the state x 5 or the combustion parameter x 5 , which are then used in the state controller 30.
  • h_SP_SH_OUT h DS Setpoint of the enthalpy of the live steam or at the outlet of the superheater

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  • Control Of Temperature (AREA)

Abstract

Die Erfindung geht aus von einem Verfahren zum Regeln einer Temperatur (ϑD) von Dampf (8) für eine Dampfkraftanlage (2), bei dem ein Zustandsregler (30) die Temperatur (ϑD) des Dampfes (8) an einem Austritt eines Überhitzers (6) unter Zurückführung von mehreren Mediumszuständen des Dampfes (8) im Überhitzer regelt. Um eine stabile und genaue Regelung der Dampftemperatur zu erreichen, wird vorgeschlagen, dass der Zustandsregler (30) ein linearer Regler ist, dessen Rückführmatrix derart ermittelt wird, dass er die Regelgüte eines linear-quadratischen Reglers aufweist.

Description

Beschreibung
Verfahren und Vorrichtung zum Regeln einer Temperatur von Dampf für eine Dampfkraftanlage
Die Erfindung betrifft ein Verfahren und eine Vorrichtung zum Regeln einer Temperatur von Dampf für eine Dampfkraftanlage , bei dem ein Zustandsregler die Temperatur des Dampfes an einem Austritt eines Überhitzers der Dampfkraftanlage unter Zu- rückführung von mehreren Mediumszuständen des Dampfes im Überhitzer regelt.
Dampfkraftwerke bzw. Dampfkraftwerksanlagen sind weithin bekannt, beispielsweise aus
http://de.wikipedia.org/wiki/Dampfkraftwerk (erhältlich am 08.11.2012) .
Ein Dampfkraftwerk ist eine Bauart eines Kraftwerks zur
Stromerzeugung aus fossilen Brennstoffen, bei der eine ther- mische Energie von Wasserdampf in einer Dampfkraftanlage , d.h. meist eine mehrteilige Dampfturbine, in Bewegungsenergie umgesetzt und weiter in einem Generator in elektrische Energie umgewandelt wird. Bei einem solchen Dampfkraftwerk wird ein Brennstoff, beispielsweise Kohle, in einem Brennerraum verbrannt, wodurch Wärme frei wird.
Die dadurch frei werdende Wärme wird von einem Dampferzeuger, d.h. in einem Kraftwerkskessel, bestehend aus einem Verdamp- fer(-teil), kurz nur Verdampfer, und einem Überhitzer ( -teil) , kurz nur Überhitzer, aufgenommen. Im Verdampfer wird dort eingespeistes, zuvor gereinigtes und aufbereitetes (Speise- ) Wasser in Wasserdampf/Hochdruckdampf umgewandelt . Durch weiteres Erwärmen des Wasserdampfes/Hochdruckdampfes im Überhitzer wird der Dampf auf die für den „Verbraucher" notwendige Temperatur gebracht, wobei Temperatur und spezifisches Volumen des Dampfes zunehmen. Die Überhitzung des Dampfes erfolgt dadurch, dass der Dampf in mehreren Stufen durch beheizte Rohrbündel geleitet wird - den so genannten Überhitzerstufen .
Der so erzeugte Hochdruckdampf tritt weiter in die Dampfkraftanlage bzw. die - meist mehrteilige - Dampfturbine ein und verrichtet dort unter Entspannung und Abkühlung mechanische Arbeit.
Ein Wirkungsgrad eines Dampfkraftwerks bzw. einer Dampfkraft- anlage steigt mit der Temperatur des im Kraftwerkskessel bzw. im Dampferzeuger des Dampfkraftwerks erzeugten Dampfes.
Allerdings dürfen zulässige Temperaturmaximalgrenzen eines - durch den Dampf im Kessel beaufschlagten - Kesselrohrmaterials sowie der Turbine, die mit dem Dampf beaufschlagt werden soll, nicht überschritten werden.
Je genauer aber die Dampftemperatur bei einem Sollwert gehalten werden kann, desto näher kann der Sollwert an der - der zulässigen materialbedingten Temperaturgrenze entsprechenden - zulässigen Dampftemperaturgrenze liegen, d.h. ein desto höherer Wirkungsgrad kann beim Betrieb des Dampfkraftwerks erreicht werden. Eine Regelung der Dampftemperatur erfolgt u.a. durch Einspritzen von Wasser in die Dampfleitung vor dem Verdampfer- zeuger bzw. vor dem Verdampfer und den Überhitzerstufen über entsprechende Einspritzventile eines Einspritzkühlers.
Es ist auch bekannt, dass die Überhitzer mit ihren großen Eisenmassen ein sehr träges Verhalten aufweisen. Ein Verstellen des Einspritzventils - und damit der eingespritzten Wassermenge - wirkt sich erst nach mehreren Minuten auf die zu re- gelnde Dampftemperatur aus.
Die Zeitverzögerung bei der Veränderung der Dampftemperatur ist dabei nicht konstant, sondern hängt vom aktuellen Dampf- massenstrom ab.
Zusätzlich wird die zu regelnde Dampftemperatur durch zahlreiche Störungen, wie z.B. Laständerungen, Russblasen im Kessel, Wechsel des Brennstoffes, usw., stark beeinflusst. Eine genaue Temperaturregelung des Dampfes ist aus diesen Gründen schwer zu erreichen.
Zur Lösung dieses Problems, d.h. für eine genaue und sichere Regelung der Dampftemperatur, ist eine so genannte Kaskaden- regelung für die Dampftemperatur bekannt.
Bei dieser Kaskadenregelung werden zwei ineinander geschachtelte PI -Regelkreise aufgebaut. Ein äußerer, langsamer PI- Regler regelt die Dampftemperatur am Überhitzeraustritt und gibt einen Sollwert für die Dampftemperatur am Überhitzereintritt (Stellgröße des äußeren, langsameren Regelkreises) - d.h. nach der Einspritzung - vor. Mit diesem Sollwert für die Dampftemperatur am Überhitzereintritt wird Dampftemperatur am Überhitzereintritt von einem inneren, schnellen PI-Regler (innerer, schnellerer Regelkreis) geregelt, der das Einspritzventil (Stellgröße des in- neren, schnellen Regelkreises) verstellt.
Mit dieser Kaskadenregelung können Störungen der Dampftemperatur am Eintritt der Einspritzung schnell ausgeregelt werden. Der Nachteil der Kaskadenregelung besteht darin, dass Störungen, die auf den Überhitzer selbst wirken, nur im äußeren, langsamen Kreis - d.h. mit geringer Regelgüte - ausgeregelt werden können.
Eine weitere Lösung für das Problem einer genauen und siche- ren Dampftemperaturregelung liefert eine Zweikreisregelung, welche strukturell gleich der Kaskadenregelung mit einem äußeren und inneren Regelkreis aufgebaut ist.
Im Vergleich aber zur - den äußeren, langsameren sowie den inneren, schnelleren Regelkreis aufweisenden - Kaskadenregelung wird bei der Zweikreisregelung der dortige äußere Regelkreis durch eine Rechenschaltung ersetzt.
Der Sollwert für die Temperatur am Überhitzereintritt wird dann jeweils auf Basis eines Überhitzermodells sowie von Was- ser-/Dampf-Tafelbeziehungen mittels der Rechenschaltung so berechnet, dass sich am Überhitzeraustritt die gewünschte Temperatur einstellt. Die Rechenschaltung kann zusätzlich mit differenzierenden Gliedern versehen werden, die eine frühzeitige Reaktion auf Störungen, die auf den Überhitzer wirken, erlauben. Der Nachteil der Zweikreisregelung besteht darin, dass während einer Inbetriebsetzung des Dampfkraftwerks sehr viel Zeit für eine Identifikation von Parametern für das Überhitzermodell benötigt wird.
In der EP 2 244 011 AI wird eine Zustandsregelung für das Dampftemperatur-Regelungsproblem - im äußeren Regelkreis der Kaskaden- bzw. Zweikreisregelung - vorgeschlagen. Bei dieser Zustandsregelung wird die Temperatur des Dampfes am Austritt des Überhitzers unter - zur Ermittlung eines Reglerstellsignals (Sollwert für die Überhitzereintrittstemperatur) - Zurückführung von mehreren - teilweise nicht messbaren - (Mediums- ) Zuständen des Dampfes im Überhitzer geregelt.
Da diese mehreren - in einem Algorithmus der Zustandsregelung verwendeten - Dampfzustände im Überhitzer jedoch nicht messbar sind, wird eine Beobachterschaltung benötigt, mit deren Hilfe die benötigten Zustände geschätzt werden.
Der Vorteil dieser Zustandsregelung besteht darin, dass sehr schnell und akkurat auf Störungen, die auf den Überhitzer wirken, reagiert werden kann. Ein derartiger Algorithmus der Zustandsregelung reagiert allerdings sehr empfindlich auf Änderungen eines dynamischen Verhaltens einer Regelstrecke bei der Zustandsregelung. Obwohl z.B. in einem Lastpunkt der Dampfkraftanlage sehr gute Regelergebnisse erzielt werden, wird unter geänderten Be- triebsbedingungen der Dampfkraftanlage nur ein unzureichendes Regelverhalten erreicht.
Zur Lösung dieses Problems sieht die EP 2 244 011 AI dann weiter einen Linear Quadratic Regulator (LQR) bei der Zu- Standsregelung vor. Dabei, d.h. bei dem LQR, handelt es sich um einen Zustandsregler, dessen Parameter derart bestimmt werden, dass ein Gütekriterium für die Regelqualität optimiert wird.
