EP1766288A1 - Verfahren zum betrieb eines durchlaufdampferzeugers - Google Patents

Verfahren zum betrieb eines durchlaufdampferzeugers

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EP1766288A1
EP1766288A1 EP05766740A EP05766740A EP1766288A1 EP 1766288 A1 EP1766288 A1 EP 1766288A1 EP 05766740 A EP05766740 A EP 05766740A EP 05766740 A EP05766740 A EP 05766740A EP 1766288 A1 EP1766288 A1 EP 1766288A1
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EP
European Patent Office
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preheater
feedwater
density
mass flow
steam generator
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EP05766740A
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English (en)
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EP1766288B1 (de
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Axel Butterlin
Rudolf Kral
Frank Thomas
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Siemens AG
Original Assignee
Siemens AG
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Publication date
Application filed by Siemens AG filed Critical Siemens AG
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Active legal-status Critical Current
Anticipated expiration legal-status Critical

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Classifications

    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F22—STEAM GENERATION
    • F22B—METHODS OF STEAM GENERATION; STEAM BOILERS
    • F22B35/00—Control systems for steam boilers
    • F22B35/06—Control systems for steam boilers for steam boilers of forced-flow type
    • F22B35/10—Control systems for steam boilers for steam boilers of forced-flow type of once-through type

Definitions

  • the invention relates to a method for operating a
  • the heating of a number of steam generator tubes leads to complete evaporation of a flow medium in the steam generator tubes in one pass.
  • the flow medium usually water-is fed to a preheater, which is also connected upstream of the evaporation medium, upstream of the evaporator heating surface, and is also referred to as an economizer, where it is preheated.
  • the feedwater mass flow is regulated in the evaporator heating surface.
  • the evaporator flow and the heat input into the evaporator should be changed as synchronously as possible, otherwise an overshoot of the specific enthalpy of the flow medium at the outlet of Verdampfersammlungflache can not be safely avoided.
  • Such an undesired overshoot of the specific enthalpy makes it difficult to regulate the temperature of the live steam emerging from the steam generator and, moreover, leads to high material loads and thus to a reduced service life of the steam generator.
  • a feedwater flow rate control is required. ment, which also provides the necessary feedwater desired values as a function of the operating state, even during load changes.
  • the measurement of the feedwater mass flow directly at the inlet of the evaporator heating surface proves to be technically complicated and can not be carried out reliably in every operating state.
  • the feedwater mass flow at the inlet of the preheater is measured as a substitute and included in the calculations of the feedwater quantity, which however is not always equal to the feedwater mass flow at the inlet of the evaporator heating surface.
  • the temperature of the medium flowing to the preheater or the density of the flow medium within the preheater changes due to a changed heating, mass accumulation or accumulation effects occur in the preheater, and the feedwater mass flow at the inlet of the preheater is not identical to the preheater at the entrance of the evaporator heating surface. If these injection and withdrawal effects are not or only insufficiently taken into account in the control of the feedwater flow rate, the overflow of the specific enthalpy and thus large temperature fluctuations of the flow medium at the outlet of the evaporator heating surface can occur.
  • the size of the temperature fluctuations depends on the speed of the load change and a fast load change is particularly large. That's why it has been necessary make a limitation of the load cycle speed and thus take a lower efficiency of the steam generator in purchasing.
  • the rapid and uncontrollable load changes occurring in the event of any operational disturbances reduce the life of the steam generator.
  • the invention is therefore based on the object of admitting a method for operating a steam generator of the abovementioned type which exhibits a largely synchronous change of the feedwater mass flow through the evaporator heating surface and of the steam generator
  • the device for adjusting the feedwater mass flow M is associated with a control device whose controlled variable is the feedwater mass flow M and whose setpoint Ms for the feedwater mass flow depending on a the steam generator power associated setpoint L is performed, the Re gelvorides is fed as one of the input variables of the actual value p E of the feedwater density at the inlet of the preheater.
  • the invention is based on the consideration that, for the synchronous change of feedwater mass flow through and heat input into the evaporator heating surface, a heat flow lamination of the evaporator heating surface should take place.
  • a measurement of the feedwater mass flow should be provided for this purpose at the inlet of the evaporator heating surface.
  • the direct measurement of the feedwater mass flow at the inlet of the evaporator heating surface has proved to be not reliably feasible, it is now provided at a location which is suitable upstream of the media, namely at the inlet of the preheater.
  • these effects should be suitably compensated.
  • the additional detection of the density of the flow medium at the outlet of the preheater heating surface is advantageously provided.
  • a particularly accurate detection and consequently also consideration of the aforementioned injection and withdrawal effects is made possible.
  • the contribution ⁇ /? - V thus takes account of the aforementioned injection and withdrawal effects.
  • the setpoint M can be used instead of the mean value for the calculation
  • Density p approximately the density p E of the flow medium can be used at the inlet of the preheater.
  • the temporal change of the density P E can be set equal to the temporal change of the mean density p, so that an additional detection of the density p A of the flow medium at the outlet of the evaporator heating surface is not required.
  • the actual value p E of the entry density is advantageously converted by a differential element with PTI behavior customary in control technology into an entry density change delayed by the throughput time of the preheater as a time constant.
  • the formation of the temporal Ablei ⁇ direction of the density signal is performed by a differentiator.
  • the density signal is advantageously PTI-delayed with a relatively small time constant of approximately one second.
  • a correction circuit which compensates for the reaction of the DTI element, which differentiates and delays the density signal at the outlet of the preheater, in this case.
  • the entry density signal is advantageously switched to a dead time element with a time constant of the throughput time of the preheater, PT1-delayed in accordance with a thermal time constant of the preheater, and the signal thus generated is applied to the exit density signal negatively.
  • this correction circuit effects a correct consideration of the density changes:
  • the change in the exit density p A is not taken into account as described.
  • the entrance density p E remains constant, but the heat input in the preheater and thus the outlet density p A , SO, no correction takes place at the outlet of the preheater and the effect of the change in the heat supply is used in the calculation of the setpoint value M *. fully taken into account for the feedwater mass flow.
  • both the dead time and the thermal time constant of the preheater are adjusted reciprocally to the load of the steam generator.
  • the feedwater flow control can be switched on and off as a function of the operating state of the steam generator.
  • the advantages achieved by the invention are insbesonde ⁇ re that by the calculation of the feedwater mass flow taking into account the average density of Spei ⁇ sewassers in the preheater as Korrekturterm the synchronous Rege ⁇ ment of feedwater flow through and the heat input into the evaporator heating on particularly simple and reliable manner in all possible operating states of the continuous steam generator reliably prevents an overshoot of the specific enthalpy of the flow medium at the outlet of the evaporator heating surface and large temperature fluctuations of the live steam produced, thus reducing material load and increasing the life of the steam generator.
