EP2510198A2 - Verfahren und vorrichtung zum regeln einer dampferzeugung in einer dampfkraftanlage - Google Patents

Verfahren und vorrichtung zum regeln einer dampferzeugung in einer dampfkraftanlage

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EP2510198A2
EP2510198A2 EP10760329A EP10760329A EP2510198A2 EP 2510198 A2 EP2510198 A2 EP 2510198A2 EP 10760329 A EP10760329 A EP 10760329A EP 10760329 A EP10760329 A EP 10760329A EP 2510198 A2 EP2510198 A2 EP 2510198A2
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EP
European Patent Office
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state
evaporator
steam
observer
feedwater
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EP10760329A
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Christoph Backi
Michael Treuer
Jörg GADINGER
Klaus Wendelberger
Bernhard Meerbeck
Tobias Weissbach
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Siemens AG
Original Assignee
Siemens AG
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Publication date
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Application granted granted Critical
Publication of EP2510198B1 publication Critical patent/EP2510198B1/de
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F22—STEAM GENERATION
    • F22D—PREHEATING, OR ACCUMULATING PREHEATED, FEED-WATER FOR STEAM GENERATION; FEED-WATER SUPPLY FOR STEAM GENERATION; CONTROLLING WATER LEVEL FOR STEAM GENERATION; AUXILIARY DEVICES FOR PROMOTING WATER CIRCULATION WITHIN STEAM BOILERS
    • F22D5/00—Controlling water feed or water level; Automatic water feeding or water-level regulators
    • F22D5/26—Automatic feed-control systems
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01K—STEAM ENGINE PLANTS; STEAM ACCUMULATORS; ENGINE PLANTS NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; ENGINES USING SPECIAL WORKING FLUIDS OR CYCLES
    • F01K13/00—General layout or general methods of operation of complete plants
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01K—STEAM ENGINE PLANTS; STEAM ACCUMULATORS; ENGINE PLANTS NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; ENGINES USING SPECIAL WORKING FLUIDS OR CYCLES
    • F01K13/00—General layout or general methods of operation of complete plants
    • F01K13/02—Controlling, e.g. stopping or starting
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F22—STEAM GENERATION
    • F22B—METHODS OF STEAM GENERATION; STEAM BOILERS
    • F22B35/00—Control systems for steam boilers
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
    • Y10T—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER US CLASSIFICATION
    • Y10T137/00—Fluid handling
    • Y10T137/0318—Processes
    • Y10T137/0324—With control of flow by a condition or characteristic of a fluid
    • Y10T137/0374—For regulating boiler feed water level

Definitions

  • the invention relates to a method for regulating the production of steam from feed water in an evaporator of a steam power plant, wherein in a first control system a state controller calculates several medium states in the evaporator with the help of an observer and determines therefrom a Suitebergmas- senstrom as a control variable of the first control system ,
  • the efficiency of a steam power plant increases with the temperature of the steam generated in the power boiler and with the constancy of the quality of the steam provided downstream of the evaporator unit.
  • the steam generation in a steam power plant is usually from feed water, which is called in ei ⁇ nem high pressure preheater, also called economizer, preheated and then evaporated in an evaporator.
  • the feed water is in this case brought to a high pressure before the high pressure preheater by means of a feed ⁇ water pump and driven by the high pressure preheater and evaporator.
  • the control of the steam temperature after the evaporator is done by adjusting a mass flow of the feedwater as a control variable, which is introduced into the evaporator.
  • the rule ⁇ behavior of the steam temperature with this manipulated variable is very sluggish, so that an adjustment of the feedwater mass flow only after several minutes on the temperature to be controlled affects.
  • the temperature to be controlled is heavily influenced by numerous disturbances, such as load changes, soot bubbles in the boiler, change of fuel, etc. Precise temperature control is difficult to achieve for these reasons.
  • the state controller according to the invention is a linear-quadratic controller.
  • a linear quadratic regulator may contain a linear quadratic optimal ⁇ state feedback.
  • its parameters can be determined such that a quality criterion for the control quality can be optimized.
  • both an accurate and stable control can be achieved.
  • the invention is based on the consideration that in a state control several - sometimes not measurable - states for determining the manipulated variable, or the controller control signal, are returned.
  • states such as temperature, pressure, enthalpy, or other state variable can be used at multiple locations along the evaporator in the algorithm.
  • states are not measurable, a so-called observer circuit is needed, with the aid of which the required states, which can be characterized by state variables, can be estimated or calculated.
  • observer circuit is needed, with the aid of which the required states, which can be characterized by state variables, can be estimated or calculated.
  • estimate is used as synonyms in the following: The advantage of this concept is that it can respond very quickly and accurately to disturbances that act on the evaporator.
  • the steam turbine is a steam powered Anla ⁇ ge. It may be or include a steam turbine, a steam process plant, or any other facility powered by steam energy.
  • the evaporator may be understood below to mean any system in which water is evaporated, wherein a preheater, in particular a high-pressure preheater, may be enclosed.
  • the medium may be feedwater, steam or a mixture of feedwater and steam.
  • a medium state - also referred to below as a simplified state - can be an energy, a temperature, a pressure, an enthalpy or another state of the medium.
  • a closed-loop control can be understood to mean a control loop which regulates the controlled variable on the basis of an estimated state, for example in the form of a state space representation.
  • one or more supply items within the controlled system by an observer estimates ge ⁇ and the control system - or the regulator - again ⁇ out, so returned be.
  • the repatriation, which forms about ⁇ together with the controlled system the control loop can be done by the observer, who can thus ER- put a measuring device.
  • the observer computes or estimates the states of the system, in this case the medium in the evaporator, and may include a state differential equation, an output equation, and an observer vector.
  • the output of the observer can be compared with the output of the controlled system. The difference can affect the state-differential equation via the observer vector.
  • the observer works independently of the state controller.
  • the state controller uses a state of steam leaving the evaporator as a controlled variable, such as the steam temperature, or the enthalpy of the steam.
  • Actuating variable is advantageously used the feedwater mass flow.
  • a desired value for the feedwater mass flow to a controller of a second control system for controlling the feedwater mass flow is passed.
  • This can use the setpoint as a controlled variable.
  • a manipulated variable of the second control system can directly or indirectly the speed of a feedwater pump, the position of a valve, e.g. in the feed water line, or another parameter suitable for adjusting the feedwater mass flow.
  • an enthalpy of the medium is used to calculate the medium states as the state variable.
  • multiple states and in sequence whose multiple enthalpies are used.
  • the steam parameters, such as enthalpy and / or pressure and temperature should, depending on the load, be kept at desired values and controlled accordingly when load changes occur.
  • the advantages of an enthalpy state control ie the use of an enthalpy or a product of enthalpy and a further variable, such as a water mass flow, as state, are that state control systems achieve a higher control quality and the control becomes faster.
  • the process is expediently designed so that slightly superheated steam exits at the end of the evaporator, which is close to the saturated steam limit.
  • pressure eg in sliding pressure mode
  • the evaporation end point or the saturated steam point changes, which can lead to wet steam when considered in temperature.
  • the pressure does not need to be explicitly considered as well as the enthalpy combines both Tempe ⁇ temperature and pressure in one size.
  • deviations of the absolute enthalpies of enthalpy setpoint values are used as state variables.
  • the LQR method relates to linear control problems.
  • the mathematical controller problem can be linearized when using enthalpy states and thus made accessible for easier calculation, because there is a linear relationship between inlet and outlet enthalpy.
  • the conversion is conveniently carried out by means of appropriate water / steam-table relationships using e.g. the measured vapor pressure.
  • the feedwater flow acts in a non-linear manner on the control variable enthalpy at the evaporator inlet and outlet, so that the controller problem - despite the use of enthalpies - is non-linear.
  • linearization is expediently used in the calculation of the states.
  • ⁇ taken that move the states only a rich Abweichungsbe- about an operating point.
  • the Sys tem ⁇ can be assumed to be linear.
  • Measured values is updated.