Das Gütekriterium für die linear-quadratische Regelung beachtet dabei auch den Zusammenhang der Größen, Stellgröße u und Regelgröße y, dabei können die Prioritäten durch die Qy- und R-Matrix bestimmt werden. Der Gütewert J bestimmt sich nach:
Figure imgf000008_0001
Das statische Optimierungsproblem dazu, das durch die linear quadratische Regelung gelöst wird, lautet (mit K als Reglermatrix und x0 als Anfangszustand) : τητη .Γ(ΛΒΟ, m(tj) = mm J xoi —Wx^t"))
Figure imgf000008_0002
Als Beobachter wird bei der EP 2 244 011 AI ein Kalman-Filter verwendet, der ebenfalls nach dem LQR-Prinzip ausgelegt wird. Das Zusammenspiel des LQR mit dem Kalman-Filter wird als LQG (Linear Quadratic Gaussian) -Algorithmus bezeichnet.
Das - nach der EP 2 244 011 AI - eingesetzte LQG-Verfahren bezieht sich aber auf lineare Regelungsprobleme, wohingegen der Einspritzmassenstrom - als letztendliche Stellgröße des inneren Regelkreises - in nichtlinearer Weise auf die Regelgröße Temperatur wirkt.
Durch eine, nach der EP 2 244 011 AI weiter auch vorgesehene - konsequente Umrechnung aller Temperaturmess- und -Sollwerte auf Enthalpien wird eine Linearisierung des Regelungsproblems erreicht, da zwischen dem Einspritzmassenstrom und der Dampfenthalpie ein linearer Zusammenhang besteht. Die Umrechnung - von Temperatur in Enthalpie - erfolgt dabei mit Hilfe entsprechender Wasser-/Dampf-Tafel-Beziehungen unter Verwendung eines gemessenen Dampfdruckes.
Durch diese Linearisierung bei der EP 2 244 011 AI wird ein sehr robustes Regelverhalten erzielt, d.h. die Regelqualität hängt nicht mehr vom aktuellen Betriebspunkt der Dampfkraftanlage ab.
Die Berechnung einer Rückführmatrix beim Zustandsregler (Reglermatrix) , wie auch der entsprechenden Rückführmatrix beim - entsprechend nach dem LQR-Prinzip des Zustandsreglers - aufgebauten Beobachter (Beobachtermatrix) , durch welche letzt- lieh der Regler dargestellt wird, erfolgt bei der
EP 2 244 011 AI ständig online unter Verwendung jeweils aktueller Messwerte.
Damit passt sich der Regler bei der EP 2 244 011 AI ständig an die tatsächlichen Betriebsbedingungen der Dampfkraftanlage an. Beispielsweise wird dadurch einer lastabhängigen Änderung des dynamischen Überhitzerverhaltens automatisch Rechnung getragen . Durch diese Online-Berechnung der Rückführmatrix wird so bei der EP 2 244 011 AI eine Erhöhung der Robustheit des Regelalgorithmus erzielt.
Störungen, die direkt auf den Überhitzer wirken, drücken sich dadurch aus, dass sich eine Aufwärmspanne, d.h. ein Verhältnis der Enthalpien zwischen Überhitzeraus- und -eintritt, verändert . Die EP 2 244 011 AI sieht hier deshalb vor, dass nicht nur die Zustände bzw. die Temperaturen entlang des Überhitzers geschätzt werden, sondern zusätzlich die Störung bzw. eine Störgröße als weiterer Zustand definiert und mit Hilfe des Beobachters geschätzt wird.
Damit ist eine sehr schnelle, akkurate aber gleichzeitig robuste Reaktion auf entsprechende Störungen möglich. Aufgrund der Tatsache, dass dieser Regleralgorithmus nach der EP 2 244 011 AI durch die beschriebenen Maßnahmen (Linearisierung, Onlineberechnung, Störgrößenschätzung) sehr robust ist, müssen bei der Inbetriebsetzung eines Dampfkraftwerks nur sehr wenige Parameter eingestellt werden. Inbetriebset- zungszeit und -aufwand ist daher erheblich reduziert.
Allerdings weist die derart aufgebaute Zustandsregelung mit LQG, d.h. mit Zustandsregler und Beobachter nach LQR-Prinzip, nach der EP 2 244 011 AI auch verschiedene Nachteile auf.
Die Online-Berechnung der Regler- und der Beobachtermatrix ist mit einem sehr hohen Rechenzeit- und Speicherplatzbedarf verbunden. Sie kann daher nicht mehr gleichzeitig mit sonstigen Automatisierungsfunktionen auf einem Standard- Automatisierungsprozessor laufen.
So ist es notwendig, zusätzliche Automatisierungsprozessoren zur Verfügung zu stellen, die allerdings sehr teuer sind, oder eine oder mehrere separate PC-Baugruppen, die in ein Leittechniksystem des Dampfkraftwerks eingekoppelt werden, zu verwenden .
Dies gilt insbesondere unter Berücksichtigung der Tatsache, dass für jeden einzelnen Dampftemperaturregelkreis (z.B. ca. 20 Stück in einem großen Kohlekraftwerk) derartige Berechnungen durchgeführt werden müssen.
Der Einsatz der LQG-Regelung, wie nach der EP 2 244 011 AI vorgeschlagen, ist daher mit einem zusätzlichen Aufwand zur Hardware- und der entsprechenden Ersatzteilbeschaffung verbunden .
Die Beobachtung des auf den Überhitzer wirkenden Wärmestromes als Störgröße ist zwar vorteilhaft, kann aber nicht darüber hinweghelfen, dass der Regler auf Änderungen des Brennstoffmassenstromes erst dann reagieren kann, wenn sich dieser Stelleingriff auf die Dampftemperatur am Überhitzeraustritt bereits ausgewirkt hat.
Parallel zum LQG-Regler ist daher ein Vorhalteglied zu verwenden, das dafür sorgt, dass bei Verstellung des Brennstoff- massenstromes gleichzeitig auch der Einspritzmassenstrom verstellt wird, sodass die Auswirkung auf die Dampftemperatur minimiert werden kann.
Ein derartiges Vorhalteglied muss im Rahmen von Anlagenversuchen parametriert werden, was ein zeitaufwändiger und kostenintensiver Vorgang ist.
Es ist Aufgabe der Erfindung, eine Dampftemperaturregelung für eine Dampfkraftanlage anzugeben, welche die Dampftemperatur sowohl genau als auch stabil regelt sowie welche kostengünstig und zeiteffizient umsetzbar und anwendbar ist.
Diese Aufgaben werden durch ein Verfahren und eine Vorrichtung zum Regeln einer Temperatur von Dampf für eine Dampf- kraftanlage gemäß dem jeweiligen unabhängigen Patentanspruch gelöst . Die erfindungsgemäße Vorrichtung ist insbesondere geeignet zur Durchführung des erfindungsgemäßen Verfahrens oder einer dessen nachfolgend erläuterten Weiterbildungen, wie auch das erfindungsgemäße Verfahren insbesondere geeignet ist, auf der erfindungsgemäßen Vorrichtung oder einer dessen nachfolgend erläuterten Weiterbildungen ausgeführt zu werden.
Bevorzugte Weiterbildungen der Erfindung ergeben sich auch aus den abhängigen Ansprüchen. Die Weiterbildungen beziehen sich sowohl auf das erfindungsgemäße Verfahren als auch auf die erfindungsgemäße Vorrichtung.
Die Erfindung und die beschriebenen Weiterbildungen können sowohl in Software als auch in Hardware, beispielsweise unter Verwendung einer speziellen elektrischen Schaltung oder eines (Rechen- ) Bausteins , realisiert werden.
Ferner ist eine Realisierung der Erfindung oder einer beschriebenen Weiterbildung möglich durch ein computerlesbares Speichermedium, auf welchem ein Computerprogramm gespeichert ist, welches die Erfindung oder die Weiterbildung ausführt.
Auch können die Erfindung und/oder jede beschriebene Weiterbildung durch ein Computerprogrammerzeugnis realisiert sein, welches ein Speichermedium aufweist, auf welchem ein Computerprogramm gespeichert ist, welches die Erfindung und/oder die Weiterbildung ausführt.
Bei dem erfindungsgemäßen Verfahren zum Regeln einer Tempera- tur von Dampf für eine Dampfkraftanlage regelt ein Zustands- regler die Temperatur des Dampfes an einem Austritt eines Überhitzers unter Zurückführung von mehreren Mediumszuständen des Dampfes im Überhitzer, beispielsweise beschrieben über Temperaturen oder Enthalpien des Dampfes entlang des Überhit
Bei der erfindungsgemäßen Vorrichtung zum Regeln einer Tempe- ratur von Dampf für eine Dampfkraftanlage ist ein Zustands- regler vorgesehen, welcher die Temperatur des Dampfes an einem Austritt eines Überhitzers unter Zurückführung von mehreren Mediumszuständen, beispielsweise beschrieben über Temperaturen oder Enthalpien, des Dampfes im Überhitzer regelt.
Um eine stabile und genaue Regelung der Dampftemperatur zu erreichen, sieht die Erfindung weiter vor, dass der Zustands- regler ein linearer Regler ist, dessen Rückführmatrix derart ermittelt wird, dass er die Regelgüte eines linearquadratischen Reglers aufweist.