  • 3 a shows a diagram with the time profile of the specific enthalpy of the flow medium at the outlet of the evaporator heating surface of the continuous steam generator. gers in the event of an abrupt change in the temperature of the incoming feedwater at full load operation of the continuous steam generator,
  • FIG. 3b shows a diagram with the time curve of the specific enthalpy in the case of an abrupt temperature change of the inflowing medium in the partial-load operation of the continuous-flow steam generator
  • 3c shows a diagram with the time profile of the specific enthalpy in the case of a load change.
  • the continuous steam generator has a preheater 2 for feed water, also referred to as an economizer, which is located in a throttle cable (not shown).
  • a feedwater pump 3 is connected upstream of the preheater 2 and an evaporator heating surface 4 is switched on.
  • a measuring device 5 for measuring the feedwater mass flow M through the feedwater line is arranged.
  • a controller 6 is assigned to a drive motor on the feedwater pump 3, to the input of which the control deviation AM of the feedwater mass flow M measured by the measuring device 5 is located as a controlled variable.
  • the regulator 6 is assigned the device 1 for forming the desired value M. for the feedwater mass flow.
  • This device is designed for a particularly needs-based determination of the desired value M. It is taken into account that the acquisition of the actual value of the feedwater mass Stream M not immediately before the evaporator 4, but already before the preheater 2 takes place. This could result in inaccuracies in the determination of measured value for the feedwater mass flow M as a result of Massenein- or -aus Grandens binen in the preheater. In order to compensate for this, a correction of this measured value is provided, taking into account the density p E of the feedwater at the inlet of the preheater 2.
  • the device 1 has, inter alia, as input quantities, on the one hand, a target value L for the output of the continuous steam generator and, on the other hand, the actual value p E of the density of the feed water, determined from the pressure and temperature measurement of a measuring device 9 Inlet of preheater 2.
  • the setpoint value L for the output of the continuous steam generator which changes over time during operation and is given directly to the fuel mixture in the firing control circuit (not shown), is also supplied to the input of a first delay element 13 of the device 1.
  • This delay element 13 outputs a first signal or a delayed first power value Ll.
  • This first power value L 1 is supplied to the inputs of function generator units 10 and 11 of the functional transmitter of the feedwater flow control 1.
  • a value M (L1) for the feedwater mass flow appears at the output of the function generator unit 10 and a value ⁇ h (L1) for the difference between the specific enthalpy h1 at the outlet of the evaporator heating surface 4 and the specific enthalpy h appears at the output of the function generator unit 11 IE at the entrance of this evaporator heating surface 4.
  • the values M and ⁇ h as functions of L1 are determined from values for M and ⁇ h which were measured during steady-state operation of the continuous steam generator and stored in the function generator units 10 and 11, respectively.
  • the output variables M (Ll) and ⁇ h (Ll) are multiply multiplied by one another in a multiplication element 14 of the function generator of the device 1.
  • the obtained product value Q (Ll) speaks the heat flow in the Verdampfershirts Chemistry 4 at the power value Ll and is, if necessary after correction by a determined in a differentiator 14a from the enthalpy of entry, for Ein- or Auselless freee in the evaporator characteristic power factor, dierglied 15 entered as a counter in a divider.
  • the setpoint h sa (L2) is taken from a third function generator unit 12 of the function generator of the device 1.
  • the input value of the function generator unit 12 is produced at the output of a second delay element 16 whose input quantity is the first power value L 1 at the output of the first delay element 13. Accordingly, the input value of the third function encoder unit 12 is a second power value L2, which is delayed from the first power value Ll.
  • the values h sa (L2) as a function of L2 are determined from values for _h SA which were measured during steady-state operation of the continuous steam generator and stored in the third functional unit 12.
  • the output M.sub.1 of the divider 15 can be taken from the desired mass M. for the feedwater mass flow in the preheater 2 for the formation of the controller 6 supplied control deviation 6 of the actual value for the feedwater mass flow measured with the apparatus 5.
  • the measured by the measuring device 9 actual temperature and pressure of the feed water at the inlet of the preheater 2 are converted in a computing element 20 in an actual value p E of the feedwater density at the inlet of the preheater 2. This is given to the input of a differentiating element 22 and multiplied by the volume of the preheater.
  • the thus calculated approximation value AM for the change in the feedwater mass flow due to injection and Aus shallnsef- effects within the preheater 2 is via a dele in the differentiator 22 integrated delay element with the transit time of the feed water through the preheater 2 as a time constant supplied to a summing 24, which corrects the setpoint value for the mass flow Ms from the differentiator 15 by AM and thus the consideration of Massenein- and -ausSpeicherns complexen due to a change in temperature and thus the density of the feed water at the inlet of the preheater 2 at the regulation of the feedwater mass flow allows.
  • FIG. 2 shows an alternative embodiment of the feedwater flow rate control which, in the event of a change in the time of heat input within the preheater 2, allows the reliable consideration of mass injection and accumulation effects in regulating the feedwater mass flow.
  • the feedwater flow control according to FIG. 1 is supplemented in the exemplary embodiment according to FIG. 2 by the consideration of the density p A of the flow medium at the outlet of the preheater 2.
  • a measuring device 21 for measuring the pressure and the temperature of the flow medium is provided at the outlet of the preheater 2.
  • the computing element 26 determines as an input signal for a downstream Sum mierglied 30 from the measurement of temperature and pressure, the actual value for the density p A of the flow medium at the outlet of the preheater 2.
  • the output of the summing 30 is fed to a differentiator 36, the time derivation thereof multiplied by the volume of the preheater 2 as an output signal supplies.
  • This output signal which reproduces the time change of the feedwater mass flow AMA at the outlet of the preheater 2, is applied to a summing element 36, which has the second input variable ⁇ ME of the feedwater mass flow at the inlet of the preheater 2.
  • the summing element 36 has as an output signal the average change of the feedwater mass flow AM calculated from AMA and ⁇ ME due to mass injection and recovery effects in the preheater 2.
  • the output signal of the dividing element 36 at the summing element 24 is the output signal of the dividing element 15 for correction the set value of the feedwater mass flow.
  • the output signal of the arithmetic element 26 In the event of a malfunction which leads to an abrupt temperature change of the feedwater flowing to the preheater 2, for example in the event of a sudden failure of an upstream preheating section, the output signal of the arithmetic element 26 must still be corrected by the effect of the changed input density. If this is not done, the effect of the density jump at the inlet of the preheater 2 is taken into account twice, namely when detecting the density of the feedwater at the inlet and at the outlet of the preheater 2. In order to correct this, the output signal of the differential becomes Ziergliedes 20 a deadtime member 28 with the cycle time of the feedwater through the preheater 2 as a time constant switched.
  • the signal thus generated is negatively connected to the summing element 30 via a delay element 32 having a thermal storage constant of the preheater 2.
  • the feedwater flow rate control using the device 1 allows a particularly simple determination of the desired value Ms for the feedwater mass flow through the evaporator heating surface 4 in each operating state of the steam generator. Exact matching of this feedwater flow to the heat input in the evaporator heating surface can be achieved Fluctuations in the outlet temperature of the fresh steam and overshoot of the specific enthalpy at the outlet of the evaporator heating surface 4 can be reliably prevented. High material loads due to temperature fluctuations, which lead to a reduced service life of the continuous steam generator, can thus be avoided.