  • the measured values are expediently current measured values which were recorded by measuring a currently present medium parameter, such as pressure, temperature and the like.
  • the operating point on which the state calculation is based can be adapted to a current medium state.
  • a further advantageous embodiment of the invention provides that the control system of the state controller has a matrix equation, for example in the form of a feedback matrix, for the calculation of which medium values measured during the steam generation are used.
  • the state feedback can take place via a matrix equation whose parameters are at least partially determined using current measured values.
  • the controller can constantly adapt to the actual operating conditions.
  • a load-dependent change in the dynamic evaporator behavior can be automatically taken into account.
  • an increase of the robustness of the control algorithm can be achieved. Due to the fact that the controller algorithm is very robust, only very few parameters have to be set during commissioning. Commissioning time and effort is therefore significantly reduced compared to all previously known methods.
  • the matrix equation is calculated by a control technology of the steam power plant.
  • the control system can be a control system that controls the steam power plant in its regular operation.
  • the matrix equation is converted into a set of scalar differential equations.
  • a relatively simple integration of the matrix equation can be achieved by integration backwards over time. Since no real-time information is available in the real world, backward integration-equivalent integration can be achieved by integrating the set of scalar differential equations of opposite sign, which stably leads to the same stationary solution.
  • the observer is a Kalman filter designed for linear-quadratic state feedback.
  • the interaction of the linear-quadratic controller with the Kalman filter is called LQG (Linear Quadratic Gaussian) controller or LQG algorithm called.
  • the observer calculates the heat introduced into the medium in the evaporator.
  • This can be defined as a disturbance and used in the control algorithm.
  • the disturbance variable can be defined as a state and, in particular, estimated or determined with the aid of the observer. Disturbances that act directly on the evaporator are expressed by the fact that the warm-up period in the evaporator changes.
  • the invention also relates to an apparatus for controlling the production of steam from feed water in an evaporator of a steam power plant, with a control system, the observer a loading and includes a state regulator, which is prepared to be several medium conditions in the evaporator with the help of egg ⁇ nes observer to to calculate and from this a feedwater mass flow as a control variable of the first control system.
  • the state controller is a linear-quadratic controller.
  • An accurate and stable control can be achieved.
  • the apparatus is adapted to perform one, several or all of the method steps proposed above.
  • FIG. 6 shows an overview of a controller construction.
  • FIG. 1 shows a schematic representation of a detail of a steam power plant with a steam power plant comprising a steam turbine 2, a boiler 4, an evaporator 6 and a superheater 8.
  • the boiler 4 gives off heat to the evaporator 6, flows into the feed water 10, which is pumped by a feedwater pump 12 to the evaporator 6 and receives the heat.
  • a valve 14 With the help of a valve 14, the Spei ⁇ sewasserstrom can be regulated.
  • the feedwater flow is controlled by means of the valve 14 and / or the feedwater pump 12, wherein a desired flow of the feedwater 10 upstream of the evaporator 6 is the controlled variable and a valve position and / or a pump power is the manipulated variable.
  • a temperature sensor 18 and a pressure sensor 19 measure the temperature T w and the pressure p w of the feedwater 10 and a sensor 20, the actual feed water flow mi in front of the evaporator. 6
  • a temperature sensor 22 and a pressure sensor 24 measure the steam temperature T D and the vapor pressure p D of the steam 16 after the evaporator 6.
  • the evaporator 6 may include a preheater, not shown.
  • evaporator is also understood to mean a system comprising an evaporator with a preheater
  • the evaporator 6 is a forced-circulation steam generator in which the passage of the water or steam flow from the feed pump
  • the feed water 10 can successively flow through a feedwater preheater and the evaporation part, in particular also the superheater 8, so that the heating of the feedwater 10 to the saturated steam temperature, evaporation and superheating takes place continuously in one pass
  • the evaporator 6 is part of a Benesson boiler.This can be driven in the supercritical range, the feedwater 10 from the feedwater pump
  • the feedwater mass flow can be regulated depending on the load.
  • a control cascade with a first or outer control system 26 and a second or inner control system 28 is shown schematically.
  • the outer control system 26 comprises a linear-quadratic regulator 30, in particular an LQG regulator.
  • the measured actual feed-water flow mi, the measured temperature T w of the feed water 10, the measured temperature T D and the measured temperature are measured as input variables
  • Pressure p D of the steam 16 and the setpoint temperature T 3 of the steam 16 is supplied to the evaporator 6.
  • the setpoint temperature T s of the steam 16 is the controlled variable of the controller 30.
  • the setpoint mass flow m s of the feedwater 10 is output as a manipulated variable from the controller 30.
  • This setpoint mass flow m E is supplied to a control loop 32 of the inner control system 28 as the setpoint for the controlled variable. ben.
  • the measured feedwater flow mi is the control variable of the control loop 32.
  • the control loop 32 has a position of the control valve 14 and / or a power of the feedwater pump 12 as a control variable.
  • the regulator 30 does not act on the process directly via an actuator, but transfers the desired value m s for feedwater mass flow to the subordinate control circuit 32, with which it thus forms a cascade of the outer control system 26 and the inner control system 28.
  • Pressure p w of the feedwater 10 before the evaporator 6 are required by the controller 30 as additional information to determine the specific enthalpy hi of the feedwater 10 upstream of the evaporator 6.
  • the enthalpy hi can be determined via the water-steam panel. From the vapor pressure p D and the steam temperature T D , the specific enthalpy h 2 of the steam 16 after the evaporator 6 is calculated.
  • FIG. 3 shows a model of the evaporation section in the evaporator 6, which is divided into three first-order delay elements 34, such that a third-order delaying behavior results in their series connection.
  • the three delay elements can each be PT elements that are realized by a negative-feedback integrator 36.
  • the time constants of these delay elements are load-dependent and increase with decreasing load and vice versa.
  • An input state is characterized by the input enthalpy hi of the evaporation path.
  • the two central states x 2, 3 are calculated and not measurable competent ⁇ en, which are estimated by the observer.
  • the actual mass flow mi of the feedwater 10 is aufmultipli approach to the enthalpy hi, so that the product results in a performance.
  • This is easily adjustable by means of the feedwater pump 12 and / or the valve 14 and can thus be used as a control variable. Since the enthalpy hi is substantially constant, the actual mass flow m ⁇ of the feedwater 10 alone can
  • Manipulated variable can be used.
  • mi is multiplied in each delay element 34 in each case to the given enthalpy, as represented by multipliers 38, so that a power is formed as a variable.
  • a power is formed as a variable.
  • 1/3 of an assumed firing rate Q F is added to these outputs, so that the entire firing rate Q F is introduced into the dynamic model of the entire evaporation length.
  • the state xi is the initial enthalpy h 2 . It can be seen that a state x is constant, its derivative is therefore zero, if the enthalpy difference over a delay element 34 multiplied by the feedwater flow ⁇ in addition to the third of the combustion output Q F is zero, enthalpy difference times feedwater flow mi and QF / 3 hold the balance. In this case, the system is in a retracted state and therefore in equilibrium with feedwater supply and heating.
  • this nonlinear system of equations must be converted into a linear system by means of linearization.
  • the states and the input are first expressed as a sum of stationary values and the deviations around these stationary values.
  • the stationary states result from the nonlinear system equations by setting the time derivatives of the states equal to zero. This is indicates that there is no change over time in the system and that these are in a stationary rest position.
  • the steady state is defined as the target state.
  • y (t) C (t) ⁇ x (t) + D (t) ⁇ u (t), where the input u (t) in many cases does not directly affect the output y (t) and thus D (t ) Is zero.
  • the matrices A and B change with the load or with the current desired value of the enthalpy h 2s downstream of the evaporator 6. This means that the dynamics are adapted to the current load case and the process is thus over the entire load. rich is tracked.
  • a condition control is a linear control in which the actual states ⁇ stands of a process 40 with the corresponding Sollzu- are compared and the resulting difference multiplied by a factor on the process will be activated.
  • the calculated actual states x (t) are compared with predetermined target states x so ii (t).