Anders ausgedrückt, die Erfindung geht - zunächst - von einem linear quadratischen Regler bei der Zustandsregelung aus. Bei einem solchen linear quadratischen Regler bzw. „Linear Quadratic Regulator" (LQR) handelt es sich um einen (Zu- stands- ) Regler, dessen Parameter derart bestimmt werden können, dass ein Gütekriterium für die Regelqualität optimiert wird. Hierdurch kann sowohl eine genaue als auch stabile Re- gelung erreicht werden.
Zur Berechnung der Regler-Matrix kann dann die Rückführmatrix der Zustandsregelung in einen Satz skalarer Gleichungen, in sogenannte Matrix-Riccati -Gleichungen, überführt werden.
Hierdurch können in vorteilhafter Weise „mathematische (Rechen- ) Bausteine" einfach gehalten werden. Diese Matrix-Riccati -Gleichungen entstehen aus linear-quadratischen optimalen Steuerungsproblemen auf kontinuierlichem, einseitig unbeschränktem Zeitintervall, wenn man an diese Probleme, wie hier, mit einem „ feedback" -Ansatz , d.h. mit ei- ner (Zustands- ) Zurückführung, herangeht.
Dieser Satz skalarer Gleichungen bzw. die Matrix-Riccati - Gleichungen des - ursprünglich - linear quadratischen Reglers kann bzw. können dann durch Weglassen von quadratischen Ther- men analytisch lösbar vereinfacht werden.
D.h., die Matrix-Riccati -Gleichungen des ursprünglichen linear quadratischen Reglers können dahingehend vereinfacht werden, dass quadratische Therme, insbesondere alle quadrati- sehen Therme im Gleichungssystem, vernachlässigt werden.
Anschaulich und vereinfacht ausgedrückt, der - ursprünglich - linear quadratische Regler wird so durch diese Modifikation bzw. Vereinfachung zu einem „linearen" Regler, wobei der „li- neare" Regler (weiterhin) die Regelgüte des linear quadratischen Reglers aufweist.
Die Berechnung der Regler-Matrix dieses „linearen" Reglers ist dann analytisch, mit einfachen Berechnungen - ohne Itera- tionen oder Integrationen - möglich, wodurch der Aufwand zur Berechnung dessen Regler-Matrix erheblich, d.h. um ca. 75%, reduziert werden kann.
Anders ausgedrückt, Reglerverstärkungen bei dem „modifizier- ten bzw. linearen" Zustandsregler können dann so durch Lösen des vereinfachten Satzes skalarer Gleichungen bzw. der vereinfachten Matrix-Riccati -Gleichungen - analytisch einfach und mit erhebliche reduziertem Rechenaufwand - ermittelt werden . Aufgrund der speziellen Struktur von Systemmatrizen beim gewählten Modell für die Dampftemperaturregelung sowie von Wertebereichen von darin enthaltenen (System- ) Parametern ist diese Vereinfachung, d.h. das Weglassen der quadratischen Therme in dem Satz skalarer Gleichungen bzw. in den Matrix- Riccati -Gleichungen, mit nur geringen Ungenauigkeiten verbunden .
Die Vorteile, welche ein linear quadratischer Regler bietet, d.h. dessen Regelqualität, dessen Robustheit sowie der geringe Aufwand zur Inbetriebnahme, haben damit weiterhin uneingeschränkt Bestand auch für den modifizierten, neuen linearen Regler . Zusätzliche, neue Vorteile kommen aber durch die Erfindung dazu .
So reduziert sich durch die Erfindung Rechenzeit- und Speicherplatzbedarf, entfällt durch die Erfindung die Anforderung an zusätzlichen Automatisierungsprozessoren bzw. an speziellen Baugruppen, wie sonst bei komplexen Berechnungen - durch Integration und Iteration. Die Erfindung geht somit auch einher mit einer deutlichen Kostenreduktion. Aufgrund der einfacheren Struktur bei dem linearen Regler ist dessen neuer Algorithmus auch leicht wart- und erweiterbar, insbesondere im Falle einer veränderten Zustandsberechnung /-Schätzung im Rahmen der Zustandsregelung, beispielsweise so bei einem Austausch eines Störgrößenbeobachters durch einen Parameterbeobachter.
Da die zurückgeführten Mediumszustände der Zustandsregelung, insbesondere Temperaturen oder Enthalpien des Dampfes entlang des Überhitzers, nicht messbar sind, können die mehreren Me- diumszustände des Dampfes mittels eines Beobachters ermittelt bzw. „geschätzt" werden, insbesondere mittels eines Beobachters, welcher unabhängig vom Zustandsregler arbeitet. Die Begriffe „schätzen", „berechnen" und „ermitteln" werden im Folgenden im Zusammenhang mit dem Beobachter als Synonyme verwendet .
Der Vorteil dieses „Beobachter-Konzepts" besteht darin, dass sehr schnell und akkurat auf Störungen, die auf den Verdampfer wirken, reagiert werden kann.
Versteht man so den Zustandsregler als Regelkreis, der die Regelgröße auf der Grundlage einer Zustandsraumdarstellung regelt, wird der Zustand der Regelstrecke durch den Beobachter der Regelstrecke zugeführt, also zurückgeführt.
Die Rückführung, die zusammen mit der Regelstrecke den Regelkreis bildet, geschieht durch den Beobachter, der eine Mess- einrichtung ersetzt, und den eigentlichen Zustandsregler.
Der Beobachter berechnet die Zustände des Systems, in diesem Fall des Dampfs im bzw. entlang des Überhitzers. Der Beobachter umfasst eine Zustands-Differentialgleichung, eine Ausgangsgleichung und einen Beobachtervektor. Der Ausgang des Beobachters wird mit dem Ausgang der Regelstrecke verglichen. Die Differenz wirkt über den Beobachtervektor auf die Zustands-Differentialgleichung .
In einer vorteilhaften Ausführungsform der Erfindung ist der Beobachter ein Kaiman-Filter, der auf die linear-quadratische bzw. lineare Zustandsrückführung ausgelegt ist. Das Zusammenspiel des - vereinfachten/modifizierten - linear- quadratischen, d.h. des linearen, Reglers mit dem Kaiman- Filter wird als LQG (Linear Quadratic Gaussian) -Algorithmus bezeichnet . Zweckmäßig kann dann auch vorgesehen werden, dass für Beobachterverstärkungen des Beobachters für die mehreren Mediums- zustände identische Werte verwendet werden.
Anders ausgedrückt, zur Berechnung der Beobachter-Matrix kann zunächst davon ausgegangen werden, dass für die Beobachterverstärkungen der Zustände, die beispielsweise die Temperaturen bzw. Enthalpien entlang des Überhitzers beschreiben, identische Werte verwendet werden können. Anstatt mehrere „ Zustandsbeobachterverstärkungen" berechnen zu müssen, ist somit nur mehr eine diesbezügliche Verstärkung zu ermitteln.
Der Aufwand zur Berechnung einer solchermaßen vereinfachten Beobachtermatrix kann so erheblich reduziert werden.
Des Weiteren werden können Näherungsfunktionen/ -kurven, die die Abhängigkeit der einzelnen Beobachterverstärkungen von den verschiedenen Parametern beschreiben, verwendet werden. Diese Näherungsfunktionen/ -kurven können zweckmäßigerweise in einem Offline ermittelt werden - um diese Näherungen dann in einem Online zu verwenden.
Mit ausreichend hoher Genauigkeit können durch Verwendung von linearen, Potenz- und Wurzelfunktionen diese Abhängigkeiten wiedergegeben werden.
Nach einer Weiterbildung kann vorgesehen sein, dass - zur Bestimmung solcher Näherungsfunktionen - die Beobachterverstär- kungen zunächst - im Offline - durch Lösung der Matrix- Riccati -Gleichung (genau) gelöst werden. Diese genauen Funktionen/Kurven für die Beobachterverstärkungen werden dann durch - einfache analytische (lineare, Potenz- und/oder Wur- zelfunktionen) - Näherungen ab-/nachgebildet . Diese Näherungen werden dann im Online für die Beobachterverstärkungen verwendet .
In Summe kann somit der Aufwand zur Berechnung der Beobach- termatrix um ca. 95% reduziert werden.
Nach einer weiteren bevorzugten Weiterbildung kann der Zu- standsregler mit einer Parameterbeobachtung ausgerüstet werden .
Diese Parameterbeobachtung kann in den Zustandsbeobachter integriert sein. D.h., der Beobachter „beobachtet" bzw. schätzt neben den (zurückgeführten) Zuständen auch diesen Parameter. Bei dieser Parameterbeobachtung kann ein Verbrennungsparameter, beispielsweise ein Wärmeübertragungsfaktor, „beobachtet" werden, welcher beschreibt, welcher Anteil einer Gesamtbrennstoffleistung tatsächlich zur Beheizung des durch den Überhitzer fließenden Dampfes verwendet wird. Anders ausgedrückt, der - durch den Beobachter auch - beobachtete bzw. geschätzte Parameter kann der Verbrennungsparameter bzw. der Wärmeübertragungsfaktor sein.
Bei Vereinfachung der - gemeinsamen - Beobachter-Matrix durch identische Beobachterverstärkungen für die Zustände, sind somit hier - bei einem Beobachter für die Zustände und den Verbrennungsparameter - dann nur mehr zwei verschiedene Beobachterverstärkungen, nämlich eine für die Zustände und eine zweite für den Verbrennungsparameter, zu ermitteln, wodurch der Aufwand zur Berechnung der Beobachtermatrix erheblich reduziert ist.