  • Curve train I in FIG. 3 a applies in the event that the density change caused by the simulated operating disturbance at the inlet of the preheater 2 is not taken into account in the feedwater flow control, that is, the uncorrected output signal of the dividing element 15 is set as desired value Ms for the feedwater mass flow 1 or 2 is used.
  • FIG. 1 shows the temporal change in the density p E at the inlet of the preheater 2 and thus only the mass injection and recovery effects due to the temperature jump at the inlet of the preheater 2 in the feedwater flow control are taken into account. Mass injection and recovery effects due to a change in heating in the preheater 2 and thus a change in the heat input into the feed water stay unconsidered. This case corresponds to the feed water flow control of FIG. 1.
  • Curve III finally shows the temporal course of the specific enthalpy with additional consideration of the mass injection and emission effects due to a changed heating in the preheater 2, which corresponds to the feedwater flow control from FIG.
  • the summing element 24 from FIG. 2 has the second input variable in addition to the output variable of the differentiating element 15
  • the feedwater flow control therefore not only takes into account the density p E at the inlet of the preheater 2, but additionally the density p A at its outlet. Due to the separate detection of both densities p E and p A , mass injection and recovery effects due to a change in heating in the preheater 2 as well as due to a changed temperature of the feed water at the inlet of the preheater 2 can be taken into account.
  • 3 b shows the course (curves I to III) of the three specific enthalpies in kJ / kg at the outlet of the evaporator heating surface 4 as a function of the time t for a continuous steam generator in partial load operation (50% of the maximum power) in case of failure of the preheater 2 upstream preheating.
  • the curve I in FIG. 3 b applies, as in FIG. 3 a, for the case where the density change of the feed water caused by the failure of the preheater 2 preceding the preheater 2 is not taken into account at the inlet of the preheater 2 in the feedwater flow control, that is the uncorrected output signal of the divider 15 according to FIG. 1 or 2 is used as the setpoint value Ms for the feedwater mass flow.
  • the curve II in FIG. 3 b applies, as in FIG. 3 a, for the case in which only the temporal change in the density p E at the inlet of the preheater 2 in the feed water flow control is taken into account, as shown in FIG. Mass injection and recovery effects due to a changed heating in the preheater 2 are disregarded. This case corresponds to the feedwater flow control of FIG. 1.
  • the curve III in FIG. 3 b shows the time curve of the specific enthalpy with additional consideration of the mass injection and recovery effects due to a changed heating in the preheater 2, which corresponds to the feedwater flow control from FIG.
  • 3 c shows the course (curves I to III) of the three specific enthalpies in kJ / kg at the outlet of the evaporator heating surface 4 as a function of the time t for a continuous steam generator during a load change from full load to partial load operation ( 100% to 50% load).
  • the curve I in FIG. 3 c applies, as in FIG. 3 a, for the case in which the density change of the feedwater caused by the failure of the preheater 2 is not taken into account at the inlet of the preheater 2 in the feedwater flow control, that is, as setpoint Ms for the feedwater mass flow uncorrected output signal of the divider 15 is used according to FIG 1 or 2.
  • the curve II in FIG 3c is considered as shown in FIG 3a, in case that only as shown in Figure 1.
  • the temporal ⁇ nde ⁇ tion of the density p E at the inlet of the preheater 2 in the Spei ⁇ sewasser Strukturlaceung is taken into account. Mass injection and recovery effects due to a changed heating in the preheater 2 are disregarded. This case corresponds to the feedwater flow control of FIG. 1.
  • the curve III in FIG. 3c shows, as in FIG. 3 a, the temporal course of the specific enthalpy with additional consideration of the mass injection and recovery effects due to a changed heating in the preheater 2, which corresponds to the feedwater flow control from FIG.
  • FIGS. 3 a, 3 b and 3 c show that the feedwater flow control 1 from FIG. 1 or 2 is particularly suitable for avoiding an overshoot of the specific enthalpy at the exit of the evaporator heating surface 4.

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Abstract

Ein Verfahren zum Betrieb eines Durchlaufdampferzeugers soll eine synchrone Änderung des Speisewassermassenstroms (I) durch die Verdampferheizfläche (4) und des Wärmeeintrags in die Verdampferheizfläche (4) in jedem Betriebszustand ohne großen technischen Aufwand ermöglichen. Dazu wird einer Vorrichtung zum Einstellen des Speisewassermassenstroms (I) eine Speisewasserdurchflussregelung (1) zugeordnet, deren Regelgröße der Speisewassermassenstrom (I) ist und deren Sollwert (II) für den Speisewassermassenstrom anhängig von einem der Dampferzeugerleistung zugeordneten Sollwert L geführt ist, wobei der Speisewasserdurchflussregelung (1) als eine der Eingangsgrößen der Istwert ρE der Speisewasserdichte am Eintritt des Vorwärmers (2) zugeführt wird.

Description

Beschreibung
Verfahren zum Betrieb eines Durchlaufdampferzeugers
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Betrieb eines
Durchlaufdampferzeugers mit einer Verdampferheizfläche sowie einem der Verdampferheizfläche strömungsmediumsseitig vorge¬ schalteten Vorwärmer sowie einer^Vorrichtung zum Einstellen des Speisewassermassenstroms M in die Verdampferheizflache.
In einem Durchlaufdampferzeuger führt die Beheizung einer An¬ zahl von Dampferzeugerrohren, die zusammen die gasdichte Um¬ fassungswand der Brennkammer bilden, zu einer vollständigen Verdampfung eines Strömungsmediums in den Dampferzeugerrohren in einem Durchgang. Das Strömungsmedium - üblicherweise Was¬ ser — wird vor seiner Verdampfung einem der Verdampferheiz¬ fläche strömungsmediumsseitig vorgeschalteten Vorwärmer, üb¬ licherweise auch als Economizer bezeichnet, zugeführt und dort vorgewärmt.
Abhängig vom Betriebszustand des Durchlaufdampferzeugers und damit zusammenhängend von der aktuellen Dampferzeugerleistung wird der Speisewassermassenstrom in die Verdampferheizfläche geregelt. Bei Laständerungen sollten der Verdampferdurchfluss und der Wärmeeintrag in die Verdampferheizfläche möglichst synchron geändert werden, weil sonst ein Überschwingen der spezifischen Enthalpie des Strömungsmediums am Austritt der Verdampferheizflache nicht sicher vermieden werden kann. Ein solches unerwünschtes Überschwingen der spezifischen Enthal- pie erschwert die Regelung der Temperatur des aus dem Dampf¬ erzeuger austretenden Frischdampfes und führt darüber hinaus zu hohen Materialbelastungen und somit zu einer reduzierten Lebensdauer des Dampferzeugers.
Um ein Überschwingen der spezifischen Enthalpie und große
Temperaturschwankungen in jeden Betriebszustand des Dampfer¬ zeugers zu verhindern, ist eine Speisewasserdurchflussrege- lung vorgesehen, die auch bei Lastwechseln die notwendigen Speisewassersollwerte in Abhängigkeit vom Betriebszustand be¬ reit stellt.
