EP1766288B1 - Verfahren zum betrieb eines durchlaufdampferzeugers - Google Patents

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EP1766288B1
EP1766288B1 EP05766740A EP05766740A EP1766288B1 EP 1766288 B1 EP1766288 B1 EP 1766288B1 EP 05766740 A EP05766740 A EP 05766740A EP 05766740 A EP05766740 A EP 05766740A EP 1766288 B1 EP1766288 B1 EP 1766288B1
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EP
European Patent Office
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preheater
feed water
density
feedwater
mass flow
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EP05766740A
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Axel Butterlin
Rudolf Kral
Frank Thomas
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Siemens AG
Original Assignee
Siemens AG
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F22—STEAM GENERATION
    • F22B—METHODS OF STEAM GENERATION; STEAM BOILERS
    • F22B35/00—Control systems for steam boilers
    • F22B35/06—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 continuous steam generator with a Verdämpferterrorism Structure and a Verdampferbushes Structure flow medium side upstream preheater and a device for adjusting the feedwater mass flow ⁇ in the evaporator.
  • the heating of a number of steam generator tubes which together form the gas-tight surrounding wall of the combustion chamber, 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 upstream of the evaporator heating surface upstream of the evaporator, usually also referred to as an economizer, and preheated there.
  • the feedwater mass flow is regulated in the evaporator heating surface.
  • the evaporator flow and the heat input into the evaporator heating surface should be changed as synchronously as possible, otherwise an overshoot of the specific enthalpy of the flow medium at the outlet of the evaporator heating surface can not be reliably avoided.
  • Such an undesirable 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.
  • feedwater flow control In order to prevent an overshoot of the specific enthalpy and large temperature fluctuations in each operating state of the steam generator, is a feedwater flow control is provided, which provides the necessary feed water setpoints depending on the operating state even during load changes.
  • a continuous steam generator in which the feedwater flow rate is controlled via a pre-calculation of the feedwater quantity.
  • the basis for the calculation method is the heat flow balance of the evaporator heating surface into which the feedwater mass flow should enter, in particular at the inlet of the evaporator heating surface.
  • the measurement of the feedwater mass flow directly at the entrance of the evaporator heating surface proves to be technically complex and not reliably feasible in any operating condition.
  • the feedwater mass flow at the inlet of the preheater is alternatively measured 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 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 fast and uncontrollable load changes that occur in the event of malfunctions reduce the life of the steam generator.
  • the invention is therefore based on the object of specifying a method for operating a steam generator of the type mentioned above, which allows a largely synchronous change of the feedwater mass flow through the evaporator and the heat input into the evaporator in any operating condition without great technical effort.
  • the device for adjusting the feed-water mass flow ⁇ is assigned a control device, whose control variable of the feed-water mass flow ⁇ and whose setpoint is guided ms for the feed-water mass flow dependent assigned by one of the steam generator power target value L, the control apparatus of the as a Input variables of the actual value ⁇ E of the feedwater density at the inlet of the preheater is supplied.
  • the invention is based on the consideration that for the synchronous change of feedwater mass flow through and heat input into the evaporator heating a heat flow balancing of the evaporator heating should occur.
  • a measurement of the feedwater mass flow should indeed be provided at the inlet of the evaporator heating surface.
  • the direct measurement of the feedwater mass flow at the entrance of the evaporator heating surface has proven not to be reliably feasible, it is now provided at a location which is suitable upstream of the media, namely at the inlet of the preheater.
  • the possible mass injection and recovery effects in the preheater could distort the measured value, these effects should be appropriately compensated.
  • the additional detection of the density of the flow medium at the outlet of the preheater heating surface is advantageously provided.
  • the desired value ⁇ s for the feedwater mass flow is the expression ⁇ + ⁇ ⁇ ⁇ V , where ⁇ is the actual value of the feedwater mass flow at the inlet of the preheater, ⁇ ⁇ the time change of the mean density of the flow medium in the preheater and V are the volume of the preheater.
  • the setpoint ⁇ s instead of the average density can be used for the calculation ⁇ approximately the density ⁇ E of the flow medium can be used at the inlet of the preheater.
  • the change with time: the density ⁇ E may be equal to the time change of the average density ⁇ are set, so that an additional detection of the density ⁇ A of the flow medium at the outlet of the evaporator heating surface is not required.
  • the signal of the entry density change must be delayed according to the flow time of the system, if instead of the mean density ⁇ approximately the density ⁇ E of the flow medium is used at the inlet of the preheater. Therefore, the actual value ⁇ E of the entry density is advantageously converted by a differentiating element with PT1 behavior customary in control technology into an entry density change delayed with the throughput time of the preheater as the time constant.
  • the calculation of the mean density is ⁇ and its time change ⁇ ⁇ not possible only by the approximate use of entry density. Since in the arithmetic mean ⁇ E and ⁇ A in the calculation of ⁇ In each case, in the case of a transient heat input, but a constant entry density ⁇ E, half the change in the exit density ⁇ A can be used as a measure of the density change in the preheater.