Diese Vorgehensweise zur Parameterbeobachtung, d.h. die Ver- wendung eines Parameterbeobachters - anstatt eines Störgrößenbeobachters, wie nach der EP 2 244 011 AI - führt zu einer deutlichen Erhöhung der Regelgüte im Falle von Änderungen des Brennstoffmassenstromes , insbesondere bei Lastrampen, wirkt ein sich ändernder Brennstoffmassenstrom als Messgröße direkt auf den (Dampf-) Temperaturregler aus.
Der Regler verstellt somit bei Brennstoffmassenstromänderun- gen direkt auch den Einspritzmassenstrom, bereits bevor sich die Dampftemperatur am Überhitzeraustritt überhaupt anfängt zu ändern.
Auf diese Art und Weise bekommt man sogar eine im Sinne des verwendeten mathematischen Modells optimale Vorsteuerung, zu deren Inbetriebnahme keinerlei Aufwände anfallen.
Die Beobachtung von sonstigen Störungen z.B. im Falle von Rußblasen, Brennstoffwechseln o.ä. wird mit der neuen Struktur keinesfalls eingeschränkt. Eine weitere vorteilhafte Ausgestaltung der Erfindung sieht vor, dass als Zustandsgrößen Enthalpien des Dampfs, insbesondere Abweichungen der absoluten Enthalpien von Enthalpie- Sollwerten, verwendet werden. Durch die Verwendung der Enthalpien anstelle von Dampftemperaturen kann das Regelsystem linearisiert und dadurch einer einfacheren Berechnung zugänglich gemacht werden. Das LQR-Verfahren bezieht sich auf lineare Regelungsprobleme. Die Temperatur am Eintritt in den Verdampfer wirkt aber durch die Aufnahme von Wärme in nichtlinearer Weise auf die Regelgröße Temperatur am Austritt.
Durch konsequente Umrechnung insbesondere aller Temperatur- mess- und -Sollwerte auf Enthalpien wird eine Linearisierung des Regelungsproblems erreicht, denn zwischen Eintritts- und Austrittsenthalpie besteht ein linearer Zusammenhang.
Die Umrechnung erfolgt dabei zweckmäßigerweise mit Hilfe entsprechender Wasser-/Dampf-Tafel-Beziehungen unter Verwendung des gemessenen Dampfdruckes. Durch diese Linearisierung wird ein sehr robustes Regelverhalten erzielt, d.h. die Regelqualität hängt nicht mehr vom aktuellen Betriebspunkt der Dampfkraftanlage ab.
Weiter kann auch vorgesehen sein, dass die Berechnung der Rückführmatrix beim Zustandsregler (Reglermatrix) , wie auch der entsprechenden Rückführmatrix beim - entsprechend nach dem LQR-Prinzip des Zustandsreglers - aufgebauten Beobachter (Beobachtermatrix) ständig online unter Verwendung jeweils aktueller Messwerte erfolgt.
Damit passt sich der Regler ständig an die tatsächlichen Betriebsbedingungen der Dampfkraftanlage an. Beispielsweise wird dadurch einer lastabhängigen Änderung des dynamischen Überhitzerverhaltens automatisch Rechnung getragen.
Durch diese Online-Berechnung der Rückführmatrix wird so eine Erhöhung der Robustheit des Regelalgorithmus erzielt. Vorteilhafterweise wird die Rückführmatrix durch eine Leittechnik der Dampfkraftanlage bzw. eines die Dampfkraftanlage aufweisenden Dampfkraftwerks berechnet. Die Leittechnik kann hierbei ein Steuersystem sein, das die Dampfkraftanlage in ihrem regulären Betrieb steuert .
Die Dampfkraftanlage kann eine mit Dampfkraft betriebene Anlage in einem Dampfkraftwerk sein. Sie kann eine Dampfturbine des Dampfkraftwerks, eine Dampfprozessanlage oder jede andere Anlage sein, die mit Energie aus Dampf betrieben wird.
Nach einer weiteren Ausgestaltung kann vorgesehen sein, dass bei dem Zustandsregler und/oder dem Beobachter, mittels dessen die mehreren Mediumszustände des Dampfes ermittelt wer- den, ein Modell der Regelstrecke des Überhitzers verwendet wird, deren zeitliche Verzögerung durch eine Zeitkonstante des Überhitzers beschrieben wird, welche durch einen Quotient aus einer Zeitkonstante des Überhitzers bei Volllast und einem Lastsignal der Dampfkraftanlage gebildet wird.
Auch kann hier vorgesehen sein, dass bei dem Zustandsregler und/oder dem Beobachter ein Modell der Regelstrecke einer Messung der Temperatur des Dampfes am Austritt eines Überhitzers verwendet wird, deren zeitliche Verzögerung durch eine Zeitkonstante der Messung beschrieben wird.
Ferner kann als Regelgröße die Temperatur des Dampfes am Austritt des Überhitzers und/oder als Stellgröße eine Solltemperatur des Dampfes am Eintritt des Überhitzers ermittelt wer- den.
Die Solltemperatur des Dampfes am Eintritt des Überhitzers kann dann weiter an einen weiteren Regler zur Regelung der Temperatur des Dampfs am Eintritt des Überhitzers weitergegeben werden.
Als Stellgröße des weiteren Reglers kann eine Stellung eines Regelventils eines Einspritzkühlers eines Dampfkraftwerks ermittelt werden, worüber eine in den Dampf eingespritzte Wassermenge geregelt wird, welche die Temperatur des Dampfs am Eintritt des Überhitzers bestimmt. Die Erfindung betrifft außerdem einen linearen Zustandsregler zum Regeln einer Temperatur von Dampf für eine Dampfkraftan- lage .
Dieser lineare Zustandsregler wird dadurch hergestellt, dass eine Rückführmatrix eines linear quadratischen Zustandsreg- lers, welcher die Temperatur des Dampfes an einem Austritt eines Überhitzers unter Zurückführung von mehreren Mediumszu- ständen des Dampfes im Überhitzer regelt, in einen Satz ska- larer Gleichungen überführt wird, wobei der Satz skalarer Gleichungen durch Weglassen von quadratischen Thermen analytisch lösbar vereinfacht wird (linearer Zustandsregler) , und Reglerverstärkungen bei dem linearen Zustandsregler durch Lösen des vereinfachten Satzes skalarer Gleichungen ermittelt werden .
Die bisher gegebene Beschreibung vorteilhafter Ausgestaltungen der Erfindung enthält zahlreiche Merkmale, die in den einzelnen Unteransprüchen teilweise zu mehreren zusammenge- fasst wiedergegeben sind. Diese Merkmale wird der Fachmann jedoch zweckmäßigerweise auch einzeln betrachten und zu sinnvollen weiteren Kombinationen zusammenfassen.
Insbesondere sind diese Merkmale jeweils einzeln und in beliebiger geeigneter Kombination mit dem erfindungsgemäßen Verfahren und/oder mit der Vorrichtung gemäß dem jeweiligen unabhängigen Anspruch kombinierbar.
Die Erfindung wird anhand von Ausführungsbeispielen näher erläutert, die in den Zeichnungen dargestellt sind.
Es zeigen:
FIG 1 einen Ausschnitt aus einem Dampfkraftwerk mit einem
Überhitzer,
FIG 2 ein Schema einer Regelkaskade,
FIG 3 ein Prozessmodell des Überhitzers,
FIG 4 ein lineares Streckenmodell als Grundlage für einen
Reglerentwurf ,
FIG 5 eine Struktur eines Beobachters .
FIG 1 zeigt eine schematische Darstellung eines Ausschnitts aus einem Dampfkraftwerk 50 mit einer Dampfturbine als Dampfkraftanlage 2, einem Kessel 4, der Wärme an eine Überhitzerstufe, z.B. eines mehrstufigen Überhitzers 6, abgibt, der von Dampf 8 durchströmt wird.
Durch die Aufnahme von Wärme wird der Dampf 8 im Überhitzer 6 zu Frischdampf 10 überhitzt und anschließend der Dampfturbine 2 zugeführt .
Zur Regelung der Temperatur des Dampfs 8 ist ein Einspritz - kühler 12 vorgesehen, der Wasser 14 in den Dampf 8 einspritzt und diesen so kühlt. Die Menge des eingespritzten Wassers 14 wird durch ein Regelventil 16 eingestellt.
Ein Temperatursensor 18 und ein Drucksensor 20 messen die Temperatur
Figure imgf000024_0001
bzw. den Druck NK des Dampfs 8 vor dem Überhitzer 6 und ein Temperatursensor 22 und ein Drucksensor 24 messen die Frischdampftemperatur Ό bzw. den Frischdampfdruck pD des Frischdampfs 10 nach dem Überhitzer 6. Lediglich zur besseren Unterscheidung wird im Folgenden der Dampf 8 vor dem Überhitzer 6 als Dampf 8 und der Dampf 10 nach dem Überhitzer 6 als Frischdampf 10 bezeichnet, wobei hervorgehoben wird, dass die Erfindung in der im Folgenden beschriebenen Ausführungsform auf Dampf, den man gegebenen- falls nicht als Frischdampf bezeichnen würde, selbstverständlich ebenfalls anwendbar ist.
In FIG 2 ist eine Regelkaskade mit einer äußeren Kaskade 26 und einer inneren Kaskade 28 schematisch dargestellt.
Die äußere Kaskade 26 umfasst einen linearen (Zustands-) Regler 30, dessen Rückführmatrix derart ermittelt wird, dass er die Regelgüte eines linear-quadratischen Reglers aufweist, (auch „vereinfachter/modifizierter" linear quadratischer (Zu- Stands- ) Regler 30 bzw. nur kurz Regler 30) dem als Eingangsgrößen die Frischdampftemperatur i3-D sowie deren Sollwert i3-DS, der Frischdampfdruck pD und die Temperatur ΦΝΚ bzw. den Druck NK des Dampfs 8 zugeführt werden. Ein weiterer Eingang ist das aktuelle Lastsignal LDSteam, das zur lastabhängigen Anpassung der Überhitzerzeitkonstanten t_SH benötigt wird. Die Frischdampftemperatur i3-D nach dem Überhitzer 6 ist die Regelgröße des Reglers 30.