Aus der EP 0639 253 ist ein Durchlaufdampferzeuger bekannt, bei dem der Speisewasserdurchfluss über eine Vorausberechnung der Speisewassermenge geregelt wird. Als Grundlage für das Berechnungsverfahren dient dabei die Wärmestrombilanz der Verdampferheizfläche, in die der Speisewassermassenstrom ins- besondere am Eintritt der Verdampferheizfläche eingehen sollte.
In der Praxis erweist sich die Messung des Speisewassermas- senstroms unmittelbar am Eintritt der Verdampferheizflache jedoch als technisch aufwendig und nicht in jedem Betriebszu¬ stand zuverlässig durchführbar. Statt dessen wird ersatzweise der Speisewassermassenstrom am Eintritt des Vorwärmers gemes¬ sen und in die Berechnungen der Speisewassermenge einbezogen, der jedoch nicht in jedem Fall gleich dem Speisewassermassen- ström am Eintritt der Verdampferheizfläche ist.
Wenn sich nämlich die Temperatur des dem Vorwärmer zuströmen¬ den Mediums oder aufgrund einer veränderten Beheizung die Dichte des Strömungsmediums innerhalb des Vorwärmers ändert, so kommt es zu Massenein- oder -ausspeicherungseffekten im Vorwärmer, und der Speisewassermassenstrom am Eintritt des Vorwärmers ist nicht identisch mit dem am Eintritt der Ver¬ dampferheizfläche. Werden diese Ein- und Ausspeicherungsef- fekte bei der Regelung des Speisewasserdurchflusses nicht oder nur unzureichend berücksichtigt, so kann es zum erwähn¬ ten Überschwingen der spezifischen Enthalpie und damit zu großen Temperaturschwankungen des Strömungsmediums am Aus¬ tritt der Verdampferheizflache kommen.
Dabei ist die Größe der Temperaturschwankungen abhängig von der Geschwindigkeit des Lastwechsels und bei einem schnellem Lastwechsel besonders groß. Deshalb war es bisher notwendig, eine Begrenzung der Lastwechselgeschwindigkeit vorzunehmen und damit eine geringere Effizienz des Dampferzeugers in Kauf zu nehmen. Darüber hinaus reduzierten die bei eventuellen Be¬ triebsstörungen auftretenden, schnellen und nicht kontrol- lierbaren Lastwechsel die Lebensdauer des Dampferzeugers.
Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren zum Betreiben eines Dampferzeugers der oben genannten Art an¬ zugeben, das eine weitgehend synchrone Änderung des Speise- wassermassenstroms durch die Verdampferheizfläche und des
Wärmeeintrags in die Verdampferheizfläche in jedem Betriebs¬ zustand ohne großen technischen Aufwand ermöglicht.
Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß dadurch gelöst, dass der Vorrichtung zum Einstellen des Speisewassermassenstroms M eine Regelvorrichtung zugeordnet wird, deren Regelgröße der Speisewassermassenstrom M ist und deren Sollwert Ms für den Speisewassermassenstrom abhängig von einem der Dampferzeuger¬ leistung zugeordneten Sollwert L geführt ist, wobei der Re- gelvorrichtung als eine der Eingangsgrößen der Istwert pE der Speisewasserdichte am Eintritt des Vorwärmers zugeführt wird.
Die Erfindung geht dabei von der Überlegung aus, dass zur synchronen Änderung von Speisewassermassenstrom durch und Wärmeeintrag in die Verdampferheizfläche eine Wärmestrombi¬ lanzierung der Verdampferheizflache erfolgen sollte. Optima¬ lerweise sollte dazu zwar am Eintritt der Verdampferheizflä¬ che eine Messung des Speisewassermassenstroms vorgesehen sein. Weil sich jedoch die direkte Messung des Speisewasser- massenstroms am Eintritt der Verdampferheizfläche als nicht zuverlässig durchführbar erwiesen hat, ist diese nunmehr an einer medienseitig geeignet vorgelagerten Stelle, nämlich am Eintritt des Vorwärmers, vorgesehen. Da die möglicherweise auftretenden Massenein- und -ausspeicherungseffekte im Vor- wärmer den Messwert jedoch verfälschen könnten, sollten diese Effekte geeignet kompensiert werden. Dazu sollte eine Berech¬ nung des Speisewassermassenstroms am Eintritt der Verdampfer- heizfläche aufgrund weiterer leicht zu gewinnender Messgrößen erfolgen. Besonders geeignete Messgrößen zur Korrektur des am Eintritt des Vorwärmers gewonnenen Messwerts für den Speise- wassermassenstrom sind die mittlere Dichte des Strömungsmedi- ums in der Vorwärmerheizfläche und deren zeitliche Änderung.
Für eine besonders genaue Berechnung des Wärmestroms durch die Verdampferheizfläche und auch eine besonders genaue Nach¬ korrektur des Messwerts für den Speisewassermassenstrom ist vorteilhafterweise die zusätzliche Erfassung der Dichte des Strömungsmediums am Austritt der Vorwärmerheizfläche vorge¬ sehen. Damit ist eine besonders genaue Erfassung und demzu¬ folge auch Berücksichtigung der genannten Ein- und Ausspei- cherungseffekte ermöglicht. In zusätzlicher oder alternativer vorteilhafter Weiterbildung wird als Sollwert Ms für den
Speisewassermassenstrom der Ausdruck M+Ap-V verwendet, wo¬ bei M der Istwert des Speisewassermassenstroms am Eintritt des Vorwärmers, Ap die zeitliche Änderung der mittleren Dichte des Strömungsmediums im Vorwärmer und V das Volumen des Vorwärmers sind. Durch den BeitragΔ/?-V werden somit die genannten Ein- und Ausspeicherungseffekte berücksichtigt.
Wenn der Wärmeeintrag in das Strömungsmedium innerhalb des Vorwärmers stationär ist, sich zeitlich also nicht ändert, so kann zur Berechnung Sollwertes M anstelle der mittleren
Dichte p näherungsweise die Dichte pE des Strömungsmediums am Eintritt des Vorwärmers verwendet werden. In diesem Fall kann nämlich die zeitliche Änderung- der Dichte PE gleich der zeitlichen Änderung der mittleren Dichte p gesetzt werden, so dass eine zusätzliche Erfassung der Dichte pA des Strö¬ mungsmediums am Austritt der Verdampferheizfläche nicht er¬ forderlich ist.
Bei der Berechnung des Sollwertes M für den Speisewasser- massenstrom sollte berücksichtigt werden, dass das Signal der Eintrittsdichtenänderung entsprechend der Durchlaufzeit des Systems verzögert werden muss, wenn anstelle der mittleren Dichte p näherungsweise die Dichte pE des Strömungsmediums am Eintritt des Vorwärmers verwendet wird. Daher wird der Istwert pE der Eintrittsdichte vorteilhafterweise durch ein in der Regelungstechnik übliches Differenzierglied mit PTl-Ver- halten in eine mit der Durchlaufzeit des Vorwärmers als Zeit¬ konstante verzögerte Eintrittsdichtenänderung umgewandelt.