  • the formation of the time derivative of the density signal is performed by a differentiator.
  • the density signal is advantageously PT1-delayed with a relatively small time constant of about one second.
  • a correction circuit is preferably provided which compensates for the reaction of the DT1 element, which differentiates and delays the density signal at the outlet of the preheater, in this case.
  • the inlet density signal to a deadtime element with a time constant of the cycle time of the preheater is switched on, according to a thermal time constant of the preheater PT1-delayed and the signal thus generated the outlet density signal is switched negative.
  • this correction circuit ensures correct consideration of the density changes: In the event of an abrupt change in the temperature of the inflowing medium, the change in the outlet density ⁇ A is not taken into account as described. If, however, the entry density ⁇ E remains constant, but the heat input in the preheater changes and thus the outlet density ⁇ A , then no correction takes place at the outlet of the preheater and the effect of the change in the heat supply is fully taken into account in the calculation of the setpoint value ⁇ s for the feedwater mass flow ,
  • both the dead time and the thermal time constant of the preheater is adjusted reciprocally to the load of the steam generator.
  • the feedwater flow control is switched on and off depending on the operating state of the steam generator.
  • FIG. 1 schematically shows a device 1 for forming the set value Ms. for the feedwater mass flow of a continuous steam generator.
  • the continuous steam generator has a designated as economizer preheater 2 for feed water, which is located in a throttle cable, not shown.
  • the preheater 2 is on the flow medium side, a feedwater pump 3 upstream and a Verdampferlik Structure 4 downstream.
  • a measuring device 5 for measuring the feedwater mass flow ⁇ is arranged through the feedwater line.
  • a drive motor on the feedwater pump 3 is assigned a controller 6, at the input of which the control deviation ⁇ of the feedwater mass flow ⁇ measured by the measuring device 5 is located as a controlled variable.
  • the regulator 6 is associated with the device 1 for forming the set value ⁇ s for the feedwater mass flow .
  • This device is designed for a particularly needs-based determination of the setpoint ⁇ s . It is considered that the detection of the actual value of the feedwater mass flow ⁇ not immediately before the evaporator 4, but already before the preheater 2 takes place. This could be due to unit of mass or -aus Grandeungs binen in the preheater 2 inaccuracies in the measured value determination for the feed-water mass flow ⁇ result. To compensate for this, a correction of this measured value is provided taking into account the density ⁇ E of the feedwater at the inlet of the preheater 2.
  • the device 1 has among other things as input variables, on the one hand, a desired value L output by the setpoint generator for the output of the continuous steam generator and, on the other hand, the actual value ⁇ E of the density of the feedwater at the inlet of the preheater 2 determined from the pressure and temperature measurement of a measuring device 9.
  • the setpoint value L for the output of the continuous steam generator which changes over time in operation and which is given in the (not shown) Brennungsregelnik directly to the fuel control, 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 L1.
  • This first power value L1 is supplied to the inputs of function generator units 10 and 11 of the function generator of the feedwater flow control 1.
  • ⁇ (L1) for the feedwater mass flow
  • ⁇ h (L1) for the difference of the specific enthalpy h IA at the outlet of the evaporator 4 and the specific heat h IE on The entry of this evaporator heating surface 4.
  • the values ⁇ and ⁇ h as functions of L1 are determined from values for ⁇ and Ah, 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 quantities ⁇ (L1) and ⁇ h (L1) are multiplied together in a multiplication element 14 of the function generator of the device 1.
  • the recovered product value Q ⁇ (L1) corresponds the heat flow in the Verdampferloom Chemistry 4 at the power value L1 and is, if necessary, after correction by a determined in a differentiating element 14a from the enthalpy of entry characteristic for injection or Aus shallungs freee in the evaporator power factor input as a counter in a divider 15.
  • the difference between a desired value h SA (L2) of the specific enthalpy at the outlet of the evaporator heating surface 4 and the actual value h IE of the specific enthalpy at the inlet of the evaporator heating surface 4 formed by a summing element 19 is determined by means of the measuring device 9 is measured, entered.
  • 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 L1 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 delayed from the first power value L1.
  • the values h SA (L2) as a function of L2 are determined from values for h SA , which were measured during stationary operation of the continuous steam generator, and stored in the third function generator unit 12.
  • a differentiating element 17 At the output of the second delay element 16 is the input of a differentiating element 17, the output of which is negatively connected to a summing element 18.
  • This summing element 18 corrects the value for the heat flow Q ⁇ (L1) into the evaporator heating surface 4 to the output signal of the differentiating member 17th
  • the measured by the measuring device 9 actual values of 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 ⁇ E of the feed water 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.
  • FIG. 2 shows an alternative embodiment of the feedwater flow control, which allows the reliable consideration of Massenein- and -Est Itemss binen in the control of the feedwater mass flow even in the event of a change in the heat input within the preheater 2.