  • a vector or matrix in the following contains the three states xi, x 2, X 3 and Q F in the present case as a fourth size, and the corresponding desired values.
  • a feedback vector K (t) with the sizes Ki, K 2 , K 3 can be used.
  • u (t) is the manipulated variable and y (t) is the output variable of the process.
  • the current values of the actual states x (t) must be known and available.
  • the states X2, 3 and QF can not be measured.
  • the reason for this is that the exact measuring point of the two states within the evaporator can not be determined.
  • the first two delay elements of the model only represent the temporal dynamics of the process. However, this does not say anything about the local dynamics, which is why a measuring point for the temperature can not be determined.
  • wet steam is present, which additionally makes it difficult to determine their enthalpy. Therefore, another way must be found to determine the states.
  • This state determination, or state estimation, can be achieved by state feedback.
  • the control by state feedback is a pure proportional control. This means that the states are only negatively attributed multiplied by a factor. This type of feedback can lead to a system deviation, which means that specified setpoints are not reached. In order to ensure that these setpoints are achieved, the implementation of an integral part makes sense.
  • the implementation of an integral component on a circuit is achieved, in which the control ⁇ difference between the output and reference value in a ⁇ integrator is fed back and to the manipulated variable with houseschal- tet.
  • An immeasurable disturbance variable is the fluctuation in the firing heat output Q F , which has a great influence on the present process.
  • the fluctuation is caused by varying calorific values of the burned primary energy sources (coal, oil or gas).
  • FIG. 5 shows the structure of the disturbance variable observer.
  • the model of the evaporation path in the evaporator 6 analogous to FIG. 3, but with small changes.
  • H 2 indicates a specific enthalpy.
  • This estimated enthalpy H 2 is compared with the enthalpy h 2 measured via pressure and temperature, and the difference, that is, the observer error e, is compared to the observed enthalpy h 2 . th, so calculated process switched, but not directly, but as a product with an observer correction L, the so-called observer vector.
  • This is a four-dimensional vector, ie it contains four components, Li, L 2 , L 3 and L 4 , each of which is multiplied by the observer error - a scalar.
  • the reconstruction of the distance states is performed by the bill loading ⁇ a dynamic system model in parallel with the ECH-th process.
  • the deviation between measured variables from the process and the corresponding values which are determined with the system model is the observer error e.
  • the individual states of the distance model are each corrected by the Li-weighted observer error, which stabilizes it.
  • the corresponding correction component is switched with the observer error, with the aim of achieving the steady state, ie the equilibrium state.
  • the estimated Feue ⁇ security benefit Q - in contrast to the real firing Q F - is used here as a fourth component X 4 of the Computing device tors X, and accordingly, the Korrekturkompo ⁇ component L 4 is switched to the observer error e to the estimated combustion capacity Q ,
  • the observer correction L also called the feedback vector, is to be calculated so that the observer error is corrected, ie disappears.
  • the observer can be realized as a nonlinear observer, since the input variable mi is measurable.
  • the nonlinear system can thus be rewritten directly into a state space representation. This is known under the name of extended Luenberger observer or extended caiman filter (extended caiman filter - EKF). It is parallel to the process equitable net ⁇ a nonlinear model.
  • the feedback vector L (t) which stabilizes the observer error is obtained from a linear model. The Linearization takes place by inserting the respective measured feedwater mass flow ⁇ ⁇ .
  • Such an LQG controller is shown in FIG.
  • the measured enthalpy h.2 after the evaporator 6, the current feedwater mass flow mi, the enthalpy hi before the evaporator 6 and the desired enthalpy h2 s after the evaporator 6 are transferred to the LQG controller module as inputs, which are derived from the desired temperature of the steam 16 and calculate its pressure.
  • calculation matrices A, B, A otlS C 0bs / RRegier, QRegier, Robs and Q obs are transferred.
  • A, B, A 0bs , Co bs result from the linearized system representation, RRegier / QRegier / Robs and Q 0 bs contain weighting factors for setting the desired controller behavior (sensitivity, aggressiveness).
  • the output is the required feedwater mass flow m s , which is calculated from the difference of the disturbance variables on the circuit m Gs and the state control Am. It should be noted here that the disturbance variable on the circuit m Gs is calculated with the estimated combustion heat output Q. This disturbance variable circuit m Gs is used in other concepts over the coalmask. pilot operated, but here it is calculated directly via the estimated rated thermal input Q.
  • the state control Am is the result of the state control.
  • the LQG controller 30 comprises the observer 42 shown in FIG. 5, to which the measured input enthalpy hi, the measured output enthalpy h.sub.2 and the measured feedwater flow mi are supplied as input variables.
  • the eighth Obs ⁇ the return vector L (t) is supplied to compensate for the observer error e.
  • the return vector L (t) is calculated by means of a solver L KR of the Kalman-Riccati differential equation to which the calculation matrices A 0b s, C obs , R 0b s and Q 0 bs are transferred.
  • the LQG controller 30 comprises a module 44 for calculating the desired states X s , which are required for the state feedback.
  • the inputs to the construction ⁇ stone 44 are the tasks senthalpie hi and the target Ricoenthalpie .2 S.
  • the LQG controller 30 comprises a solver L RR for the controller Riccati differential equation which calculates the feedback vector K (t).
  • the calculation matrices A, B, ⁇ Regier and QRegier are transferred to this.
  • the use of the feedback vector K (t) is analogous to that of the feedback vector L (t). While that
  • L (t) compensate for the observer error e by Aufmultipli ⁇ cation and recirculation, is the return vector K (t) multiplied up a state error, and is used to supply Level control, that is to a fluctuation compensation or to compensate for the control error of the LQG controller 30: From the difference of the state vector X (t) with the components Xi, X 2 and Xs and the also three-dimensional state vector for the target states Xs (t) is the dynamic portion of the LQG controller 30 generates, with which the state control is performed:
  • K x ⁇ x, -X ls ) + K 2 (X 2 -X 2s ) + K 3 (X 3 -X is ) Am.
  • the dynamic component or state control Am is on
  • the disturbance variable on the circuit m Gs is a calculated target mass flow, also called the basic setpoint, which results from the quotient of the estimated firing output Q and the resulting enthalpy difference Ah over the evaporation section.
  • This desired mass flow or basic setpoint m Gs of dynamic control component is most negatively added up so that the target Suitebergmassentrom m s results, the manipulated variable of the first control system 26.
  • This Sollmassentrom m s is passed to the second control system 28 as a control variable, which this Setpoint mass m s sets using one or more suitable components, for example, the feedwater pump 12 and / or the valve 14th
  • K (t) R Kgler -B T (t) -S (t).
  • ⁇ - A (t) ⁇ P (t) + P (t) ⁇ A T (t) -P (t) ⁇ C T ( ⁇ R 0 l ⁇ C (t) ⁇ P (t) + Q 0bs . dt
  • the observer feedback matrix L (t) can be calculated using the solution matrix P (t):
  • P and S are the matrices according to which the matrix Riccati equations are solved, and here only represent intermediate quantities in order to determine L and K, respectively.

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Abstract

Die Erfindung geht aus von einem Verfahren zum Regeln der Erzeugung von Dampf (16) aus Speisewasser (10) in einem Verdampfer (6) einer Dampf kraftanlage, bei dem ein Zustandsregler (30) mehrere Mediumszustände im Verdampfer (6) mit Hilfe eines Beobachters (42) berechnet und daraus einen Speisewassermassenstrom (ms) als Stellgröße ermittelt. Um eine stabile und genaue Regelung der Dampftemperatur zu erreichen, wird vorgeschlagen, dass der Zustandsregler (30) ein linear-quadratischer Regler ist.

Description

Beschreibung
Verfahren und Vorrichtung zum Regeln einer Dampferzeugung in einer Dampfkraftanlage
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Regeln der Erzeugung von Dampf aus Speisewasser in einem Verdampfer einer Dampfkraftanlage, bei dem in einem ersten Regelsystem ein Zu- standsregler mehrere Mediumszustände im Verdampfer mit Hilfe eines Beobachters berechnet und daraus einen Speisewassermas- senstrom als Stellgröße des ersten Regelsystems ermittelt.