Insbesondere im Falle einer Beheizungsänderung im Vorwärmer jedoch, also eines instationären Wärmeeintrags in das Strö- mungsmedium innerhalb des Vorwärmers, beispielsweise bei ei¬ nem Lastwechsel, ist die Berechnung der mittleren Dichte p und ihrer zeitlichen Änderung Ap allein durch die genäherte Verwendung der Eintrittsdichte nicht möglich. Da im arithme¬ tischen Mittel pE und pA in die Berechnung von p jeweils zur Hälfte eingehen, kann im Fall eines instationären Wärmeein¬ trags, aber einer konstanten Eintrittsdichte pE die halbe Än¬ derung der Austrittsdichte pA als Maß für die Dichteänderung im Vorwärmer verwendet werden.
Auch in diesem Fall erfolgt die Bildung der zeitlichen Ablei¬ tung des Dichtesignals durch ein Differenzierglied. Da eine Änderung der Austrittsdichte dem Massenspeichereffekt im Vor¬ wärmer jedoch zeitlich nachgelagert ist, wird das Dichtesig¬ nal vorteilhafterweise mit einer verhältnismäßig kleinen Zeitkonstante von etwa einer Sekunde PTl-verzögert.
Mit einer separaten Erfassung der Dichten des Strömungsmedi¬ ums am Eintritt und am Austritt des Vorwärmers können auf diese Weise Speisewasserein- und -ausspeicherungseffekte im Vorwärmer berücksichtigt und der Sollwert des Speisewasser¬ durchflusses auf einfache Weise dem Betriebszustand des Dampferzeugers angepasst werden.
Damit ist eine besonders genaue Regelung des Dampferzeugers auch in Fällen möglich, bei denen sich die Temperatur des Speisewassers vor Eintritt in den Vorwärmer abrupt ändert. Dies könnte beispielsweise durch den plötzlichen Ausfall ei- ner dem Vorwärmer vorgeschalteten externen Vorwärmstrecke ge¬ schehen. Bei einem derartigen Ausfall setzt sich der Sprung in der Dichte des Strömungsmediums am Eintritt des Vorwärmers weitgehend unverändert bis zum Austritt durch. Die Änderung der mittleren Dichte p des Strömungsmediums im Vorwärmer ist aber bereits durch die Änderung der Dichte am Eintritt des Vorwärmers vollständig erfasst, so dass sich die Änderung der Dichte am Austritt der Verdampferheizfläche nicht mehr auf die berechnete Korrektur am Sollwert Ms des Speisewassermas- senstroms auswirken darf. Daher ist vorzugsweise eine Korrek¬ turschaltung vorgesehen, die die Reaktion des DTl-Gliedes, das das Dichtesignal am Austritt des Vorwärmers differenziert und verzögert, in diesem Fall kompensiert. Vorteilhafterweise wird dazu das Eintrittsdichten-Signal einem Totzeitglied mit einer Zeitkonstanten der Durchlaufzeit des Vorwärmers aufge¬ schaltet, entsprechend einer thermischen Zeitkonstanten des Vorwärmers PTl-verzögert und das so erzeugte Signal dem Aus¬ trittsdichtesignal negativ aufgeschaltet wird.
Diese Korrekturschaltung bewirkt in jedem Fall eine korrekte Berücksichtigung der Dichteänderungen: Bei einer abrupten Temperaturänderung des zuströmenden Mediums wird die Änderung der Austrittsdichte pA wie beschrieben nicht berücksichtigt. Bleibt die Eintrittsdichte pE jedoch konstant, ändert sich aber die Wärmezufuhr im Vorwärmer und damit die Austritts¬ dichte pA, SO findet am Austritt des Vorwärmers keine Korrek¬ tur statt und der Effekt der Änderung der Wärmezufuhr wird bei der Berechnung des Sollwertes M* für den Speisewasser- massenstrom vollständig berücksichtigt.
Ändert sich nun wie beispielsweise bei einem Lastwechsel gleichzeitig mit der Wärmezufuhr auch die Eintrittsdichte pE, so werden sowohl Massenein- und -ausspeicherungseffekte durch den Dichtesprung am Eintritt als auch Speichereffekte auf- grund der veränderten Wärmezufuhr separat berücksichtigt. Für die Korrektur am Austritt des Vorwärmers werden nur Änderun¬ gen, die durch die veränderte Wärmezufuhr entstehen, berück- sichtigt, weil die Änderungen, die durch den Dichtesprung am Eintritt auch am Austritt zeitverzögert auftreten, nur am Eintritt berücksichtigt und am Austritt kompensiert werden.
Vorteilhafterweise wird sowohl die Totzeit als auch die ther¬ mische Zeitkonstante des Vorwärmers reziprok zur Last des Dampferzeugers angepasst.
Vorteilhafterweise ist die Speisewasserdurchflussregelung ab- hängig vom Betriebszustand des Dampferzeugers zu- und ab¬ schaltbar.
Die mit der Erfindung erzielten Vorteile bestehen insbesonde¬ re darin, dass durch die Berechnung des Speisewassermassen- Stroms unter Berücksichtigung der mittleren Dichte des Spei¬ sewassers im Vorwärmer als Korrekturterm die synchrone Rege¬ lung des Speisewasserdurchflusses durch und des Wärmeeintrags in die Verdampferheizfläche auf besonders einfache und zuver¬ lässige Weise in allen möglichen Betriebszuständen des Durch- laufdampferzeugers ein Überschwingen der spezifischen Enthal¬ pie des Strömungsmediums am Austritt der Verdampferheizfläche und große Temperaturschwankungen des erzeugten Frischdampfes sicher verhindert und somit Materialbelastungen reduziert und die Lebensdauer des Dampferzeugers erhöht.
Ausführungsbeispiele der Erfindung werden anhand einer Zeich¬ nung näher erläutert. Darin zeigen:
FIG 1 eine Speisewasserdurchflussregelung für einen Durchlaufdampferzeuger,
FIG 2 eine alternative Ausführung der Speisewasserdurch¬ flussregelung,
FIG 3a ein Diagramm mit dem zeitlichen Verlauf der spezi¬ fischen Enthalpie des Strömungsmediums am Austritt der Verdampferheizfläche des Durchlaufdampferzeu- gers im Falle einer abrupten Temperaturänderung des zuströmenden Speisewassers im Volllastbetrieb des Durchlaufdampferzeugers,
FIG 3b ein Diagramm mit dem zeitlichen Verlauf- der spezi¬ fischen Enthalpie im Falle einer abrupten Tempera¬ turänderung des zuströmenden Mediums im Teillastbe¬ trieb des Durchlaufdampferzeugers, und
FIG 3c ein Diagramm mit dem zeitlichen Verlauf der spezi¬ fischen Enthalpie im Falle eines Lastwechsels.
Gleiche Teile sind in allen Figuren mit denselben Bezugszei— chen versehen.