  • the feedwater flow control according to FIG. 1 is to the example according to FIG. 2 added to the consideration of the density ⁇ 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 summing element 30 from the measurement of temperature and pressure, the actual value for the density ⁇ 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 derivative multiplied by the volume of the preheater 2 as an output signal.
  • This output signal which represents the change over time of the feedwater mass flow ⁇ ⁇ A at the outlet of the preheater 2, is applied to a summing element 36, which has as a second input variable the change ⁇ ⁇ E of the feedwater mass flow at the inlet of the preheater 2.
  • the summing element 36 has as an output signal calculated from ⁇ M A and ⁇ M E mean change of the feed-water mass flow ⁇ ⁇ basis of unit of mass and -aus arrivedungs binen in the preheater 2.
  • the output of the Dividiergliedes 36 is at the summing element 24 to the output signal of the Dividiergliedes 15 for correcting the Setpoint of the feedwater mass flow switched.
  • the output signal of the computing element 26 In the case of a malfunction, which leads to an abrupt change in temperature of the incoming feedwater to the preheater 2, for example in the event of sudden failure of an upstream preheating section, the output signal of the computing 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 in the detection of the density of the feedwater at the inlet and at the outlet of the preheater 2. To correct this, the output signal of the differentiator 20 is a deadtime member 28 with the flow time of the feedwater through the preheater 2 as a time constant switched.
  • the signal thus generated is negatively connected to the summing 30 via a delay element 32 with a thermal storage constant of the preheater 2.
  • a delay element 32 with a thermal storage constant of the preheater 2.
  • the feedwater flow control using the device 1 allows in each operating state of the steam generator, a particularly simple determination of the setpoint ⁇ s for the feedwater mass flow through the evaporator 4.
  • a precise vote of this feedwater mass flow on the heat input in the evaporator heating can large fluctuations in the outlet temperature of the live steam and overshoot the specific enthalpy at the outlet of the evaporator 4 are 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.
  • the curve II applies in the event that only as in FIG. 1 illustrated the change over time of the density ⁇ E at the inlet of the preheater 2 and thus only the Massenein- and -aus Grandes bine due to the temperature jump at the inlet of the preheater 2 is taken into account in the feedwater flow control. Massenein- and -Est standss bine 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 feedwater flow control FIG. 1 ,
  • the curve III finally shows the time course of the specific enthalpy with additional consideration of the mass injection and -aus Grandens bine due to a change in heating in the preheater 2, which is the feedwater flow control FIG. 2 equivalent.
  • the summer 24 is off FIG. 2 as a second input variable in addition to the output of the differentiator 15, the calculated from ⁇ ⁇ A and ⁇ ⁇ E mean change in the feedwater mass flow ⁇ ⁇ .
  • the feedwater flow control therefore not only takes into account the density ⁇ E at the inlet of the preheater 2, but additionally the density ⁇ A at its outlet.
  • FIG. 3b shows the course (curves I to III) of the three specific enthalpies in kJ / kg at the outlet of the evaporator 4 depending on 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 III in FIG. 3b shows as in FIG. 3a the time course of the specific enthalpy with additional consideration of the mass injection and -aus Grandens bine due to a change in heating in the preheater 2, which is the feedwater flow control FIG. 2 equivalent.
  • 3c shows the course (curves I to III) of the three specific enthalpies in kJ / kg at the outlet of the evaporator 4 depending on the time t for a continuous steam generator with a load change from full load to part load operation (100% to 50% load).
  • the curve III in 3c shows as in FIG. 3a the time course of the specific enthalpy with additional consideration of the mass injection and -aus Grandens bine due to a change in heating in the preheater 2, which is the feedwater flow control FIG. 2 equivalent.
  • FIGS. 3a . 3b and 3c show that the feedwater flow control 1 off FIG. 1 or 2 to avoid overshoot of the specific enthalpy at the outlet of the evaporator 4 is particularly suitable.

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Description

  • Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Betrieb eines Durchlaufdampferzeugers mit einer Verdämpferheizfläche sowie einem der Verdampferheizfläche strömungsmediumsseitig vorgeschalteten Vorwärmer sowie einer Vorrichtung zum Einstellen des Speisewassermassenstroms Ṁ in die Verdampferheizfläche.
  • Ein solches Verfahren ist z.B in US-A-3196844 offenbart.
  • In einem Durchlaufdampferzeuger führt die Beheizung einer Anzahl von Dampferzeugerrohren, die zusammen die gasdichte Umfassungswand der Brennkammer bilden, zu einer vollständigen Verdampfung eines Strömungsmediums in den Dampferzeugerrohren in einem Durchgang. Das Strömungsmedium - üblicherweise Wasser - wird vor seiner Verdampfung einem der Verdampferheizfläche strömungsmediumsseitig vorgeschalteten Vorwärmer, üblicherweise 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 Verdampferheizfläche nicht sicher vermieden werden kann. Ein solches unerwünschtes Überschwingen der spezifischen Enthalpie erschwert die Regelung der Temperatur des aus dem Dampferzeuger 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 Dampferzeugers zu verhindern, ist eine Speisewasserdurchflussregelung vorgesehen, die auch bei Lastwechseln die notwendigen Speisewassersollwerte in Abhängigkeit vom Betriebszustand bereit 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 insbesondere am Eintritt der Verdampferheizfläche eingehen sollte.