Die Solltemperatur
Figure imgf000025_0001
wird als Stellgröße vom Regler 30 ausgegeben.
Die Solltemperatur $NKs des Dampfs 8 wird einem Regelkreis 32 der inneren Kaskade 28 als Sollwert vorgegeben. Die Temperatur ΦΝΚ des Dampfs 8 nach dem Einspritzkühler 12 ist die Re- gelgröße des Regelkreises 32. Regelkreis 32 hat eine Stellung des Regelventils 16 des Einspritzkühlers 12 als Stellgröße und regelt mit Hilfe der in den Dampf 8 eingespritzten Wassermenge 14 die Temperatur ΦΝΚ· Der Regler 30 wirkt nicht direkt über ein Stellorgan auf den Prozess ein, sondern übergibt den Sollwert
Figure imgf000025_0002
für die Temperatur nach dem Einspritzkühler 12 an den unterlagerten Regelkreis 32, mit dem er somit eine Kaskade aus äußerer Kaskade 26 und innerer Kaskade 28 bildet.
Die gemessene Temperatur ΦΝΚ nach dem Einspritzkühler 12 wird vom Regler 30 als zusätzliche Information benötigt, ebenso wie der Dampfdruck NK nach dem Einspritzkühler 12 und der Frischdampfdruck pD, da aus Temperaturen und Drücken intern Enthalpien errechnet werden. Eine Sattdampf-Begrenzung des Temperatursollwertes $NKs nach Kühler 12 erfolgt außerhalb des Reglers 30.
Zur Parametrierung des Reglers 30 wird eine Zeitkonstante t_100 benötigt, die das Überhitzerzeitverhalten bei Volllast beschreibt . Eine Änderung der Dampftemperatur ΦΝΚ am Überhitzereintritt wirkt sich dabei in etwa derart auf die Frischdampftemperatur I^D aus, wie es eine Verzögerung durch drei PTi-Glieder mit jeweils der Zeitkonstanten t_100 beschreibt. Des Weiteren wird eine Zeitkonstante t_MES benötigt, die das Zeitverhalten der Frischdampftemperaturmessung beschreibt.
FIG 3 zeigt ein Modell der Überhitzerstrecke im Überhitzer 6, das aus drei ΡΤΊ-Gliedern 34 besteht.
Als PTi-Glied 34 wird im Folgenden ein lineares Übertragungsglied verstanden, das eine zeitliche Verzögerung erster Ordnung aufweist. Die drei PTi-Glieder 34 bilden das Übergangsverhalten einer Verzögerung von der spezifischen Enthalpie i K (h_SH_IN) am Eintritt des Überhitzers 6, also nach dem Kühler 12, auf die spezifische Enthalpie hD (h_SH_OUT) des Frischdampfs 10 ab. Hierbei wird mit Enthalpien anstelle von Temperaturen gerechnet, da dadurch die Annahme eines linearen Verhaltens gerechtfertigt ist. Als Zeitkonstante t_SH für die PTi-Glieder 34 dient der Quotient aus t_100 und dem Lastsignal LDSteam, womit das lastabhängige Zeitverhalten des Überhitzers 6 ange- nähert wird.
Bei geringerer Last verringert sich die Strömungsgeschwindigkeit des Dampfes 8 durch den Überhitzer 6 und das Übertragungsverhalten wird entsprechend träger.
Die Wärmezufuhr LDsh aus dem Kessel 4 führt zu einer dampf - seitigen Enthalpieerhöhung über den Überhitzer 6. Im Modell erfolgt dies durch Addition je eines Drittels der spezifischen Wärmezufuhr am Eingang jedes ΡΤΊ-Gliedes 34.
Die Messgliedverzögerung bei der Frischdampftemperaturmessung ist durch ein weiteres ΡΤΊ-Glied 36 mit der Zeitkonstante t_MES modelliert.
Die Wärmezufuhr LDsh wird beim Regler 30 von einem eingesetzten (Parameter- ) Beobachter 42 über einen beobachteten Zustand x5 (Wäremübertragungsfaktor) rekonstruiert und entsprechend aufgeschaltet .
Die Regelgröße des Reglers 30 ist die Temperatur des Frischdampfes i
Da der hier betrachtete Zustandsregler jedoch auf einem Modell mit Enthalpien basiert, wird die Frischdampftemperatur Ί3Ό mit Hilfe des Frischdampfdrucks pD und einer Wasserdampftafel in die spezifische Enthalpie hD bzw. h_SH_0UT des Frischdampfes 10 umgerechnet. Für den linearen Zustandsregler ist also hD bzw. h_SH_0UT die Regelgröße.
Der betrachtete Zustandsregler soll nicht direkt auf das Einspritzkühler-Regelventil 16 einwirken.
Es soll die bewährte Kaskadenstruktur erhalten bleiben, bei der der unterlagerte Regelkreis 32, z.B. ein PI-Regler, mittels des Regelventils 16 die Temperatur
Figure imgf000027_0001
nach dem Einspritzkühler 12 auf einen Sollwert
Figure imgf000027_0002
regelt.
Dieser Sollwert
Figure imgf000027_0003
ist also die Stellgröße für die äußere Kaskade, die durch den Zustandsregler gebildet wird. Der Sollwert $NKs wird dabei wiederum unter Zuhilfenahme des Drucks und der Wasserdampftafel aus der Enthalpie i Ks bzw .
h_SP_SH_IN gebildet.
Der lineare Zustandsregler hat damit die Stellgröße i Ks bzw. h_SP_SH_IN.
Ein Zustandsregler bildet seinen Reglerausgang als gewichtete Summe der Zustände des Streckenmodells. Im hier modellierten Fall sind dies die Ausgänge der vier
PTi-Glieder 34, 36, in FIG 3 mit x± bis x4 gekennzeichnet, was für die Regelung die Abweichung der Zustände von ihrem Arbeitspunkt ist. Für x± und x2 ist dieser Arbeitspunkt durch den Enthalpiesollwert h_SP_SH_OUT gegeben, für x3 und x4 liegt er um 1/3 LDsh bzw. 2/3 LDSh darunter.
So ergibt sich beispielsweise für xl : xl = h_SH_OUT - h_SP_SH_OUT.
(Gleichung 1.1/1)
Im stationären Zustand, h_SH_OUT = h_SP_SH_OUT (xl = 0) , wird die Enthalpie am Eintritt des Überhitzers 6 bestimmt nach h_SH_IN = h_SP_SH_OUT - LDsh.
(Gleichung 1.1/2) Daraus ergibt sich für den Sollwert der Enthalpie am Eintritt des Überhitzers 6 : h_SP_SH_IN = h_SP_SH_OUT - LDsh + u,
(Gleichungen 1.1/3! wobei u die Kontrollvariable im Falle von Abweichungen ist
Es ergibt sich eine Kette von ΡΤΊ-Gliedern 34, 36, wie in 4 dargestellt ist. In Matrizenschreibweise wird die Kette PTi-Gliedern 34, 36 durch eine Zustandsraumdarstellung der Form : x( = Ax(t)+bw(t)
y(t) = cTx(t)
(Gleichung 1.1/4, Gleichung 1.1/5) repräsentiert, mit dem Zustandsvektor
Figure imgf000029_0001
und den Systemmatrizen
Figure imgf000029_0002
(Gleichungen 1.1/6!
Zusätzlich ist t SH = T 100 / LDSteam.
(Gleichung 1.1/7)
Der Regelkreis wird durch die Zustandsrückführung : u =— kr (x— xSP)
(Gleichung 1.2/1) mit der Regelverstärkung kr =
Figure imgf000030_0001
k2 k3 k4] und xSP als Soll- wertzustandsvektor beschrieben.
Die Reglerverstärkung k ergibt sich bei Lösung der Matrix- Riccati-Gleichung (MRDGL) : ATP + PA - l/rPbbTP + Q = 0
(Gleichung 1.2/2) mit kT = l/rbTP
(Gleichung 1.2/3) durch Minimierung des - die Regelgüte und den Stellaufwand bewertenden - Kostenfunktional :
/= [x(t)Qx(t)+u(t)ru(t)]it.
(Gleichung 1.2/4)
Abweichungen der Zustände werden dabei quadratisch mit der Matrix Q , der quadratische Stellaufwand mit r gewichtet und über die Zeit aufintegriert .
Da die Regelgüte durch eine gewichtete quadratische Summe der Zustände erfolgt, kann über die Wahl der Matrix Q Einfluss darauf genommen werden, was als „gutes Regelverhalten" gilt.