FIG 1 zeigt schematisch eine Vorrichtung 1 zur Bildung des Sollwertes Ms. für den Speisewassermassenstrom eines Durch¬ laufdampferzeugers. Der Durchlaufdampferzeuger weist einen auch als Economizer bezeichneten Vorwärmer 2 für Speisewasser auf, der sich in einem nicht näher dargestellten Gaszug be¬ findet. Dem Vorwärmer 2 ist strömungsmediumsseitig eine Spei¬ sewasserpumpe 3 vor- und eine Verdampferheizfläche 4 nachge¬ schaltet. In der von der Speisewasserpumpe 3 zum Vorwärmer 2 geführten Speisewasserleitung ist eine Messvorrichtung 5 zur Messung des Speisewassermassenstroms M durch die Speisewas¬ serleitung angeordnet.
Einem Antriebsmotor an der Speisewasserpumpe 3 ist ein Regler 6 zugeordnet, an dessen Eingang als Regelgröße die Regelab- weichung AM des mit der Messvorrichtung 5 gemessenen Spei¬ sewassermassenstroms M liegt. Dem Regler 6 ist die Vorrich¬ tung 1 zur Bildung des Sollwertes M. für den Speisewasser¬ massenstrom zugeordnet.
Diese Vorrichtung ist für eine besonders bedarfsgerechte Be¬ stimmung des Sollwerts M ausgelegt. Dabei ist berücksich¬ tigt, dass die Erfassung des Istwerts des Speisewassermassen- Stroms M nicht unmittelbar vor der Verdampferheizfläche 4, sondern bereits vor dem Vorwärmer 2 erfolgt. Dadurch könnten sich infolge von Massenein- oder -ausspeicherungseffekten im Vorwärmer 2 Ungenauigkeiten bei der Messwertbestimmung für den Speisewassermassenstrom M ergeben. Um diese zu kompen¬ sieren, ist eine Korrektur dieses Messwerts unter Berücksich¬ tigung der Dichte pE des Speisewassers am Eintritt des Vor¬ wärmers 2 vorgesehen. Die Vorrichtung 1 hat u. a. als Ein¬ gangsgrößen einerseits einen von einem Sollwertgeber 7 abge- gebenen Sollwert L für die Leistung des Durchlaufdampferzeu¬ gers und andererseits den aus der Druck- und Temperaturmes¬ sung einer Messvorrichtung 9 bestimmten Istwert pE der Dichte des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers 2.
Der Sollwert L für die Leistung des Durchlaufdampferzeugers, der sich im Betrieb immer wieder zeitlich verändert und der im (nicht dargestellten) Feuerungsregelkreis direkt auf den Brennstoffregier gegeben wird, wird auch dem Eingang eines ersten Verzögerungsgliedes 13 der Vorrichtung 1 zugeführt. Dieses Verzögerungsglied 13 gibt ein erstes Signal oder einen verzögerten ersten Leistungswert Ll ab. Dieser erste Leis¬ tungswert Ll wird den Eingängen von Funktionsgebereinheiten 10 und 11 des Funktionsgebers der Speisewasserdurchflussrege- lung 1 zugeführt. Am Ausgang der Funktionsgebereinheit 10 er- scheint ein Wert M (Ll) für den Speisewassermassenstrom, und am Ausgang der Funktionsgebereinheit 11 erscheint ein Wert Δh(Ll) für die Differenz aus der spezifischen Enthalpie hIΛ am Austritt der Verdampferheizfläche 4 und der spezifischen Enthalpie hIE am Eintritt dieser Verdampferheizfläche 4. Die Werte M und Δh als Funktionen von Ll sind aus Werten für M und Δh ermittelt, die im stationären Betrieb des Durchlauf¬ dampferzeugers gemessen wurden, und in den Funktionsgeberein¬ heiten 10 bzw. 11 hinterlegt.
Die Ausgangsgrößen M (Ll) und Δh(Ll) werden in einem Multi¬ plikationsglied 14 des Funktionsgebers der Vorrichtung 1 mit¬ einander multipliziert. Der gewonnene Produktwert Q (Ll) ent- spricht dem Wärmestrom in die Verdampferheizfläche 4 beim Leistungswert Ll und wird, ggf. nach Korrektur durch einen in einem Differenzierglied 14a aus der Eintrittsenthalpie ermit¬ telten, für Ein- oder Ausspeicherungseffekte im Verdampfer charakteristischen Leistungsfaktor, als Zähler in ein Divi¬ dierglied 15 eingegeben. Als Nenner wird in das Dividierglied 15 die mit einem Summierglied 19 gebildete Differenz zwischen einem Sollwert hSA(L2) der spezifischen Enthalpie am Austritt der Verdampferheizfläche 4 und dem Istwert hIE der spezifi- sehen Enthalpie am Eintritt der Verdampferheizfläche 4, der mit Hilfe der Messvorrichtung 9 gemessen wird, eingegeben.
Der Sollwert hsa(L2) wird einer dritten Funktionsgebereinheit 12 des Funktionsgebers der Vorrichtung 1 entnommen. Der Ein- gangswert der Funktionsgebereinheit 12 entsteht am Ausgang eines zweiten Verzögerungsgliedes 16, dessen Eingangsgröße der erste Leistungswert Ll am Ausgang des ersten Verzöge¬ rungsgliedes 13 ist. Dementsprechend ist der Eingangswert der dritten Funktionsgebereinheit 12 ein zweiter Leistungswert L2, der gegenüber dem ersten Leistungswert Ll verzögert ist. Die Werte hsa(L2) als Funktion von L2 sind aus Werten für _hSA ermittelt, die im stationären betrieb des Durchlaufdampfer- zeugers gemessen wurden, und in der dritten Funktionsgebe¬ reinheit 12 hinterlegt.
Dem Ausgang des Dividiergliedes 15 kann der Sollwert M. für den Speisewassermassenstrom für die in einem Summierglied 23 stattfindende Bildung der dem Regler 6 zugeführten Regelab¬ weichung des mit der Vorrichtung 5 gemessenen Istwerts für den Speisewassermassenstrom in den Vorwärmer 2 entnommen wer¬ den.
Am Ausgang des zweiten Verzögerungsgliedes 16 liegt der Ein¬ gang eines Differenziergliedes 17, dessen Ausgang negativ auf ein Summierglied 18 geschaltet ist. Dieses Summierglied 18 korrigiert den Wert für den Wärmestrom Q (Ll) in die Verdamp- ferheizfläche 4 um das Ausgangssignal des Differenziergliedes 17.