  • In der Praxis erweist sich die Messung des Speisewassermassenstroms unmittelbar am Eintritt der Verdampferheizfläche jedoch als technisch aufwendig und nicht in jedem Betriebszustand zuverlässig durchführbar. Statt dessen wird ersatzweise der Speisewassermassenstrom am Eintritt des Vorwärmers gemessen und in die Berechnungen der Speisewassermenge einbezogen, der jedoch nicht in jedem Fall gleich dem Speisewassermassenstrom am Eintritt der Verdampferheizfläche ist.
  • Wenn sich nämlich die Temperatur des dem Vorwärmer zuströmenden 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 Verdampferheizfläche. Werden diese Ein- und Ausspeicherungseffekte bei der Regelung des Speisewasserdurchflusses nicht oder nur unzureichend berücksichtigt, so kann es zum erwähnten Überschwingen der spezifischen Enthalpie und damit zu großen Temperaturschwankungen des Strömungsmediums am Austritt der Verdampferheizfläche 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 Betriebsstörungen auftretenden, schnellen und nicht kontrollierbaren Lastwechsel die Lebensdauer des Dampferzeugers.
  • Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren zum Betreiben eines Dampferzeugers der oben genannten Art anzugeben, das eine weitgehend synchrone Änderung des Speisewassermassenstroms durch die Verdampferheizfläche und des Wärmeeintrags in die Verdampferheizfläche in jedem Betriebszustand ohne großen technischen Aufwand ermöglicht.
  • Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß dadurch gelöst, dass der Vorrichtung zum Einstellen des Speisewassermassenstroms Ṁ eine Regelvorrichtung zugeordnet wird, deren Regelgröße der Speisewassermassenstrom Ṁ ist und deren Sollwert Ṁs für den Speisewassermassenstrom abhängig von einem der Dampferzeugerleistung zugeordneten Sollwert L geführt ist, wobei der Regelvorrichtung als eine der Eingangsgrößen der Istwert ρE 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 Wärmestrombilanzierung der Verdampferheizfläche erfolgen sollte. Optimalerweise sollte dazu zwar am Eintritt der Verdampferheizfläche eine Messung des Speisewassermassenstroms vorgesehen sein. Weil sich jedoch die direkte Messung des Speisewassermassenstroms 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 Vorwärmer den Messwert jedoch verfälschen könnten, sollten diese Effekte geeignet kompensiert werden. Dazu sollte eine Berechnung des Speisewassermassenstroms am Eintritt der Verdampferheizfläche aufgrund weiterer leicht zu gewinnender Messgrößen erfolgen. Besonders geeignete Messgrößen zur Korrektur des am Eintritt des Vorwärmers gewonnenen Messwerts für den Speisewassermassenstrom sind die mittlere Dichte des Strömungsmediums in der Vorwärmerheizfläche und deren zeitliche Änderung.
  • Für eine besonders genaue Berechnung des Wärmestroms durch die Verdampferheizfläche und auch eine besonders genaue Nachkorrektur des Messwerts für den Speisewassermassenstrom ist vorteilhafterweise die zusätzliche Erfassung der Dichte des Strömungsmediums am Austritt der Vorwärmerheizfläche vorgesehen. Damit ist eine besonders genaue Erfassung und demzufolge auch Berücksichtigung der genannten Ein- und Ausspeicherungseffekte ermöglicht. In zusätzlicher oder alternativer vorteilhafter Weiterbildung wird als Sollwert Ṁs für den Speisewassermassenstrom der Ausdruck Ṁ+Δρ·V verwendet, wobei Ṁ der Istwert des Speisewassermassenstroms am Eintritt des Vorwärmers, Δρ die zeitliche Änderung der mittleren Dichte des Strömungsmediums im Vorwärmer und V das Volumen des Vorwärmers sind. Durch den Beitrag Δρ·V werden somit die genannten Ein- und Ausspeicherungspffekte berücksichtigt.
  • Wenn der Wärmeeintrag in das Strömungsmedium innerhalb des Vorwärmers stationär ist, sich zeitlich also nicht ändert, so kann zur Berechnung Sollwertes Ṁs anstelle der mittleren Dichte ρ näherungsweise die Dichte ρE des Strömungsmediums am Eintritt des Vorwärmers verwendet werden. In diesem Fall kann nämlich die zeitliche Änderung: der Dichte ρE gleich der zeitlichen Änderung der mittleren Dichte ρ gesetzt werden, so dass eine zusätzliche Erfassung der Dichte ρA des Strömungsmediums am Austritt der Verdampferheizfläche nicht erforderlich ist.