Der Wirkungsgrad einer Dampfkraftwerksanlage steigt mit der Temperatur des im Kraftwerkkessel erzeugten Dampfes und mit der Konstanz der Qualität des nach der Verdampfereinheit bereitgestellten Dampfs. Die Dampferzeugung in einer Dampfkraftanlage erfolgt in der Regel aus Speisewasser, das in ei¬ nem Hochdruckvorwärmer, auch Economizer genannt, vorgewärmt und dann in einem Verdampfer verdampft wird. Das Speisewasser wird hierbei vor dem Hochdruckvorwärmer mittels einer Speise¬ wasserpumpe auf einen hohen Druck gebracht und durch den Hochdruckvorwärmer und Verdampfer getrieben.
Die Regelung der Dampftemperatur nach dem Verdampfer erfolgt durch das Einstellen eines Massenstroms des Speisewassers als Stellgröße, das in den Verdampfer eingeführt wird. Das Regel¬ verhalten der Dampftemperatur mit dieser Stellgröße ist sehr träge, so dass sich ein Verstellen des Speisewassermassen- stroms erst nach mehreren Minuten auf die zu regelnde Temperatur auswirkt. Zusätzlich wird die zu regelnde Temperatur durch zahlreiche Störungen, wie z.B. Laständerungen, Rußblasen im Kessel, Wechsel des Brennstoffes, usw., stark beein- flusst. Eine genaue Temperaturregelung ist aus diesen Gründen schwer zu erreichen.
Es ist eine Aufgabe der Erfindung, ein Verfahren anzugeben, mit dem die Dampftemperatur sowohl genau als auch stabil geregelt werden kann. Diese Aufgabe wird dadurch gelöst, dass der Zustandsregler erfindungsgemäß ein linear-quadratischer Regler ist. Ein solcher Linear Quadratic Regulator (LQR) kann eine linear¬ quadratische optimale Zustandsrückführung enthalten. Hierbei können dessen Parameter derart bestimmt werden, dass ein Gütekriterium für die Regelqualität optimierbar ist. Hierdurch kann sowohl eine genaue als auch stabile Regelung erreicht werden . Die Erfindung geht hierbei von der Überlegung aus, dass bei einer Zustandsregelung mehrere - teilweise nicht messbare - Zustände zur Ermittlung der Stellgröße, bzw. des Reglerstellsignals, zurückgeführt werden. Für den vorliegenden Anwendungsfall bedeutet dies, dass Zustände, wie eine Temperatur, ein Druck, eine Enthalpie oder eine andere Zustandsgröße, an mehreren Stellen entlang des Verdampfers im Algorithmus verwendet werden können. Da diese Zustände jedoch nicht messbar sind, wird eine so genannte Beobachterschaltung benötigt, mit deren Hilfe die benötigten Zustände, die durch Zustandsgrößen charakterisiert werden können, geschätzt bzw. errechnet werden können. Die Begriffe „schätzen", „berechnen" und „ermitteln" werden im Folgenden als Synonyme verwendet. Der Vorteil dieses Konzepts besteht darin, dass sehr schnell und akkurat auf Störungen, die auf den Verdampfer wirken, reagiert werden kann.
Die Dampfkraftanlage ist eine mit Dampfkraft betriebene Anla¬ ge. Sie kann eine Dampfturbine, eine Dampfprozessanlage oder jede andere Anlage sein oder umfassen, die mit Energie aus Dampf betrieben wird. Als Verdampfer kann im Folgenden jedes System verstanden werden, in dem Wasser verdampft wird, wobei ein Vorwärmer, insbesondere ein Hochdruckvorwärmer, eingeschlossen sein kann. Das Medium kann Speisewasser, Dampf oder eine Mischung aus Speisewasser und Dampf sein. Ein Mediumszu- stand - im Folgenden auch vereinfacht Zustand genannt - kann eine Energie, eine Temperatur, ein Druck, eine Enthalpie oder ein anderer Zustand des Mediums sein. Als ein Zustandsregler kann im Folgenden ein Regelkreis verstanden werden, der die Regelgröße auf der Grundlage eines geschätzten Zustands, beispielsweise in Form einer Zustands- raumdarstellung, regelt. Dabei können ein oder mehrere Zu- stände innerhalb der Regelstrecke durch einen Beobachter ge¬ schätzt und der Regelstrecke - oder dem Regler - wieder zu¬ geführt, also zurückgeführt, werden. Die Rückführung, die zu¬ sammen mit der Regelstrecke den Regelkreis bildet, kann durch den Beobachter geschehen, der somit eine Messeinrichtung er- setzen kann. Der Beobachter berechnet bzw. schätzt die Zustände des Systems, in diesem Fall des Mediums im Verdampfer, und kann eine Zustands-Differentialgleichung, eine Ausgangsgleichung und einen Beobachtervektor umfassen. Der Ausgang des Beobachters kann mit dem Ausgang der Regelstrecke vergli- chen werden. Die Differenz kann über den Beobachtervektor auf die Zustands-Differentialgleichung wirken. Weiter ist es vorteilhaft, wenn der Beobachter unabhängig vom Zustandsregler arbeitet . Zweckmäßigerweise verwendet der Zustandsregler einen Zustand des den Verdampfer verlassenden Dampfs als Regelgröße, wie die Dampftemperatur, oder die Enthalpie des Dampfs. Als
Stellgröße wird vorteilhafterweise der Speisewassermassen- strom verwendet.
In einer vorteilhaften Ausführungsform der Erfindung wird ein Sollwert für den Speisewassermassenstrom an einen Regler eines zweiten Regelsystems zur Regelung des Speisewassermassenstroms weitergegeben. Dieser kann den Sollwert als Regelgröße verwenden. Als Stellgröße des zweiten Regelsystems kann direkt oder indirekt die Drehzahl einer Speisewasserpumpe, die Stellung eines Ventils, z.B. in der Speisewasserleitung, oder ein anderer für die Einstellung des Speisewassermassenstroms geeigneter Parameter verwendet werden.
Weiter ist es vorteilhaft, wenn zur Berechnung der Mediumszu- stände als Zustandsgröße eine Enthalpie des Mediums verwendet wird. Zweckmäßigerweise werden mehrere Zustände und in Folge dessen mehrere Enthalpien verwendet. Die Dampfparameter, wie Enthalpie und/oder Druck und Temperatur, sollen, je nach Lastfall, auf gewünschte Werte gehalten und bei Laständerungen entsprechend geregelt werden. Die Vorteile einer Enthal- pie-Zustandsregelung, also einer Verwendung einer Enthalpie oder eines Produkts aus Enthalpie und einer weiteren Größe, wie einen Wassermassenstrom, als Zustand, sind, dass Zu- standsregelungen eine höhere Regelgüte erreichen und die Regelung schneller wird. Auch verfahrenstechnisch ergeben sich Vorteile: Der Prozess wird zweckmäßigerweise so ausgelegt, dass am Verdampferende schwach überhitzter Dampf austritt, welcher nahe an der Sattdampfgrenze liegt. Mit sich änderndem Druck, z.B. im Gleitdruckbetrieb, ändert sich der Verdampfungsendpunkt bzw. der Sattdampfpunkt, was bei Temperaturbe- trachtung dazu führen kann, dass Nassdampf entsteht. Bei Verwendung der Enthalpie als Zustandsgröße muss der Druck nicht explizit mitbetrachtet werden, da die Enthalpie sowohl Tempe¬ ratur als auch Druck in einer Größe vereinigt. Vorteilhafterweise werden als Zustandsgrößen Abweichungen der absoluten Enthalpien von Enthalpie-Sollwerten verwendet.