Durch Simulationen kann gezeigt werden, dass Q nur einfach besetzt sein kann - mit
Figure imgf000031_0001
(Gleichung 1.2/5) Durch Überführung in einen Satz skalarer Gleichungen ergibt sich (mit Pij = Pji) :
-2Pll/t_MES - 1/r (P41/t_SH) 2 + Ql = 0
(Gleichung 1.2/6a) Pll/t_MES - P21/t_MES - P21/t_SH - P41P42/r/t_SH2 = 0
(Gleichung 1.2/6b) P21/t_SH - P31/t_SH - P31/t_MES - P41P43/r/t_SH2 = 0
(Gleichung 1.2/6c) P31/t_SH - P41/t_SH - P41/t_MES - P44P41/r/t_SH2 = 0
(Gleichung 1.2/6d) 2P21/t_MES - 2P22/t_SH - P422/r/t_SH2 = 0
(Gleichung 1.2/6e) P31/t_MES + P22/t_SH - 2P32/t_SH - P42P43/r/t_SH2 = 0
(Gleichung 1.2/6f) P41/t_MES + P32/t_SH - 2P42/t_SH - P42P44/r/t_SH2 = 0
(Gleichung 1.2/6g)
2P32/t_SH - 2P33/t_SH - P432/r/t_SH2 = 0
(Gleichung 1.2/6h)
P33/t_SH + P42/t_SH - 2P43/t_SH - P43P44/r/t_SH2 = 0
(Gleichung 1.2/6i) 2P43/t SH - 2P44/t SH - P442/r/t SH2 = 0.
(Gleichung 1.2/6j)
Berücksicht man, dass Pij < 1, r > 1 und t_SH < 1, ergibt sich, dass alle quadratischen Therme (vgl. Therme der Form PabPcd/r/t_SH2) im Satz skalarer Gleichungen (1.2/6a-j) klein im Verhältnis zu den anderen Thermen dieser Gleichungen sind. Der Satz skalarer Gleichungen kann somit durch Weglassen der quadratischen Therme - ohne wesentlichen Einfluss auf die Regelgüte - vereinfacht werden bzw. d.h., der vereinfach- te/„lineare" Regler weist (weiterhin) die Regelgüte eines li- near quadratischen Reglers auf:
-2Pll/t_MES + Ql = 0
(Gleichung 1.2/7a)
Pll/t_MES - P21/t_MES - P21/t_SH = 0
(Gleichung 1.2/7b)
P21/t_SH - P31/t_SH - P31/t_MES = 0
(Gleichung 1.2/7c)
P31/t_SH - P41/t_SH - P41/t_MES
(Gleichung 1.2/7d) 2P21/t_MES - 2P22/t_SH = 0
(Gleichung 1.2/7e) P31/t MES + P22/t SH - 2P32/t SH
(Gleichung 1.2/7f)
P41/t_MES + P32/t_SH - 2P42/t_SH = 0
(Gleichung 1.2/7g)
2P32/t_SH - 2P33/t_SH = 0
(Gleichung 1.2/7h)
P33/t_SH + P42/t_SH - 2P43/t_SH
(Gleichung 1.2/7i) 2P43/t SH - 2P44/t SH = 0.
(Gleichung 1.2/7j)
Diese Gleichungen 1.2/7a-j können analytisch gelöst werden: aus (1.2/7a) Pll = t_MES Ql/2
(Gleichung 1.2/8a) aus (1.2/7b) P21 = Pllt_SH (t_MES + t_SH)
(Gleichung 1.2/8b) aus (1.2/7c) P31 = P21t_MES/ (t_MES + t_SH)
(Gleichung 1.2/8c) aus (1.2/7d) P41 = P31t_MES/ (t_MES + t_SH)
(Gleichung 1.2/8d) aus (1.2/7e) P22 = P21t_SH/t_MES
(Gleichung 1.2/8e) aus (1.2/7f) P32 = P21t_SH/2/ (t_MES + t_SH) + P22/2
(Gleichung 1.2/8f) aus (1.2/7g) P42 = P31t_SH/2/ (t_MES + t_SH) + P32/2
(Gleichung 1.2/8g) aus (1.2/7h) P33 = P32
(Gleichung 1.2/8h) aus (1.2/7Ϊ) P43 = (P33 + P42)/2
(Gleichung 1.2/8i) aus (1.2/7j) P44 = P43
(Gleichung 1.2/8j)
Für Gleichung 1.2/3 ergibt sich somit kT = 1/r/t SH[P41 P42 P43 P44] = [kl k2 k3 k4]
(Gleichung 1.2/9)
Mit der stationären Lösung, bei welcher h_SH_OUT
h SP SH OUT, ergibt sich für xSP : xlSP = 0, (vgl. Gleichung 1.1/1)
(Gleichung 1.2/10a) x2SP = 0
(Gleichung 1.2/10b) x3SP = x2SP - LDsh/3 = -LDsh/3
(Gleichung 1.2/lOc] x4SP = x3SP - LDsh/3 = -2LDsh/3
(Gleichung 1.2/10d)
Für u nach Gleichung 1.2/1 ergibt sich dann: u = -kl(xl-xlSP) - k2 (x2 - x2SP) - k3 (x3 - x3SP)
- k4 (x4 - x4SP)
(Gleichung 1.2/11) und damit u = -klxl - k2x2 - k3x3 - k4x4 - (k3/3+2k4/3 ) LDsh .
(Gleichung 1.2/12)
Die erforderliche Enthalpie am Eintritt des Überhitzers 6 ergibt sich nach Gleichung 1.1/3 mit: h_SP_SH_IN = -klxl - k2x2 - k3x3 - k4x4 - (k3/3+2k4/3 ) LDsh
+ h_SP_SH_OUT-LDsh
(Gleichung 1.2/13) und somit h_SP_SH_IN = -klxl - k2x2 - k3x3 - k4x4 - k5LDsh +
h_SP_SH_OUT,
(Gleichung 1.2/14) wobei k5 = 1 + k3/3 + 2k4/3
(Gleichung 1.2/15) ist .
Die gesuchte Temperatur am Eintritt des Überhitzers 6 fWs bzw. T_SP_SH_IN kann somit bestimmt werden durch:
1. ) Ermittlung von t_SH mit vorgegebenen bzw. vorgebbaren
Werten für t_100 und LDSteam nach Gleichung 1.1/7
2. ) Ermittlung der Pij mit vorgegebenen bzw. vorgebbaren
Werten für t_MES und Ql nach Gleichung 1.2/8
3. ) Ermittlung der Reglerverstärkung k mit vorgegebenem bzw. vorgebbarem Wert für r nach Gleichung 1.2/9 4.) Ermittlung von k5 nach Gleichung 1.2/15
5.) Ermittlung von h_SP_SH_IN mit vorgegebenem bzw. vorgebbarem Wert für h_SP_SH_OUT nach Gleichung 1.2/14
6.) Ermittlung von T_SP_SH_IN aus h_SP_SH_IN und p_SH_IN mit Hilfe der Wasserdampftafel .
Im Folgenden wird der Beobachter 42 beschrieben, auch als Parameterbeobachter bezeichnet . FIG 5 zeigt die Struktur des Beobachters 42.
Der Zustandsregler bildet seinen Reglerausgang als gewichtete Summe der Streckenzustände. Im hier modellierten Fall (vgl. FIG 3) sind dies die Ausgänge der vier ΡΊΊ-Glieder 34, 36. Da jedoch keine Messungen von Enthalpien entlang des Überhitzers 6 vorliegen, müssen diese mit Hilfe eines Beobachters rekonstruiert werden.
Die Rekonstruktion der Streckenzustände erfolgt durch die Be- rechnung eines dynamischen Streckenmodells parallel zum echten Prozess.
Die Abweichung zwischen Messgrößen aus dem Prozess und den entsprechenden Werten, die mit dem Streckenmodell ermitteltet werden, wird als Beobachterfehler e bezeichnet. Die einzelnen Zustände des Streckenmodells werden jeweils durch einen gewichteten Beobachterfehler korrigiert, wodurch dieser stabilisiert wird. Die Gewichtungen werden als Beobachterverstärkung Li - L5 bezeichnet .
Als „Messgröße" dient in diesem Fall die spezifische Enthalpie hD des Frischdampfs, die aus der Frischdampftemperatur iD und dem Frischdampfdruck pD berechnet wird. Als Streckenmodell wird ein im Vergleich zu FIG 3 leicht modifiziertes Beobachtermodell 42 eingesetzt.
Als Zustandsgrößen werden nicht die absoluten spezifischen Enthalpien gewählt, sondern deren Abweichung vom Enthalpie- Sollwert hDS (h_SP_SH_0UT) für den Frischdampf 10, so wie die Zustände zuvor bei der Beschreibung des Zustandsreglers definiert wurden (vgl. Gleichungen 1.1/1 und 1.1/3) . Ein Eingang in das Streckenmodell ist die spezifische Enthalpie i K (h_SH_IN) nach dem Kühler 12. Sie wird direkt aus dem Messwert der Temperatur iNK nach dem Kühler 12 und dem zugehörigen Druck NK gebildet. Weiter wird das Beobachtermodell um einen geschätzten Zustand x5 erweitert, welcher von einem Integrator 38 ins Streckenmodell geliefert wird. Die einzige Beschaltung des Integratoreingangs ist der mit L5 gewichtete Beobachterfehler zur Korrektur .
Dieser geschätzte Zustand x5 beschreibt, welcher Anteil einer Gesamtbrennstoffleistung bzw. des Brennstoffmassenstroms LDFuel tatsächlich zur Beheizung (LDsh) des durch den Überhitzer 6 fließenden Dampfes 8 verwendet wird.
Die Systemgleichungen des Beobachtermodells - ohne die Rückführung durch die Beobachterverstärkungen - sind gegeben durch :
Figure imgf000036_0001
T
y(t) = c0 x(
(Gleichung 2.1/1 und
Gleichung 2.1/2) wobei
Figure imgf000037_0001
Die Systemmatrizen des Beobachtermodells - ohne die Rückführung durch die Beobachterverstärkungen - sind gegeben durch
- 1 1
0 0
t MES t MES
- 1 1 LDFuel
0 0
t _ SH t _ SH 3t SH
- 1 1 LDFuel und 0 1
t _ SH t _ SH 3t SH
- 1 LDFuel t_SH
0 0 0
t _ SH 3t SH 0
0 0 0 0 0 c0 T = [l 0 0 0 0]
(Gleichung 2.1/3!