  • Bei der Berechnung des Sollwertes Ṁs für den Speisewassermassenstrom sollte berücksichtigt werden, dass das Signal der Eintrittsdichtenänderung entsprechend der Durchlaufzeit des Systems verzögert werden muss, wenn anstelle der mittleren Dichte ρ näherungsweise die Dichte ρE des Strömungsmediums am Eintritt des Vorwärmers verwendet wird. Daher wird der Istwert ρE der Eintrittsdichte vorteilhafterweise durch ein in der Regelungstechnik übliches Differenzierglied mit PT1-Verhalten in eine mit der Durchlaufzeit des Vorwärmers als Zeitkonstante verzögerte Eintrittsdichtenänderung umgewandelt.
  • Insbesondere im Falle einer Beheizungsänderung im Vorwärmer jedoch, also eines instationären Wärmeeintrags in das Strömungsmedium innerhalb des Vorwärmers, beispielsweise bei einem Lastwechsel, ist die Berechnung der mittleren Dichte ρ und ihrer zeitlichen Änderung Δρ allein durch die genäherte Verwendung der Eintrittsdichte nicht möglich. Da im arithmetischen Mittel ρE und ρA in die Berechnung von ρ jeweils zur Hälfte eingehen, kann im Fall eines instationären Wärmeeintrags, aber einer konstanten Eintrittsdichte ρE die halbe Änderung der Austrittsdichte ρA als Maß für die Dichteänderung im Vorwärmer verwendet werden.
  • Auch in diesem Fall erfolgt die Bildung der zeitlichen Ableitung des Dichtesignals durch ein Differenzierglied. Da eine Änderung der Austrittsdichte dem Massenspeichereffekt im Vorwärmer jedoch zeitlich nachgelagert ist, wird das Dichtesignal vorteilhafterweise mit einer verhältnismäßig kleinen Zeitkonstante von etwa einer Sekunde PT1-verzögert.
  • Mit einer separaten Erfassung der Dichten des Strömungsmediums am Eintritt und am Austritt des Vorwärmers können auf diese Weise Speisewasserein- und -ausspeicherungseffekte im Vorwärmer berücksichtigt und der Sollwert des Speisewasserdurchflusses 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 einer dem Vorwärmer vorgeschalteten externen Vorwärmstrecke geschehen. 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 ρ 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 Ṁs des Speisewassermassenstroms auswirken darf. Daher ist vorzugsweise eine Korrekturschaltung vorgesehen, die die Reaktion des DT1-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 aufgeschaltet, entsprechend einer thermischen Zeitkonstanten des Vorwärmers PT1-verzögert und das so erzeugte Signal dem Austrittsdichtesignal 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 ρA wie beschrieben nicht berücksichtigt. Bleibt die Eintrittsdichte ρE jedoch konstant, ändert sich aber die Wärmezufuhr im Vorwärmer und damit die Austrittsdichte ρA, so findet am Austritt des Vorwärmers keine Korrektur statt und der Effekt der Änderung der Wärmezufuhr wird bei der Berechnung des Sollwertes Ṁs für den Speisewassermassenstrom vollständig berücksichtigt.
  • Ändert sich nun wie beispielsweise bei einem Lastwechsel gleichzeitig mit der Wärmezufuhr auch die Eintrittsdichte ρE, so werden sowohl Massenein- und -ausspeicherungseffekte durch den Dichtesprung am Eintritt als auch Speichereffekte aufgrund der veränderten Wärmezufuhr separat berücksichtigt. Für die Korrektur am Austritt des Vorwärmers werden nur Änderungen, die durch die veränderte Wärmezufuhr entstehen, berücksichtigt, 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 thermische Zeitkonstante des Vorwärmers reziprok zur Last des Dampferzeugers angepasst.
  • Vorteilhafterweise ist die Speisewasserdurchflussregelung abhängig vom Betriebszustand des Dampferzeugers zu- und abschaltbar.
  • Die mit der Erfindung erzielten Vorteile bestehen insbesondere darin, dass durch die Berechnung des Speisewassermassenstroms unter Berücksichtigung der mittleren Dichte des Speisewassers im Vorwärmer als Korrekturterm die synchrone Regelung des Speisewasserdurchflusses durch und des Wärmeeintrags in die Verdampferheizfläche auf besonders einfache und zuverlässige Weise in allen möglichen Betriebszuständen des Durchlaufdampferzeugers ein Überschwingen der spezifischen Enthalpie 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 Zeichnung näher erläutert. Darin zeigen:
    • FIG 1
    eine Speisewasserdurchflussregelung für einen Durchlaufdampferzeuger,
    FIG 2
    eine alternative Ausführung der Speisewasserdurchflussregelung,
    FIG 3a
    ein Diagramm mit dem zeitlichen Verlauf der spezifischen Enthalpie des Strömungsmediums am Austritt der Verdampferheizfläche des Durchlaufdampferzeugers im Falle einer abrupten Temperaturänderung des zuströmenden Speisewassers im Volllastbetrieb des Durchlaufdampferzeugers,
    FIG 3b
    ein Diagramm mit dem zeitlichen Verlauf der spezifischen Enthalpie im Falle einer abrupten Temperaturänderung des zuströmenden Mediums im Teillastbetrieb des Durchlaufdampferzeugers, und
    FIG 3c
    ein Diagramm mit dem zeitlichen Verlauf der spezifischen Enthalpie im Falle eines Lastwechsels.