Hierdurch kann im Gleichgewicht auf Null geregelt und das mathematische Problem vereinfacht werden. Das LQR-Verfahren bezieht sich auf lineare Regelungsprobleme. Durch eine Umrechnung von Temperaturmesswerten und Temperatursollwerten auf Enthalpien kann das mathematische Reglerproblem bei Verwendung von Enthalpie-Zuständen linearisiert und dadurch einer einfacheren Berechnung zugänglich gemacht werden, denn zwischen Eintritts- und Austrittsenthalpie besteht ein linearer Zusammenhang. Die Umrechnung erfolgt zweckmäßigerweise mit Hilfe entsprechender Wasser-/Dampf- Tafel-Beziehungen unter Verwendung z.B. des gemessenen Dampfdruckes .
Bei der Regelung der Verdampferstrecke mittels einer Zu- standsregelung besteht jedoch das Problem, dass der Zustands am Verdampfereintritt zwar durch eine Enthalpie beschrieben werden kann, die Enthalpie am Verdampfereintritt jedoch nicht eingestellt werden kann, da Druck und Temperatur des Speisewassers nur unwesentlich verändert werden können und als Stellgröße ungeeignet sind. Daher wird zweckmäßigerweise der Speisewassermassenstrom als Stellgröße verwendet und bei der Berechnung der Zustände auf diese aufmultipliziert.
Der Speisewasserstrom wirkt allerdings in nichtlinearer Weise auf die Regelgröße Enthalpie am Verdampferein- und -austritt, so dass das Reglerproblem - trotz Verwendung von Enthalpien - nichtlinear ist. Zur Lösung dieses Problems wird bei der Berechnung der Zustände zweckmäßigerweise eine Linearisierung verwendet. Im vorliegenden Fall wird vorteilhafterweise ange¬ nommen, dass sich die Zustände nur um einen Abweichungsbe- reich um einen Arbeitspunkt bewegen. In diesen Abweichungsbe¬ reichen, der zweckmäßigerweise vorbestimmt ist, kann das Sys¬ tem als linear angenommen werden.
Diese Linearisierung ist für einen Zustand nur für den Ar- beitspunkt und den um diesen liegenden Abweichungsbereich sinnvoll. Wandert der tatsächliche Zustand aus dem Abwei¬ chungsbereich hinaus, so wird die Linearisierung zu unvorteilhaften Ergebnissen führen. Es ist daher vorteilhaft, den Arbeitspunkt zu aktualisieren. Dies geschieht zweckmäßiger- weise dadurch, dass der Arbeitspunkt durch Einsetzen von
Messwerten aktualisiert wird. Die Messwerte sind zweckmäßigerweise aktuelle Messwerte, die durch Messung eines aktuell vorliegenden Mediumsparameters, wie Druck, Temperatur und dergleichen, erfasst wurden. Der der Zustandsberechnung zugrunde gelegte Arbeitspunkt kann an einen aktuellen Mediumszustand angepasst werden. Es kann ein nichtlineares Regel¬ system verwendet werden, das durch Einsetzen aktueller Messwerte linearisiert wird. Durch die Linearisierung wird ein sehr robustes Regelverhalten erzielt, d.h. die Regelqualität hängt nicht mehr vom aktuellen Betriebspunkt der Anlage ab.
Eine weitere vorteilhafte Ausführungsform der Erfindung sieht vor, dass das Regelsystem des Zustandsreglers eine Matrix- gleichung, beispielsweise in Form einer Rückführmatrix, beinhaltet, zu deren Berechnung während der Dampferzeugung gemessene Mediumswerte verwendet werden. So kann z.B. die Zu- standsrückführung über eine Matrixgleichung erfolgen, deren Parameter zumindest teilweise unter Verwendung aktueller Messwerte bestimmt werden. Durch die Verwendung aktueller Messwerte, z.B. in einer Online-Berechnung der Rückführmatrix, kann sich der Regler ständig an die tatsächlichen Betriebsbedingungen anpassen. Hierdurch kann einer lastabhängi- gen Änderung des dynamischen Verdampferverhaltens automatisch Rechnung getragen werden. Auch durch diesen Schritt kann eine Erhöhung der Robustheit des Regelalgorithmus erzielt werden. Aufgrund der Tatsache, dass der Regleralgorithmus sehr robust ist, müssen bei der Inbetriebsetzung nur sehr wenige Parame- ter eingestellt werden. Inbetriebsetzungszeit und -aufwand ist gegenüber allen bislang bekannten Verfahren daher erheblich reduziert.
Vorteilhafterweise wird die Matrixgleichung durch eine Leit- technik der Dampfkraftanlage berechnet. Die Leittechnik kann hierbei ein Steuersystem sein, das die Dampfkraftanlage in ihrem regulären Betrieb steuert. Um die mathematischen Bausteine der Leittechnik einfach zu halten, ist es vorteilhaft, wenn die Matrixgleichung in einen Satz skalarer Differential- gleichungen überführt wird. Eine relativ einfache Integration der Matrixgleichung kann durch eine Integration rückwärts über die Zeit erreicht werden. Da im Realfall keine Information aus der Zukunft zur Verfügung steht, kann eine der Rückwärtsintegration äquivalente Integration erreicht werden, wenn der Satz skalarer Differentialgleichungen mit umgekehrtem Vorzeichen integriert wird, was stabil zur selben stationären Lösung führt.
In einer vorteilhaften Ausführungsform der Erfindung ist der Beobachter ein Kaiman-Filter, der auf die linear-quadratische Zustandsrückführung ausgelegt ist. Das Zusammenspiel des linear-quadratischen Reglers mit dem Kaiman-Filter wird als LQG (Linear Quadratic Gaussian) -Regler bzw. LQG-Algorithmus bezeichnet .
Vorteilhafterweise berechnet der Beobachter die im Verdampfer in das Medium eingetragene Wärme. Diese kann als Störgröße definiert und im Regelalgorithmus verwendet werden. Hierbei können nicht nur die Enthalpien oder ein davon abgeleiteter Parameter entlang des Verdampfers sondern zusätzlich die Störgröße als Zustand definiert werden und insbesondere mit Hilfe des Beobachters geschätzt bzw. ermittelt werden. Störungen, die direkt auf den Verdampfer wirken, drücken sich dadurch aus, dass sich die Aufwärmspanne im Verdampfer verändert. Durch eine solche Beobachtung der Störgrößen ist eine sehr schnelle, akkurate aber gleichzeitig robuste Reaktion auf entsprechende Störungen möglich.
Die Erfindung betrifft außerdem eine Vorrichtung zum Regeln der Erzeugung von Dampf aus Speisewasser in einem Verdampfer einer Dampfkraftanlage, mit einem Regelsystem, der einen Be- obachter und einen Zustandsregler umfasst, der dazu vorbereitet ist, mehrere Mediumszustände im Verdampfer mit Hilfe ei¬ nes Beobachters zu berechnen und daraus einen Speisewasser- massenstrom als Stellgröße des ersten Regelsystems zu ermitteln .
Es wird vorgeschlagen, dass der Zustandsregler ein linearquadratischer Regler ist. Es kann eine genaue und stabile Regelung erreicht werden. Vorteilhafterweise ist die Vorrichtung dazu ausgelegt, einen, mehrere oder alle der oben vorgeschlagenen Verfahrensschritte aus zuführen .
Die Erfindung wird anhand von Ausführungsbeispielen näher er- läutert, die in den Zeichnungen dargestellt sind. Es zeigen:
FIG 1 einen Ausschnitt aus einem Dampfkraftwerk mit einem
Verdampfer,
FIG 2 ein Schema einer Regelkaskade,
FIG 3 ein Modell des Verdampfers,
FIG 4 ein lineares Streckenmodell als Grundlage für eine
Reglerentwurf,
FIG 5 eine Struktur eines Beobachters und
FIG 6 eine Übersicht über einen Regleraufbau.
FIG 1 zeigt eine schematische Darstellung eines Ausschnitts aus einem Dampfkraftwerk mit einer Dampfkraftanlage, die eine Dampfturbine 2, einen Kessel 4, einen Verdampfer 6 und einen Überhitzer 8 umfasst. Der Kessel 4 gibt Wärme an den Verdampfer 6 ab, in den Speisewasser 10 einströmt, das von einer Speisewasserpumpe 12 zum Verdampfer 6 gepumpt wird und das die Wärme aufnimmt. Mit Hilfe eines Ventils 14 kann der Spei¬ sewasserstrom reguliert werden.