Die von der Messvorrichtung 9 gemessenen Istwerte von Tempe- ratur und Druck des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers 2 werden in einem Rechenglied 20 in einen Istwert pE der Speisewasserdichte am Eintritt des Vorwärmers 2 umgerechnet. Dieser wird auf den Eingang eines Differenziergliedes 22 ge¬ geben und mit dem Volumen des Vorwärmers multipliziert. Der so berechnete Näherungswert AM für die Änderung des Speise- wassermassenstroms aufgrund von Ein- und Ausspeicherungsef- fekten innerhalb des Vorwärmers 2 wird über ein in das Diffe¬ renzierglied 22 integriertes Verzögerungsglied mit der Durch¬ laufzeit des Speisewassers durch den Vorwärmer 2 als Zeitkon- stante einem Summierglied 24 zugeführt, das den Sollwert für den Massenstrom Ms aus dem Differenzierglied 15 um AM kor¬ rigiert und somit die Berücksichtigung von Massenein- und -ausSpeicherungseffekten aufgrund einer Änderung der Tempera¬ tur und damit der Dichte des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Regelung des Speisewassermassenstromes ermöglicht. ja
FIG 2 zeigt eine alternative Ausführung der Speisewasser- durchflussregelung, die auch im Falle einer zeitlichen Än- derung des Wärmeeintrags innerhalb des Vorwärmers 2 die zu¬ verlässige Berücksichtigung von Massenein- und -ausspeiche- rungseffekten bei der Regelung des Speisewassermassenstromes ermöglicht. ■■
Die Speisewasserdurchflussregelung nach FIG 1 ist dazu im Ausführungsbeispiel nach FIG 2 um die Berücksichtigung der Dichte pA des Strömungsmediums am Austritt des Vorwärmers 2 ergänzt. Zur Bestimmung der Dichte des Strömungsmediums am Austritt des Vorwärmers 2 ist am Austritt des Vorwärmers 2 eine Messvorrichtung 21 zur Messung des Druckes und der Tem¬ peratur des Strömungsmediums vorgesehen. Das Rechenglied 26 ermittelt als Eingangssignal für ein nachgeschaltetes Sum- mierglied 30 aus der Messung von Temperatur und Druck den Istwert für die Dichte pA des Strömungsmediums am Austritt des Vorwärmers 2. Das Ausgangssignal des Summierglieds 30 wird einem Differenzierglied 36 zugeführt, das deren zeitli- che Ableitung multipliziert mit dem Volumen des Vorwärmers 2 als Ausgangssignal liefert. Dieses Ausgangssignal, das die zeitliche Änderung des Speisewassermassenstrom.es AMA am Aus¬ tritt des Vorwärmers 2 wiedergibt, wird auf ein Summierglied 36 gelegt, das als zweite Eingangsgröße die Änderung ΔME des Speisewassermassenstromes am Eintritt des Vorwärmers 2 auf¬ weist.
Das Summierglied 36 hat als Ausgangssignal die aus AMA und ΔME berechnete mittlere Änderung des Speisewassermassen- Stroms AM aufgrund von Massenein- und -ausspeicherungsef- fekten im Vorwärmer 2. Das Ausgangssignal des Dividiergliedes 36 wird am Summierglied 24 dem Ausgangssignal des Dividier¬ gliedes 15 zur Korrektur des Sollwertes des Speisewassermas- senstroms aufgeschaltet.
Im Fall einer Betriebsstörung, die zu einer abrupten Tempera¬ turänderung des dem Vorwärmer 2 zuströmenden Speisewassers, beispielsweise beim plötzlichen Ausfall einer vorgelagerten Vorwärmstrecke, führt, muss das Ausgangssignal des Rechen- gliedes 26 noch um den Effekt der veränderten Eingangsdichte korrigiert werden. Geschieht dies nicht, so wird der Effekt des Dichtesprunges am Eintritt des Vorwärmers 2 zweimal be¬ rücksichtigt, nämlich bei der Erfassung der Dichte des Spei¬ sewassers am Eintritt und am Austritt des Vorwärmers 2. Um dies zu korrigieren, wird das Ausgangssignal des Differen¬ ziergliedes 20 einem Totzeitglied 28 mit der Durchlaufzeit des Speisewassers durch den Vorwärmer 2 als Zeitkonstante aufgeschaltet. Das so erzeugte Signal wird über ein Verzöge¬ rungsglied 32 mit einer thermischen Speicherkonstante des Vorwärmers 2 dem Summierglied 30 negativ aufgeschaltet. Somit wird der Effekt des Dichtesprungs am Eintritt des Vorwärmers 2 im Austrittsdichtesignal eliminiert und damit nur einmal und nicht doppelt bei der Berechnung des Korrekturmassen¬ stroms berücksichtigt.
Die Speisewasserdurchflussregelung unter Verwendung der Vor- richtung 1 ermöglicht in jedem Betriebszustand des Dampfer¬ zeugers eine besonders einfache Bestimmung des Sollwertes Ms für den Speisewassermassenstrom durch die Verdampferheizflä¬ che 4. Durch eine genaue Abstimmung dieses Speisewassermas- senstroms auf den Wärmeeintrag in der Verdampferheizfläche können große Schwankungen der Austrittstemperatur des Frisch¬ dampfes und ein Überschwingen der spezifischen Enthalpie am Austritt der Verdampferheizflache 4 sicher verhindert werden. Hohe Materialbelastungen durch Temperaturschwankungen, die zu einer verminderten Lebensdauer des Durchlaufdampferzeugers führen, können somit vermieden werden.
Der in FIG 3a gezeigte Verlauf (Kurvenzüge I bis III) der drei spezifischen Enthalpien in kJ/kg am Austritt der Ver¬ dampferheizfläche 4 in Abhängigkeit von der Zeit t wurde für einen Durchlaufdampferzeuger im Volllastbetrieb bei einem
Ausfall einer dem Vorwärmer 2 vorgeschalteten, Vorwärmestrecke ermittelt. Der Kurvenzug I in FIG 3a gilt für den Fall, dass die durch die simulierte Betriebsstörung hervorgerufene Dich¬ teänderung des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Speisewasserdurchflussregelung nicht berücksichtigt wird, dass also als Sollwert Ms für den Speisewassermassenstrom das unkorrigierte Ausgangssignal des Dividierglieds 15 nach FIG 1 oder 2 verwendet wird.
Der Kurvenzug II gilt für den Fall, dass lediglich wie- in
FIG 1 dargestellt die zeitliche Änderung der Dichte pE am Ein¬ tritt des Vorwärmers 2 und damit nur die Massenein- und -ausspeicherungseffekte aufgrund des Temperatursprunges am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Speisewasserdurchflussrege- lung berücksichtigt wird. Massenein- und -ausspeicherungsef- fekte aufgrund einer veränderten Beheizung im Vorwärmers 2 und damit eines veränderten Wärmeeintrags in das Speisewasser bleiben unberücksichtigt. Dieser Fall entspricht der Speise¬ wasserdurchflussregelung aus FIG 1.