  • Gleiche Teile sind in allen Figuren mit denselben Bezugszeichen versehen.
  • FIG 1 zeigt schematisch eine Vorrichtung 1 zur Bildung des Sollwertes Ms. für den Speisewassermassenstrom eines Durchlaufdampferzeugers. Der Durchlaufdampferzeuger weist einen auch als Economizer bezeichneten Vorwärmer 2 für Speisewasser auf, der sich in einem nicht näher dargestellten Gaszug befindet. Dem Vorwärmer 2 ist strömungsmediumsseitig eine Speisewasserpumpe 3 vor- und eine Verdampferheizfläche 4 nachgeschaltet. In der von der Speisewasserpumpe 3 zum Vorwärmer 2 geführten Speisewasserleitung ist eine Messvorrichtung 5 zur Messung des Speisewassermassenstroms Ṁ durch die Speisewasserleitung angeordnet.
  • Einem Antriebsmotor an der Speisewasserpumpe 3 ist ein Regler 6 zugeordnet, an dessen Eingang als Regelgröße die Regelabweichung ΔṀ des mit der Messvorrichtung 5 gemessenen Speisewassermassenstroms Ṁ liegt. Dem Regler 6 ist die Vorrichtung 1 zur Bildung des Sollwertes Ṁs für den Speisewassermassenstrom zugeordnet.
  • Diese Vorrichtung ist für eine besonders bedarfsgerechte Bestimmung des Sollwerts Ṁs ausgelegt. Dabei ist berücksichtigt, dass die Erfassung des Istwerts des Speisewassermassenstroms Ṁ 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 Ṁ ergeben. Um diese zu kompensieren, ist eine Korrektur dieses Messwerts unter Berücksichtigung der Dichte ρE des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers 2 vorgesehen. Die Vorrichtung 1 hat u. a. als Eingangsgrößen einerseits einen von einem Sollwertgeber 7 abgegebenen Sollwert L für die Leistung des Durchlaufdampferzeugers und andererseits den aus der Druck- und Temperaturmessung einer Messvorrichtung 9 bestimmten Istwert ρE 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 Brennstoffregler 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 L1 ab. Dieser erste Leistungswert L1 wird den Eingängen von Funktionsgebereinheiten 10 und 11 des Funktionsgebers der Speisewasserdurchflussregelung 1 zugeführt. Am Ausgang der Funktionsgebereinheit 10 erscheint ein Wert Ṁ (L1) für den Speisewassermassenstrom, und am Ausgang der Funktionsgebereinheit 11 erscheint ein Wert Δh (L1) für die Differenz aus der spezifischen Enthalpie hIA am Austritt der Verdampferheizfläche 4 und der spezifischen Enthalpie hIE am Eintritt dieser Verdampferheizfläche 4. Die Werte Ṁ und Δh als Funktionen von L1 sind aus Werten für Ṁ und Ah ermittelt, die im stationären Betrieb des Durchlaufdampferzeugers gemessen wurden, und in den Funktionsgebereinheiten 10 bzw. 11 hinterlegt.
  • Die Ausgangsgrößen Ṁ (L1) und Δh(L1) werden in einem Multiplikationsglied 14 des Funktionsgebers der Vorrichtung 1 miteinander multipliziert. Der gewonnene Produktwert Q̇(L1) entspricht dem Wärmestrom in die Verdampferheizfläche 4 beim Leistungswert L1 und wird, ggf. nach Korrektur durch einen in einem Differenzierglied 14a aus der Eintrittsenthalpie ermittelten, für Ein- oder Ausspeicherungseffekte im Verdampfer charakteristischen Leistungsfaktor, als Zähler in ein Dividierglied 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 spezifischen 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 Eingangswert der Funktionsgebereinheit 12 entsteht am Ausgang eines zweiten Verzögerungsgliedes 16, dessen Eingangsgröße der erste Leistungswert L1 am Ausgang des ersten Verzögerungsgliedes 13 ist. Dementsprechend ist der Eingangswert der dritten Funktionsgebereinheit 12 ein zweiter Leistungswert L2, der gegenüber dem ersten Leistungswert L1 verzögert ist. Die Werte hSA(L2) als Funktion von L2 sind aus Werten für hSA ermittelt, die im stationären betrieb des Durchlaufdampferzeugers gemessen wurden, und in der dritten Funktionsgebereinheit 12 hinterlegt.
  • Dem Ausgang des Dividiergliedes 15 kann der Sollwert Ṁs für den Speisewassermassenstrom für die in einem Summierglied 23 stattfindende Bildung der dem Regler 6 zugeführten Regelabweichung des mit der Vorrichtung 5 gemessenen Istwerts für den Speisewassermassenstrom in den Vorwärmer 2 entnommen werden.