Durch die Aufnahme von Wärme wird das Speisewasser 10 im Ver¬ dampfer 6 verdampft, und der entstandene Dampf 16 strömt zum Überhitzer 8 weiter, um dort zu Frischdampf überhitzt und anschließend der Dampfturbine 2 zugeführt zu werden. Zur Rege- lung der Temperatur des Dampfs 16 wird der Speisewasserstrom mit Hilfe des Ventils 14 und/oder der Speisewasserpumpe 12 geregelt, wobei ein Sollstrom des Speisewassers 10 vor dem Verdampfer 6 die Regelgröße und eine Ventilstellung und/oder eine Pumpenleistung die Stellgröße ist.
Ein Temperatursensor 18 und ein Drucksensor 19 messen die Temperatur Tw bzw. den Druck pw des Speisewassers 10 und ein Sensor 20 den Ist-Speisewasserstrom mi vor dem Verdampfer 6. Ein Temperatursensor 22 und ein Drucksensor 24 messen die Dampftemperatur TD bzw. den Dampfdruck pD des Dampfs 16 nach dem Verdampfer 6. Der Verdampfer 6 kann ein nicht dargestellter Vorwärmer Umfassen. Dies ist jedoch für die Erfindung unerheblich, und es wird im Folgenden unter dem Begriff „Verdampfer" auch ein System aus einem Verdampfer mit einem Vorwärmer verstanden. Der Verdampfer 6 ist ein Zwangsdurchlaufdampferzeuger, bei dem der Durchlauf des Wasser- bzw. Dampfstroms von der Speisepumpe 12 erzwungen wird. Das Speisewasser 10 kann hierbei nacheinander einen Speisewasservorwärmer und den Verdampfungsteil durchströmen, insbesondere auch den Überhitzer 8, so dass die Erwärmung des Speisewassers 10 bis zur Sattdampftemperatur, die Verdampfung und die Überhitzung kontinuierlich in einem Durchlauf erfolgen. Hierbei wird keine Trommel benötigt. Insbesondere ist der Verdampfer 6 Teil eines Ben- sonkessels. Dieser kann im überkritischen Bereich gefahren werden, wobei das Speisewasser 10 von der Speisewasserpumpe
12 auf einen Druck von über 230 bar gebracht werden kann. Der Speisewassermassenstrom kann lastabhängig geregelt werden.
In FIG 2 ist eine Regelkaskade mit einem ersten bzw. äußeren Regelsystem 26 und einem zweiten bzw. inneren Regelsystem 28 schematisch dargestellt. Das äußere Regelsystem 26 umfasst einen linear-quadratischen Regler 30, insbesondere einen LQG- Regler. Diesem werden als Eingangsgrößen der gemessene Ist- Speisewasserstrom mi , die gemessene Temperatur Tw des Speise- wassers 10, die gemessene Temperatur TD und der gemessene
Druck pD des Dampfs 16 sowie die Solltemperatur T3 des Dampfs 16 nach dem Verdampfer 6 zugeführt. Die Solltemperatur Ts des Dampfs 16 ist die Regelgröße des Reglers 30. Der Sollmassenstrom ms des Speisewassers 10 wird als Stellgröße vom Regler 30 ausgegeben.
Dieser Sollmassenstrom mE wird einem Regelkreis 32 des inneren Regelsystems 28 als Sollwert für die Regelgröße vorgege- ben. Der gemessene Speisewasserstrom mi ist die Regelgröße des Regelkreises 32. Der Regelkreis 32 hat eine Stellung des Regelventils 14 und/oder eine Leistung der Speisewasserpumpe 12 als Stellgröße.
Der Regler 30 wirkt nicht direkt über ein Stellorgan auf den Prozess ein, sondern übergibt den Sollwert ms für Speisewas- sermassenstrom an den unterlagerten Regelkreis 32, mit dem er somit eine Kaskade aus äußerem Regelsystem 26 und innerem Re- gelsystem 28 bildet. Die gemessene Temperatur Tw und der
Druck pw des Speisewassers 10 vor dem Verdampfer 6 werden vom Regler 30 als zusätzliche Information benötigt, um die spezifische Enthalpie hi des Speisewassers 10 vor dem Verdampfer 6 zu ermitteln. Die Enthalpie hi lässt sich über die Wasser- Dampf-Tafel bestimmen. Aus dem Dampfdruck pD und der Dampf- temperatur TD wird die spezifische Enthalpie h2 des Dampfs 16 nach dem Verdampfer 6 berechnet.
FIG 3 zeigt ein Modell der Verdampfungsstrecke im Verdampfer 6, die in drei Verzögerungsglieder 34 erster Ordnung eingeteilt ist, so dass sich in deren Reihenschaltung ein verzögerndes Verhalten dritter Ordnung ergibt. Die drei Verzögerungsglieder können jeweils PT -Glieder sein, die durch einen negativ rückkoppelnden Integrator 36 realisiert sind. Die Zeitkonstanten dieser Verzögerungsglieder sind lastabhängig und werden mit sinkender Last größer und umgekehrt. Nach jedem Verzögerungsglied 34 ist ein Zustand xi angegeben, mit i = 1, 2, 3, wobei der Zustand Xi die Ausgangsenthalpie h.2 angibt. Ein Eingangszustand ist durch die Eingangsenthalpie hi der Verdampfungsstrecke charakterisiert. Die beiden mittleren Zustände x2, 3 sind rechnerische und nicht messbare Zustän¬ de, die durch den Beobachter geschätzt werden. Alle Zustände xi sind zeitabhängige Größen. In die Verdampfungsstrecke strömt Speisewasser 10 mit der Enthalpie hi ein. Im Prinzip könnte diese Enthalpie hi als Stellgröße des ersten bzw. äußeren Regelsystems 26 verwendet werden, da mit Enthalpien anstelle von Temperaturen die An- nähme eines linearen Verhaltens der Verdampfungsstrecke gerechtfertigt ist. Allerdings lässt sich die Enthalpie hi kaum einstellen, da der Druck pw und die Temperatur Tw des Speisewassers kaum in genügendem Maße und schnell genug einstellbar sind, um als Stellgröße dienen zu können.
Zur Lösung dieses Problems wird der Ist-Massenstrom mi des Speisewassers 10 auf die Enthalpie hi aufmultipliziert, so dass sich aus dem Produkt eine Leistung ergibt. Diese ist einfach mittels der Speisewasserpumpe 12 und/oder dem Ventil 14 einstellbar und kann somit als Stellgröße verwendet werden. Da die Enthalpie hi im Wesentlichen konstant ist, kann der Ist-Massenstrom m± des Speisewassers 10 alleine als
Stellgröße verwendet werden.
Entsprechend wird im dynamischen Modell, das in FIG 3 dargestellt ist, in jedes Verzögerungsglied 34 jeweils mi auf die vorliegende Enthalpie aufmultipliziert, wie durch Multiplikatoren 38 dargestellt ist, so dass als Größe eine Leistung ge- bildet wird. Auf diese Leistungen wird in jeder der drei Verzögerungsstufen 34 jeweils 1/3 einer angenommenen Feuerungsleistung QF aufaddiert, so dass die gesamte Feuerungsleistung QF in das dynamische Modell der gesamten Verdampfungsstrecke eingebracht wird.