Der Kurvenzug III zeigt schließlich den zeitlichen Verlauf der spezifischen Enthalpie unter zusätzlicher Berücksichti¬ gung der Massenein- und -ausSpeicherungseffekte aufgrund ei¬ ner veränderten Beheizung im Vorwärmer 2, was der Speisewas¬ serdurchflussregelung aus FIG 2 entspricht. In diesem Fall hat das Summierglied 24 aus FIG 2 als zweite Eingangsgröße neben der Ausgangsgröße des Differenzierglieds 15 die aus
AMA und AME berechnete mittlere Änderung des Speisewasser- massenstroms AM . Die Speisewasserdurchflussregelung berück¬ sichtigt in diesem Fall also nicht nur die Dichte pE am Ein¬ tritt des Vorwärmers 2, sondern zusätzlich die Dichte pA an seinem Austritt. Durch die separate Erfassung beider Dichten pEund pAkönnen Massenein- und -ausspeicherungseffekte sowohl aufgrund einer veränderten Beheizung im Vorwärmer 2 als auch aufgrund einer veränderten Temperatur des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers 2 berücksichtigt werden.
FIG 3b zeigt den Verlauf (Kurvenzüge I bis III) der drei spe¬ zifischen Enthalpien in kJ/kg am Austritt der Verdampferheiz¬ fläche 4 in Abhängigkeit von der Zeit t für einen Durchlauf¬ dampferzeuger im Teillastbetrieb (50 % der maximalen Leis- tung) bei einem Ausfall der dem Vorwärmer 2 vorgeschalteten Vorwärmstrecke.
Der Kurvenzug I in FIG 3b gilt wie in FIG 3a für den Fall, dass die durch den Ausfall der dem Vorwärmer 2 vorgeschalte- ten Vorwärmstrecke hervorgerufene Dichteänderung des Speise¬ wassers am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Speisewasser- durchflussregelung nicht berücksichtigt wird, dass also als Sollwert Ms für den Speisewassermassenstrom das unkorrigier- te Ausgangssignal des Dividierglieds 15 nach FIG 1 oder 2 verwendet wird. Der Kurvenzug II in FIG 3b gilt wie in FIG 3a für den Fall, dass lediglich wie in FIG 1 dargestellt die zeitliche Ände¬ rung der Dichte pE am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Spei- sewasserdurchflussregelung berücksichtigt wird. Massenein- und -ausspeicherungseffekte aufgrund einer veränderten Be¬ heizung im Vorwärmer 2 bleiben unberücksichtigt. Dieser Fall entspricht der Speisewasserdurchflussregelung aus FIG 1.
Der Kurvenzug III in FIG 3b zeigt wie in FIG 3a den zeitli- chen Verlauf der spezifischen Enthalpie unter zusätzlicher Berücksichtigung der Massenein- und -ausspeicherungseffekte aufgrund einer veränderten Beheizung im Vorwärmer 2, was der Speisewasserdurchflussregelung aus FIG 2 entspricht.
FIG 3c zeigt den Verlauf (Kurvenzüge I bis III) der drei spe¬ zifischen Enthalpien in kJ/kg am Austritt der Verdampferheiz¬ fläche 4 in Abhängigkeit von der Zeit t für einen Durchlauf¬ dampferzeuger bei einem Lastwechsel von Volllast- auf Teil¬ lastbetrieb (100 % auf 50 % Last) .
Der Kurvenzug I in FIG 3c gilt wie in FIG 3a für den Fall, dass die durch den Ausfall des Vorwärmers 2 hervorgerufene Dichteänderung des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Speisewasserdurchflussregelung nicht berücksichtigt wird, dass also als Sollwert Ms für den Speisewassermassen- strom das unkorrigierte Ausgangssignal des Dividierglieds 15 nach FIG 1 oder 2 verwendet wird.
Der Kurvenzug II in FIG 3c gilt wie in FIG 3a für den Fall, dass lediglich wie in FIG 1 dargestellt die zeitliche Ände¬ rung der Dichte pE am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Spei¬ sewasserdurchflussregelung berücksichtigt wird. Massenein- und -ausspeicherungseffekte aufgrund einer veränderten Be¬ heizung im Vorwärmer 2 bleiben unberücksichtigt. Dieser Fall entspricht der Speisewasserdurchflussregelung aus FIG 1. Der Kurvenzug III in FIG 3c zeigt wie in FIG 3a den zeitli¬ chen Verlauf der spezifischen Enthalpie unter zusätzlicher Berücksichtigung der Massenein- und -ausspeicherungseffekte aufgrund einer veränderten Beheizung im Vorwärmer 2, was der Speisewasserdurchflussregelung aus FIG 2 entspricht.
Die Diagramme nach den Figuren 3a, 3b und 3c zeigen, dass die Speisewasserdurchflussregelung 1 aus FIG 1 oder 2 zur Vermei¬ dung eines Überschwingens der spezifischen Enthalpie am Aus- tritt der Verdampferheizflache 4 besonders geeignet ist.

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zum Betrieb eines Durchlaufdampferzeugers mit einer Verdampferheizfläche (4) , einem der Verdampferheizflä— che (4) strömungsmediumsseitig vorgeschalteten Vorwärmer (2), einer Vorrichtung zum Einstellen des Speisewassermassenstroms M und einer dieser Vorrichtung zugeordneten Speisewasser¬ durchflussregelung (1) , deren Regelgröße der Speisewasser- massenstrom M ist und deren Sollwert Ms für den Speisewas- sermassenstrom M abhängig von einem der Dampferzeugerleis¬ tung zugeordneten Sollwert L geführt ist, wobei der Speise- wasserdurchflussregelung (1) als eine der Eingangsgrößen der Istwert pE der Speisewasserdichte am Eintritt des Vorwärmers (2) zugeführt wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, bei dem der Speisewasserdurch- flussregelung (1) als weitere Eingangsgröße der Istwert pA der Speisewasserdichte am Austritt des Vorwärmers (2) zuge¬ führt wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, bei dem die Größe
M+Ap-V
als Sollwert Ms für den Speisewassermassenstrom verwendet wird, wobei
M der Istwert des Speisewassermassenstroms am Eintritt des Vorwärmers (2), Ap die zeitliche Änderung der mittleren Dichte des Speisewassers innerhalb des Vorwärmers (2) und V das Volumen des Vorwärmers (2) sind.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, bei dem als Näherungswert für die mittlere Dichte p die Dichte pE des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers (2) verwendet wird.
5. Verfahren nach Anspruch 3 oder 4, bei dem die zeitliche Änderung der mittleren Dichte Ap des Speisewassers im Vor- wärmer (2) durch ein Funktionsglied, mit Differenzierverhalten gebildet wird.
6. Verfahren nach einem der Ansprüche 2 bis 5, bei dem das Eintrittsdichten-Signal einem Totκeitglied mit einer Zeitkon¬ stanten der Durchlaufzeit des Vorwärmers (2) aufgeschaltet, entsprechend einer thermischen Zeitkonstanten des Vorwärmers (2) PTl-verzögert und das so erzeugte Signal dem Austritts¬ dichtesignal negativ aufgeschaltet wird.
7. Verfahren nach Anspruch 6, bei dem sowohl die Totzeit als auch die thermische Zeitkonstante des Vorwärmers (2) reziprok zur Last des Dampferzeugers angepasst werden.
8. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 1, wobei die
Speisewasserdurchflussregelung (1) bedarfsweise zu- und ab¬ schaltbar ist.
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