  • Am Ausgang des zweiten Verzögerungsgliedes 16 liegt der Eingang eines Differenziergliedes 17, dessen Ausgang negativ auf ein Summierglied 18 geschaltet ist. Dieses Summierglied 18 korrigiert den Wert für den Wärmestrom Q̇ (L1) in die Verdampferheizfläche 4 um das Ausgangssignal des Differenziergliedes 17.
  • Die von der Messvorrichtung 9 gemessenen Istwerte von Temperatur und Druck des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers 2 werden in einem Rechenglied 20 in einen Istwert ρE der Speisewasserdichte am Eintritt des Vorwärmers 2 umgerechnet. Dieser wird auf den Eingang eines Differenziergliedes 22 gegeben und mit dem Volumen des Vorwärmers multipliziert. Der so berechnete Näherungswert ΔṀ für die Änderung des Speisewassermassenstroms aufgrund von Ein- und Ausspeicherungseffekten innerhalb des Vorwärmers 2 wird über ein in das Differenzierglied 22 integriertes Verzögerungsglied mit der Durchlaufzeit des Speisewassers durch den Vorwärmer 2 als Zeitkonstante einem Summierglied 24 zugeführt, das den Sollwert für den Massenstrom Ṁs aus dem Differenzierglied 15 um ΔṀ korrigiert und somit die Berücksichtigung von Massenein- und -ausspeicherungseffekten aufgrund einer Änderung der Temperatur und damit der Dichte des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Regelung des Speisewassermassenstromes ermöglicht.
  • FIG 2 zeigt eine alternative Ausführung der Speisewasserdurchflussregelung, die auch im Falle einer zeitlichen Änderung des Wärmeeintrags innerhalb des Vorwärmers 2 die zuverlässige Berücksichtigung von Massenein- und -ausspeicherungseffekten bei der Regelung des Speisewassermassenstromes ermöglicht.
  • Die Speisewasserdurchflussregelung nach FIG 1 ist dazu im Ausführungsbeispiel nach FIG 2 um die Berücksichtigung der Dichte ρA 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 Temperatur des Strömungsmediums vorgesehen. Das Rechenglied 26 ermittelt als Eingangssignal für ein nachgeschaltetes Summierglied 30 aus der Messung von Temperatur und Druck den Istwert für die Dichte ρA des Strömungsmediums am Austritt des Vorwärmers 2. Das Ausgangssignal des Summierglieds 30 wird einem Differenzierglied 36 zugeführt, das deren zeitliche Ableitung multipliziert mit dem Volumen des Vorwärmers 2 als Ausgangssignal liefert. Dieses Ausgangssignal, das die zeitliche Änderung des Speisewassermassenstromes ΔṀ A am Austritt des Vorwärmers 2 wiedergibt, wird auf ein Summierglied 36 gelegt, das als zweite Eingangsgröße die Änderung ΔṀ E des Speisewassermassenstromes am Eintritt des Vorwärmers 2 aufweist.
  • Das Summierglied 36 hat als Ausgangssignal die aus ΔṀ A und ΔṀ E berechnete mittlere Änderung des Speisewassermassenstroms ΔṀ aufgrund von Massenein- und -ausspeicherungseffekten im Vorwärmer 2. Das Ausgangssignal des Dividiergliedes 36 wird am Summierglied 24 dem Ausgangssignal des Dividiergliedes 15 zur Korrektur des Sollwertes des Speisewassermassenstroms aufgeschaltet.
  • Im Fall einer Betriebsstörung, die zu einer abrupten Temperaturänderung des dem Vorwärmer 2 zuströmenden Speisewassers, beispielsweise beim plötzlichen Ausfall einer vorgelagerten Vorwärmstrecke, führt, muss das Ausgangssignal des Rechengliedes 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 berücksichtigt, nämlich bei der Erfassung der Dichte des Speisewassers am Eintritt und am Austritt des Vorwärmers 2. Um dies zu korrigieren, wird das Ausgangssignal des Differenziergliedes 20 einem Totzeitglied 28 mit der Durchlaufzeit des Speisewassers durch den Vorwärmer 2 als Zeitkonstante aufgeschaltet. Das so erzeugte Signal wird über ein Verzögerungsglied 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 Korrekturmassenstroms berücksichtigt.
  • Die Speisewasserdurchflussregelung unter Verwendung der Vorrichtung 1 ermöglicht in jedem Betriebszustand des Dampferzeugers eine besonders einfache Bestimmung des Sollwertes Ṁs für den Speisewassermassenstrom durch die Verdampferheizfläche 4. Durch eine genaue Abstimmung dieses Speisewassermassenstroms auf den Wärmeeintrag in der Verdampferheizfläche können große Schwankungen der Austrittstemperatur des Frischdampfes und ein Überschwingen der spezifischen Enthalpie am Austritt der Verdampferheizfläche 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 Verdampferheizfläche 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 Dichteänderung des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Speisewasserdurchflussregelung nicht berücksichtigt wird, dass also als Sollwert Ṁs 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 ρE am Eintritt des Vorwärmers 2 und damit nur die Massenein- und -ausspeicherungseffekte aufgrund des Temperatursprunges am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Speisewasserdurchflussregelung berücksichtigt wird. Massenein- und -ausspeicherungseffekte aufgrund einer veränderten Beheizung im Vorwärmers 2 und damit eines veränderten Wärmeeintrags in das Speisewasser bleiben unberücksichtigt. Dieser Fall entspricht der Speisewasserdurchflussregelung aus FIG 1.