Das tief gestellte 0 steht dabei für Observer bzw. Beobachter 42.
Der hier vorgestellte Beobachter 42 bzw. Parameterbeobachter 42 benötigt zur Rekonstruktion der Streckenzustände (xi bis x4 ) und des Zustands x5 bzw. Verbrennungsparamters bzw. Wärmeanteilsfaktors (x5 ) lediglich Messwerte bzw. von Messwerten abgeleitete Größen - die spezifische Enthalpie vor (iaNK, h SH IN) und nach {hD l h SH OUT) dem Überhitzer 6.
Es werden keine Stellsignale eines Reglers benötigt, da er kein Modell der Stellglieddynamik beinhaltet. Somit kann ein im Leittechniksystem implementierter Beobachter jederzeit (online) mitlaufen, unabhängig davon, was für eine Regel- struktur im Eingriff ist, d.h. eine Abschaltung des Zustands- reglers oder der zeitweiliger Ersatz durch eine andere Regelstruktur beeinflusst den Beobachter nicht. Die Beobachterverstärkung LT ergibt sich bei Lösung der Matrix-Riccati -Gleichung (MRDGL)
A0P0 + P0A0 T - l/rP0ccTP0 + Qo = 0
(Gleichung 2.2/1 mit
LT = l/rcTP,
(Gleichung 2.2/2)
Durch Simulationen kann gezeigt werden, dass Q0 einfach be setzt ist - mit
Figure imgf000038_0001
(Gleichung 2.2/3)
Aufgrund der Struktur der Matrix A0 ist eine derartige Vereinfachung, wie im Falle der Zustandsregelung, hier nicht möglich .
Die zugehörige Matrix-Riccati -Gleichung
-dPo/dt = A0P0 + P0A0 T - l/rP0ccTP0 + Qo = 0
(Gleichung 2.2/4) muss verwendet werden, wobei eine stabile Integration der Gleichung 2.2/4 möglich ist. Im stationären Zustand der Gleichung 2.2/4 ist offensichtlich die Matrix P0 auch eine Lösung von Gleichung 2.2/1.
Die Beobachterverstärkungen LT ergeben sich somit letztendlich mit der stationären Lösung P0 als Funktion der unabhängigen Parameter t_SH, t_MES, r und LDFuel . Abhängigkeitsuntersuchungen der einzelnen Beobachterverstärkungen LT von den Parametern t_SH, t_MES, r und LDFuel haben gezeigt, dass die Beobachterverstärkungen für die Zustände, LI - L4 , zueinander ähnlich - aber unähnlich zu der Beobachterverstärkung für den Verbrennungsparameter L5 sind.
Es ist außerdem verständlich, dass es im Fall von Abweichungen des Modells vom wahren Prozessverhalten eher unwichtig ist, wie die Korrektur der Zustände über die Zustände verteilt ist.
Demzufolge werden die Beobachterverstärkungen LI - L4 durch jeweils denselben Wert L14 angenähert.
Anstatt mehrere „ Zustandsbeobachterverstärkungen" , LI - L4 , berechnen zu müssen, ist somit nur mehr - neben der Beobachterverstärkung L5 - eine diesbezügliche Verstärkung L14 zu ermitteln .
Des Weiteren werden diese nun zu berechnenden Zustandsver- Stärkungen L14 und L5 durch Näherungsfunktionen/ -kurven, die die Abhängigkeit der Beobachterverstärkungen von den Parametern t_SH, t_MES, r und LDFuel beschreiben, angenähert. Dazu werden - im Offline - die Beobachterverstärkungen zunächst durch Lösung der Matrix-Riccati -Gleichung (genau) ermittelt. Diese genauen Funktionen/Kurven für die Beobachterverstärkungen werden dann durch - einfache analytische (line- are, Potenz- und/oder Wurzelfunktionen) - Näherungen ab-/ nachgebildet. Diese Näherungen werden dann im Online für die Beobachterverstärkungen verwendet .
Für die Näherung von L14 ergibt sich hier:
L14 = 0,0226 * t_SH^ (-0, 335)
* (156+t_MES) * r^(-0,431) * (0,424 + LDFuel).
(Gleichung 2.2/8) Die Beobachterverstärkung L5 wird genähert durch
L5 = 10/SQRT (r) .
(Gleichung 2.2/9) Die - für den Zustandsregler 30 notwendigen - Zustände x± bis x5 können somit bestimmt werden durch:
1. ) Ermittlung von L14 mit vorgegebenen bzw. vorgebbaren
Werten für t_SH, t_MES, r und LDFuel nach Gleichung 2.2/8,
2. ) Bestimme LI = L2 = L3 = L4 = L14,
3. ) Ermittlung von L5 mit vorgegebenem bzw. vorgebbarem
Wert für r nach Gleichung 2.2/9,
4. ) Ermittlung von h_SH_IN aus t_SH_IN und p_SH_IN mit Hilfe der Wasserdampftafel ,
5. ) Ermittlung von h_SH_OUT aus t_SH_OUT und p_SH_OUT mit
Hilfe der Wasserdampftafel ,
6. ) Ermittlung von h_SP_SH_OUT aus t_SP_SH_OUT und
p_SH_OUT mit Hilfe der Wasserdampftafel , 7.) dynamische Ermittlung der Zustände x± bis x5 anhand des Beobachters 42 nach FIG 5.
Der in FIG 5 dargestellte Beobachter 42 liefert so die Zu- stände x± bis x4 sowie den Zustand x5 bzw. den Verbrennungsparameter x5 dynamisch, die dann im Zustandsregler 30 verwendet werden .
Obwohl die Erfindung im Detail durch die bevorzugten Ausfüh- rungsbeispiele näher illustriert und beschrieben wurde, so ist die Erfindung nicht durch die offenbarten Beispiele eingeschränkt und andere Variationen können vom Fachmann hieraus abgeleitet werden, ohne den Schutzumfang der Erfindung zu verlassen .
Bezugszeichenliste
2 Dampfkraftanlage , Dampfturbine
4 Kessel
6 Überhitzer
8 Dampf
10 Frischdampf
12 Einspritzkühler
14 Wasser
16 Regelventil
18 Temperatursensor
20 Drucksensor
22 Temperatursensor
24 Drucksensor
26 Kaskade
28 Kaskade
30 (linearer) (Zustands- ) Regler , „vereinfachter/modifizierter" linear quadratischer (Zustands- ) Regler
32 Regelkreis
34 PTi-Glied
36 PTi-Glied
38 Integrator
42 Beobachter
50 Dampfkraftwerk, Dampfkraftwerksanlage u Eingangsvariable, Dampftemperatur am Eintritt des
Überhitzers, Stellaufwand
y Ausgangsvariable, Dampftemperatur am Austritt des
Überhitzers
xi Zustand ( -variable) , Dampftemperatur an der Stelle i im Überhitzer
x5 Verbrennungsparameter, Wärmeübertragungsfaktor e Beobachterfehler
LI, L2 , L3 , L4. L14 Beobachterverstärkung für die Mediumszu- stände
L5 Beobachterverstärkung für den Verbrennungsparameter bzw. für den Wärmeübertragungsfaktor h_SH_IN, hNK spezifische Enthalpie am Eintritt des
Überhitzers
h_SP_SH_IN, hNKs Sollwert der Enthalpie am Eintritt des
Überhitzers
h_SH_OUT, hD Enthalpie des Frischdampfs bzw. am Austritt des Überhitzers
h_SP_SH_OUT, hDS Sollwert der Enthalpie des Frischdampfs bzw. am Austritt des Überhitzers
LDSteam Lastsignal
LDsh Wärmezufuhr aus dem Ke
LDFuel Brennstoffmassenstrom ΌΝΚ/ T_SH_IN Dampftemperatur am Eintritt des Überhitzers
INKS, T_SP_SH_IN Soll -Dampftemperatur am Eintritt des Überhitzers
i D , T_SH_0UT Frischdampftemperatur
i DS , T_SP_SH_0UT Soll -Frischdampftemperatur
NK, p_SH_IN Dampfdruck am Eintritt des Überhitzers
PD, p_SP_SH_0UT Frischdampfdruck bzw. Dampfdruck am Austritt des Überhitzers t_MES Zeitkonstante der Messung
t_SH Zeitkonstante des Überhitzers
t 100 Zeitkonstante des Überhitzers bei Volllast

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zum Regeln einer Temperatur (iD) von Dampf (8) für eine Dampfkraftanlage (2), bei dem ein Zustandsregler (30) die Temperatur (iD) des Dampfes (8) an einem Austritt eines Überhitzers (6) unter Zurückführung von mehreren Medi- umszuständen des Dampfes (8) im Überhitzer regelt,
dadurch gekennzeichnet, dass
der Zustandsregler (30) ein linearer Regler ist, dessen Rück- führmatrix derart ermittelt wird, dass er die Regelgüte eines linear-quadratischen Reglers aufweist.
2. Verfahren nach mindestens einem der voranstehenden Ansprüche,
dadurch gekennzeichnet, dass
die Rückführmatrix in einen Satz skalarer Gleichungen überführt wird, wobei der Satz skalarer Gleichungen durch Weglassen von quadratischen Thermen analytisch lösbar vereinfacht wird .