Diese Leistungssumme wird mit einem Zeitglied G multipli¬ ziert, die eine verzögernde Zeitkonstante im Nenner enthält, z.B. die verzögernde Zeitkonstante t eines PTi-Gliedes bei Volllast. Außerdem enthält G = (mt)-1 einen Speisewassermas- senstrom m im Nenner, z.B. denjenigen bei Volllast, so dass nach dem Zeitglied G eine spezifische Enthalpie pro Zeit vorliegt. Diese wird in jedem Verzögerungsglied 34 durch jeweils die Integratoren 36 aufintegriert, so dass als Ergebnis eine Enthalpie vorliegt. Diese wird von der Eingangsenthalpie des jeweiligen Verzögerungsglieds 34 abgezogen. Es ergibt sich als Gleichungen für die Zustände xi nach den drei Verzöge¬ rungsgliedern 34: + ml(x2
3 mty 3
Der Zustand xi ist die Ausgangsenthalpie h2. Es ist zu erkennen, dass ein Zustand x konstant ist, seine Ableitung also Null ist, wenn die Enthalpiedifferenz über ein Verzögerungsglied 34 multipliziert mit dem Speisewasserstrom ± in Addition mit dem Drittel der Feuerungsleistung QF Null ist, sich Enthalpiedifferenz mal Speisewasserstrom mi und QF/3 die Waage halten. In diesem Fall ist das System in einem einge- schwungenen Zustand und somit im Gleichgewicht von Speisewasserzufuhr und Erhitzung.
Diese drei Gleichungen sind nicht linear, da die Zustände xi mit dem Speisewasserstrom mi multipliziert werden. Dies ist korrekt, da der unbeständige Eintrag der Feuerungswärme nichtlinear abgebildet werden soll. Diese Nichtlinearität der Feuerungswärme wird im Zustandsmodell , genauer: im Beobachter, der in FIG 5 näher beschrieben ist, durch die Multiplikation von Zuständen xi mit dem Speisewasserstrom m± nachge- bildet. Hierdurch steht die Veränderung des Speisewasser¬ stroms mi der unbeständigen Feuerungsleistung QF als Gegenspieler zu dessen Ausgleich gegenüber. Folgerichtig wird der Speisewasserstrom mi als Stellgröße des ersten Regelsystems 26 verwendet.
Um einen LQ-Regler oder einen LQG-Regler verwenden zu können, muss dieses nichtlineare Gleichungssystem mittels einer Linearisierung in ein lineares System überführt werden. Dazu werden die Zustände und der Eingang zunächst als Summe von stationären Werten und den Abweichungen um diese stationären Werte ausgedrückt. Die stationären Zustände ergeben sich aus den nichtlinearen Systemgleichungen, indem die zeitlichen Ableitungen der Zustände gleich Null gesetzt werden. Dies be- deutet, dass keine zeitliche Änderung der Zustände im System mehr stattfindet und diese sich in einer stationären Ruhelage befinden. Zusätzlich wird der stationäre Zustand als Sollzustand definiert.
Entsprechend gilt für den stationären Zustand:
h2 = x +—,
ms
wobei ms der gewünschte Speisewassermassenstrom ist, mit dem der stationäre Zustand erreicht wird, bei dem der Speisewasserstrom also gerade so groß ist, dass er die Wärmezufuhr QF bei konstanter Ausgangsenthalpie h2 nach dem Verdampfer aufnimmt. Durch Umformung erhält man den Stellwert ms des ersten Regelsystems :
QF
h2 -
Dann wird weiter zur Linearisierung angenommen, dass sich die Zustände und der Eingang nur um einen Abweichungsbereich um einen Arbeitspunkt bewegen. Somit kann das System in diesem Arbeitspunkt als linear angenommen werden. Als Arbeitspunkte werden Sollzustände gewählt, u stellt den Eingang des Systems dar :
Xi = Xi,Soll + AXi
u = m_ + Au.
Unter der Annahme, dass die Produkte der Abweichungen, also Au-ÄXi sehr klein sind und vernachlässigt werden können, er gibt sich folgende linearisierte Zustandsgieichung:
y = xls + Ax Somit bleibt ein Ausgangsoffset xis, der direkt auf zum Aus¬ gang aufaddiert wird.
Es ist zu beachten, dass die Differentialgleichungen nur für kleine Abweichungen um den Arbeitspunkt gelten. Der Arbeitspunkt wird hier durch die lastabhängige Sollenthalpie nach Verdampfer h2S =Xis definiert. Die Arbeitspunkte sind daher anhand aktueller Messungen nachzuführen. Dies geschieht durch Variablen in Matrizen A und B, die sich aus den Grundglei- chungen des linearisierten Modells ergeben: x(t) = A(t)■ x(t) + B(t)■ u(t)
y(t) = C(t)■ x(t) + D(t)■ u(t), wobei der Eingang u(t) in vielen Fällen nicht direkt auf den Ausgang y(t) wirkt und somit D(t) Null ist. Auf diese Weise ändern sich die Matrizen A und B mit der Last bzw. mit dem aktuellen Sollwert der Enthalpie h2s nach dem Verdampfer 6. Das bedeutet, dass die Dynamiken dem aktuellen Lastfall ange- passt werden und der Prozess somit über den gesamten Lastbe- reich nachgeführt wird.
FIG 4 zeigt eine Prinzipskizze einer Zustandsregelung . Eine Zustandsregelung ist eine lineare Regelung, bei der Ist¬ zustände eines Prozesses 40 mit den entsprechenden Sollzu- ständen vergleichen werden und die resultierende Differenz mit einem Faktor multipliziert auf den Prozess aufgeschaltet wird. Konkret auf die Verdampfungsstrecke angewendet, werden die berechneten Istzustände x ( t) mit vorgegebenen Sollzuständen xsoii ( t) verglichen. Mit der fetten Schreibweise ist hier und im Folgenden ein Vektor oder eine Matrix angezeigt, der im vorliegenden Fall die drei Zustände xi, x2, X3 und QF als vierte Größe enthält bzw. die entsprechenden Sollgrößen. Als Faktor kann ein Rückführvektor K ( t) mit den Größen Ki, K2, K3 verwendet werden. u(t) ist die Stellgröße und y(t) die Aus- gangsgröße des Prozesses. Um dieses Regelungsprinzip der Zustandsrückführung implementieren zu können, müssen die aktuellen Werte der Istzustände x ( t) bekannt sein und zur Verfügung stehen. Nun können aber in realen Prozessen nicht immer alle Zustände gemessen wer- den. Im vorliegenden System lassen sich zum Beispiel die Zustände X2, 3 und QF nicht messen. Der Grund hierfür liegt darin, dass der genaue Messpunkt der beiden Zustände inner¬ halb des Verdampfers nicht ermittelt werden kann. Die ersten beiden Verzögerungsglieder des Modells bilden lediglich die zeitliche Dynamik des Prozesses ab. Dies sagt aber nichts über die örtliche Dynamik aus, weshalb ein Messpunkt für die Temperatur nicht bestimmt werden kann. Ferner liegt bei den Zuständen X2 und X3 Nassdampf vor, was eine Bestimmung von deren Enthalpie zusätzlich erschwert. Deshalb muss eine ande- re Möglichkeit gefunden werden, um die Zustände zu bestimmen.
Diese Zustandsbestimmung, oder Zustandsschätzung, kann durch eine Zustandsrückführung erreicht werden. Die Regelung per Zustandsrückführung ist eine reine Proportionalregelung. Das bedeutet, dass die Zustände nur durch einen Faktor multipliziert negativ zurückgeführt werden. Diese Art der Rückführung kann zu einer Regelabweichung führen, was bedeutet, dass vorgegebene Sollwerte nicht erreicht werden. Um dafür zu sorgen, dass diese Sollwerte erreicht werden, ist die Implementierung eines Integralanteils sinnvoll. In einer einfachen Ausführung einer Zustandsrückführung wird die Implementierung eines Integralanteils über eine Schaltung gelöst, bei der die Regel¬ differenz zwischen Ausgangs- und Führungswert über einen In¬ tegrator rückgekoppelt und auf die Stellgröße mit aufgeschal- tet wird.