  • Der Kurvenzug III zeigt schließlich den zeitlichen 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. In diesem Fall hat das Summierglied 24 aus FIG 2 als zweite Eingangsgröße neben der Ausgangsgröße des Differenzierglieds 15 die aus ΔṀ A und ΔṀ E berechnete mittlere Änderung des Speisewassermassenstroms ΔṀ. Die Speisewasserdurchflussregelung berücksichtigt in diesem Fall also nicht nur die Dichte ρE am Eintritt des Vorwärmers 2, sondern zusätzlich die Dichte ρA an seinem Austritt. Durch die separate Erfassung beider Dichten ρE und ρA können 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 spezifischen Enthalpien in kJ/kg am Austritt der Verdampferheizfläche 4 in Abhängigkeit von der Zeit t für einen Durchlaufdampferzeuger im Teillastbetrieb (50 % der maximalen Leistung) 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 vorgeschalteten Vorwärmstrecke hervorgerufene Dichteänderung des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Speisewasserdurchflussregelung nicht berücksichtigt wird, dass also als Sollwert Ṁs für den Speisewassermassenstrom das unkorrigierte 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 Änderung der Dichte ρE am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Speisewasserdurchflussregelung berücksichtigt wird. Massenein-und -ausspeicherungseffekte aufgrund einer veränderten Beheizung 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 zeitlichen 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 spezifischen Enthalpien in kJ/kg am Austritt der Verdampferheizfläche 4 in Abhängigkeit von der Zeit t für einen Durchlaufdampferzeuger bei einem Lastwechsel von Volllast- auf Teillastbetrieb (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 Ṁs für den Speisewassermassenstrom 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 Änderung der Dichte ρE am Eintritt des Vorwärmers 2 bei der Speisewasserdurchflussregelung berücksichtigt wird. Massenein- und -ausspeicherungseffekte aufgrund einer veränderten Beheizung 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 zeitlichen 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 Vermeidung eines Überschwingens der spezifischen Enthalpie am Austritt der Verdampferheizfläche 4 besonders geeignet ist.

Claims (8)

  1. Verfahren zum Betrieb eines Durchlaufdampferzeugers mit einer Verdampferheizfläche (4), einem der Verdampferheizfläche (4) strömungsmediumsseitig vorgeschalteten Vorwärmer (2), einer Vorrichtung zum Einstellen des Speisewassermassenstroms Ṁ und einer dieser Vorrichtung zugeordneten Speisewasserdurchflussregelung (1), deren Regelgröße der Speisewassermassenstrom Ṁ ist und deren Sollwert Ṁs für den Speisewassermassenstrom Ṁ abhängig von einem der Dampferzeugerleistung zugeordneten Sollwert L geführt ist, dadurch gekennzeichnet, daß der Speisewasserdurchflussregelung (1) als eine der Eingangsgrößen der Istwert ρE der Speisewasserdichte am Eintritt des Vorwärmers (2) zugeführt wird.
  2. Verfahren nach Anspruch 1, bei dem der Speisewasserdurchflussregelung (1) als weitere Eingangsgröße der Istwert ρA der Speisewasserdichte am Austritt des Vorwärmers (2) zugeführt wird.
  3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, bei dem die Größe M ˙ + Δ ⁢ ρ ‾ ⋅ V
    Figure imgb0001
    als Sollwert Ṁs für den Speisewassermassenstrom verwendet wird, wobei
    Ṁ der Istwert des Speisewassermassenstroms am Eintritt des Vorwärmers (2), Δρ 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 ρ die Dichte ρE des Speisewassers am Eintritt des Vorwärmers (2) verwendet wird.
  5. Verfahren nach Anspruch 3 oder 4, bei dem die zeitliche Änderung der mittleren Dichte Δρ des Speisewassers im Vorwärmer (2) durch ein Funktionsglied mit Differenzierverhalten gebildet wird.
  6. Verfahren nach einem der Ansprüche 2 bis 5, bei dem das Eintrittsdichten-Signal einem Totzeitglied mit einer Zeitkonstanten der Durchlaufzeit des Vorwärmers (2) aufgeschaltet, entsprechend einer thermischen Zeitkonstanten des Vorwärmers (2) PT1-verzögert und das so erzeugte Signal dem Austrittsdichtesignal 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 7, wobei die Speisewasserdurchflussregelung (1) bedarfsweise zu- und abschaltbar ist.
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