3. Verfahren nach mindestens dem voranstehenden Anspruch, dadurch gekennzeichnet, dass
Reglerverstärkungen bei dem Zustandsregler durch Lösen des vereinfachten Satzes skalarer Gleichungen ermittelt werden.
4. Verfahren nach mindestens einem der voranstehenden Ansprüche,
dadurch gekennzeichnet, dass
die mehreren Mediumszustände des Dampfes (8) , welche insbe- sondere Temperaturen (i) oder Enthalpien (h) des Dampfes (8) entlang des Überhitzers (6) beschreiben, mittels eines Beobachters (42) ermittelt werden, insbesondere welcher Beobachter (42) unabhängig vom Zustandsregler (30) arbeitet.
5. Verfahren nach mindestens dem voranstehenden Anspruch, dadurch gekennzeichnet, dass
für Beobachterverstärkungen (LI, L2 , L3 , L4) des Beobachters für die mehreren Mediumszustände identische Werte (L14) ver- wendet werden.
6. Verfahren nach mindestens einem der beiden voranstehenden Ansprüchen,
dadurch gekennzeichnet, dass
Näherungsfunktionen für die Beobachterverstärkungen bestimmt werden, welche Abhängigkeit der einzelnen Beobachterverstärkungen von Parametern beschreiben, wobei insbesondere zunächst in einem Offline genaue Beobachterverstärkungen, insbesondere durch Lösung einer Matrix-Riccati-Gleichung, ermit- telt werden und dann die genauen Beobachterverstärkungen durch die Näherungsfunktionen nachgebildet werden, welche Nährungsfunktionen dann in einem Online verwendbar sind.
7. Verfahren nach mindestens einem der voranstehenden Ansprü- che,
dadurch gekennzeichnet, dass
der Zustandsregler (30) mit einer Parameterbeobachtung ausgerüstet ist.
8. Verfahren nach mindestens dem voranstehenden Anspruch, dadurch gekennzeichnet, dass
bei der Parameterbeobachtung ein Verbrennungsparameter (Wärmeübertragungsfaktor (x5) ) beobachtet wird, welcher beschreibt, welcher Anteil einer Gesamtbrennstoffleistung tat- sächlich zur Beheizung des durch den Überhitzer (6) fließenden Dampfes (8) verwendet wird.
9. Verfahren nach mindestens einem der voranstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass als Zustandsgrößen Enthalpien des Dampfs (8) und/oder dass als Zustandsgrößen Abweichungen der absoluten Enthalpien von Enthalpie-Sollwerten verwendet werden .
10. Verfahren nach mindestens einem der voranstehenden Ansprüche,
dadurch gekennzeichnet, dass durch eine Umrechnung von Temperaturmesswerten und Temperatursollwerten auf Enthalpien das mathematische Reglerproblem linearisiert wird.
11. Verfahren nach mindestens einem der voranstehenden Ansprüche,
dadurch gekennzeichnet, dass
als Regelgröße die Temperatur (iD) des Dampfes (8) am Austritt des Überhitzers (6) und/oder als Stellgröße eine Solltemperatur (iNKs ) des Dampfes (8) an einem Eintritt des Überhitzers (6) ermittelt werden/wird.
12. Verfahren nach mindestens dem voranstehenden Anspruch, dadurch gekennzeichnet, dass
die Solltemperatur (iNKs ) des Dampfes (8) am Eintritt des Überhitzers (6) an einen weiteren Regler (32) zur Regelung einer Temperatur (iNK) des Dampfs (8) am Eintritt des Überhit- zers (6) weitergegeben wird.
13. Verfahren nach mindestens dem voranstehenden Anspruch, dadurch gekennzeichnet, dass
als Stellgröße des weiteren Reglers (32) eine Stellung eines Regelventils (16) eines Einspritzkühlers (12) eines Dampfkraftwerks (50) ermittelt wird, worüber eine in den Dampf (8) eingespritzte Wassermenge (14) geregelt wird, welche die Temperatur (iNK) des Dampfs (8) am Eintritt des Überhitzers (6) bestimmt .
14. Vorrichtung zum Regeln einer Temperatur (iD) von Dampf (8) für eine Dampfkraftanlage (2), mit einem Zustandsregler (30) , welcher die Temperatur (iD) des Dampfes (8) an einem Austritt eines Überhitzers (6) unter Zurückführung von mehreren Mediumszuständen des Dampfes (8) im Überhitzer regelt, dadurch gekennzeichnet, dass
der Zustandsregler (30) ein linearer Regler ist, dessen Rückführmatrix derart ermittelt wird, dass er die Regelgüte eines linear-quadratischen Reglers aufweist.
15. Linearer Zustandsregler (30) zum Regeln einer Temperatur (iD) von Dampf (8) für eine Dampfkraftanlage (2)
hergestellt dadurch, dass
eine Rückführmatrix eines linear quadratischen Zustandsreg- lers, welcher die Temperatur (iD) des Dampfes (8) an einem Austritt eines Überhitzers (6) unter Zurückführung von mehreren Mediumszuständen des Dampfes (8) im Überhitzer regelt, in einen Satz skalarer Gleichungen überführt wird, wobei der Satz skalarer Gleichungen durch Weglassen von quadratischen Thermen analytisch lösbar vereinfacht wird (linearer Zustandsregler (30) ) , und Reglerverstärkungen bei dem linearen Zustandsregler (30) durch Lösen des vereinfachten Satzes skalarer Gleichungen ermittelt werden.
PCT/EP2012/072844 2011-11-17 2012-11-16 Verfahren und vorrichtung zum regeln einer temperatur von dampf für eine dampfkraftanlage WO2013072464A2 (de)

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US14/358,710 US10012114B2 (en) 2011-11-17 2012-11-16 Method and device for controlling a temperature of steam for a steam power plant
CN201280067307.2A CN104053866B (zh) 2011-11-17 2012-11-16 调节用于蒸汽发电设备的蒸汽温度的方法和装置
EP12798638.8A EP2780557B1 (de) 2011-11-17 2012-11-16 Verfahren und vorrichtung zum regeln einer temperatur von dampf für eine dampfkraftanlage

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Families Citing this family (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
DE102014205627B3 (de) * 2014-03-26 2015-06-18 Siemens Aktiengesellschaft Zustandsbeobachter für einen Dampferzeuger eines Dampfkraftwerks
DE102014205629B4 (de) 2014-03-26 2023-08-03 Siemens Energy Global GmbH & Co. KG Mehrgrößenzustandsregelung für einen Dampferzeuger eines Dampfkraftwerks
CN106123105B (zh) * 2016-07-05 2019-08-06 国网天津市电力公司 一种控制热网热能分布的***
EP3309453A1 (de) * 2016-10-13 2018-04-18 Siemens Aktiengesellschaft Regler zur enthalpieregelung von wasserdampf

Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP2244011A1 (de) 2009-03-24 2010-10-27 Siemens AG Verfahren und Vorrichtung zum Regeln der Temperatur von Dampf für eine Dampfkraftanlage

Family Cites Families (16)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US4027145A (en) * 1973-08-15 1977-05-31 John P. McDonald Advanced control system for power generation
JPS5716719A (en) * 1980-07-04 1982-01-28 Hitachi Ltd Method and equipment for controlling steam temperature in thermal power plant
US4888953A (en) * 1987-11-13 1989-12-26 Babcock-Hitachi Kabushiki Kaisha Apparatus for controlling boiler/turbine plant
FR2727809A1 (fr) * 1994-12-06 1996-06-07 Electricite De France Dispositif de regulation de vitesse pour groupe turbo-alternateur
IN190406B (de) * 1995-11-14 2003-07-26 Siemens Ag
DE10017600A1 (de) * 2000-04-08 2001-10-11 Bodenseewerk Geraetetech Regler, insbesondere Lenkregler für Flugkörper
ATE377209T1 (de) * 2001-05-25 2007-11-15 Parametric Optimization Soluti Verbesserte prozesssteuerung
EP1406136B1 (de) * 2002-10-01 2010-12-08 ABB Research Ltd. Prozessgrössenschätzung
US7400933B2 (en) * 2004-02-06 2008-07-15 Wisconsin Alumni Research Foundation SISO model predictive controller
KR100688565B1 (ko) * 2005-08-09 2007-03-02 삼성전자주식회사 외부 노이즈 모니터링이 필요없는 루프 필터의 게인 갱신기및 게인 갱신방법
US7155334B1 (en) * 2005-09-29 2006-12-26 Honeywell International Inc. Use of sensors in a state observer for a diesel engine
US7599750B2 (en) * 2005-12-21 2009-10-06 Pegasus Technologies, Inc. Model based sequential optimization of a single or multiple power generating units
CN100483277C (zh) 2007-11-27 2009-04-29 哈尔滨工程大学 基于模糊解耦的核动力装置的控制装置及协调控制方法
DE112009005510A5 (de) * 2008-01-31 2013-06-20 Fisher-Rosemount Systems, Inc. Robuster adaptiver modellprädiktiver Regler mit Abstimmung zum Ausgleich einer Modellfehlanpassung
US8346693B2 (en) * 2009-11-24 2013-01-01 King Fahd University Of Petroleum And Minerals Method for hammerstein modeling of steam generator plant
CN102753789B (zh) * 2009-12-08 2016-03-02 西门子公司 调节蒸汽动力设备中的蒸汽产生的方法和设备

Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP2244011A1 (de) 2009-03-24 2010-10-27 Siemens AG Verfahren und Vorrichtung zum Regeln der Temperatur von Dampf für eine Dampfkraftanlage

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