Im vorliegenden Fall wird jedoch eine andere Möglichkeit gewählt, nämlich die Implementierung eines Beobachters oder Störgrößenbeobachters, der ein Zustandsschätzer ist. Dieser beinhaltet einen Integralanteil um die Zustände zu bestimmen wodurch die bleibende Regelabweichung verschwindet. Des Weiteren hat er den Vorteil, dass mit ihm eine auf den Prozess einwirkende Störgröße abschätzbar ist. Dies lässt ein schnei- leres Regeln des Prozesses zu, da die Dimension der Störgröße direkt in einem geschätzten Zustand sichtbar wird. Ohne Störgrößenbeobachter kann die Störgröße und deren Einfluss auf den Prozess lediglich indirekt über die Änderungen der ein- zelnen Zustände gesehen werden.
Im vorliegenden System gibt es zwei Störgrößen, für welche eine Abschätzung mittels Störgrößenbeobachter in Frage kommt. Zum einen ist dies die Schwankung der Feuerungswärmeleistung QF, die dem Verdampfer 6 zugeführt wird, und zum anderen die Schwankung der Enthalpie hi vor Verdampfer 6. Die Schwankung von hi ist jedoch über die Wasser-Dampf-Tafel aus der Messung von Druck und Temperatur bestimmbar und muss somit nicht zwingend abgeschätzt werden.
Eine nicht messbare Störgröße ist die Schwankung in der Feuerungswärmeleistung QF, welche großen Einfluss auf den vorliegenden Prozess nimmt. Die Schwankung wird hervorgerufen durch variierende Heizwerte der verfeuerten Primärenergieträger (Kohle, Öl oder Gas) . Somit bietet es sich an die Feuerungswärmeleistung QF als neuen geschätzten Zustand Q = X4 zu definieren. Die Dynamik wird zu dX /dt = 0 gewählt. Mit diesen Informationen lässt sich eine erweiterte Zustandsraumform für den Beobachter herleiten.
Im Folgenden wird der Beobachter beschrieben, auch als Störbeobachter oder Störgrößenbeobachter bezeichnet, da er die Störung beobachtet. FIG 5 zeigt die Struktur des Störgrößenbeobachters. Zu erkennen ist das Modell der Verdampfungsstre- cke im Verdampfer 6 analog zu FIG 3, jedoch mit kleinen Veränderungen. So stehen die Zustände Xi, X2 und X3 für die geschätzten Zustände, wobei auch der Zustand Xi = H2 die ge¬ schätzte Enthalpie H2 am Ausgang des Verdampfers 6 angibt und nicht die reale und messbare Enthalpie h2. Trotz des großen Buchstabens ist mit H2 eine spezifische Enthalpie angegeben. Diese geschätzte Enthalpie H2 wird mit der - via Druck und Temperatur - gemessenen Enthalpie h2 verglichen, und die Differenz, also der Beobachterfehler e, wird auf den beobachte- ten, also berechneten Prozess aufgeschaltet , jedoch nicht unmittelbar, sondern als Produkt mit einer Beobachterkorrektur L , dem so genannten Beobachtervektor. Dieser ist ein vierdi- mensionaler Vektor, enthält also vier Komponenten, Li, L2, L3 und L4, die jeweils mit dem Beobachterfehler - einem Skalar - multipliziert werden.
Die Rekonstruktion der Streckenzustände erfolgt durch die Be¬ rechnung eines dynamischen Streckenmodells parallel zum ech- ten Prozess. Die Abweichung zwischen Messgrößen aus dem Prozess und den entsprechenden Werten, die mit dem Streckenmodell ermitteltet werden, ist der Beobachterfehler e. Die einzelnen Zustände des Streckenmodells werden jeweils durch den mit Li gewichteten Beobachterfehler korrigiert, wodurch die- ser stabilisiert wird.
In jedem der drei Verzögerungsglieder 34 wird die entsprechende Korrekturkomponente mit dem Beobachterfehler aufgeschaltet, mit dem Ziel, den eingeschwungenen Zustand, also den Gleichgewichtszustand zu erreichen. Die geschätzte Feue¬ rungsleistung Q - im Gegensatz zur realen Feuerungsleistung QF - wird hierbei als vierte Komponente X4 des Zustandsvek- tors X verwendet, und entsprechend wird die Korrekturkompo¬ nente L4 mit dem Beobachterfehler e auf die geschätzte Feue- rungsleistung Q aufgeschaltet .
Die Beobachterkorrektur L , auch Rückführvektor genannt, ist hierbei so zu berechnen, dass der Beobachterfehler korrigiert wird, also verschwindet. Der Beobachter lässt sich als nicht- linearer Beobachter realisieren, da die Eingangsgröße mi messbar ist. Das nichtlineare System lässt sich somit direkt in eine Zustandsraumdarstellung umschreiben. Dies ist unter der Bezeichnung erweiterter Luenberger-Beobachter bzw. erweiterter Kaiman-Filter (extended Kaiman filter - EKF) geläufig. Es wird ein nichtlineares Modell parallel zum Prozess gerech¬ net. Der Rückführvektor L(t), der den Beobachterfehler stabilisiert, wird jedoch aus einem linearen Modell gewonnen. Die Linearisierung erfolgt durch Einsetzen des jeweils gemessenen Speisewassermassenstroms ιτι± .
Die Regelung im ersten Regelungssystem 26 umfasst einen line- ar-quadratischen Regler, insbesondere einen LQG-Regler 30. Ein LQG-Regler ist eine gemeinsame Implementierung eines Li- near-Quadratic (LQ) Reglers und eines Kaiman-Filters. Ein LQ- Regler kann ein so genannter optimaler Regler sein, dem ein quadratisches Gütekriterium zu Grunde liegt. Mit diesem Güte- kriterium und einem Algorithmus wird ein Rückführvektor K(t) der Zustandsregelung berechnet. Ein Kaiman-Filter ist ein spezieller Beobachter bzw. Zustandsschätzer , bei dem zusätzlich auch Messungenauigkeiten am Ausgang (Messrauschen) und Modellungenauigkeiten (Prozessrauschen) mitberücksichtigt bzw. mitmodelliert werden können. Mittels eines Algorithmus lässt sich der weitere Rückführvektor L(t) für den Beobachter bestimmen .
Ein solcher LQG-Regler ist in FIG 6 dargestellt. Dem LQG- Regler-Baustein werden als Eingänge die gemessene Enthalpie h.2 nach dem Verdampfer 6, der aktuellen Speisewassermassenstrom mi, die Enthalpie h i vor dem Verdampfer 6 und die Sollenthalpie h2 s nach dem Verdampfer 6 übergeben, die sich aus der Solltemperatur des Dampfs 16 und dessen Druck errechnen lässt. Außerdem werden Berechnungsmatrizen A, B, AotlS C0bs/ RRegier , QRegier , Robs und Qobs übergeben.
A, B, A0bs, Cobs ergeben sich aus der linearisierten Systemdarstellung, RRegier / QRegier / Robs und Q0bs enthalten Gewichtungsfak- toren zum einstellen des gewünschten Reglerverhaltens (Empfindlichkeit, Aggressivität) .
Der Ausgang ist der geforderte Speisewassermassenstrom ms, der sich aus der Differenz der StörgrößenaufSchaltung mGs und der Zustandsreglung Am berechnet. Hierbei ist zu beachten, dass die StörgrößenaufSchaltung mGs mit der geschätzten Feuerungswärmeleistung Q berechnet wird. Diese Störgrößenauf- Schaltung mGs wird in anderen Konzepten über den Kohlenmas- senstrom vorgesteuert, hier wird er jedoch direkt über die geschätzte Feuerungswärmeleistung Q berechnet. Die Zustands- reglung Am hingegen ist das Ergebnis der Zustandsregelung . Der LQG-Regler 30 umfasst den in FIG 5 dargestellten Beobachter 42, dem als Eingangsgrößen die gemessene Eingangsenthalpie hi, die gemessene Ausgangsenthalpie h.2 und der gemessene Speisewasserstrom mi zugeführt werden. Weiter wird dem Beob¬ achter der Rückführvektor L(t) zum Ausgleich des Beobachter- fehlers e zugeführt. Der Rückführvektor L(t) wird mittels eines Lösers L KR der Kalman-Riccati-Differentialgleichung berechnet, dem die Berechnungsmatrizen A0bs , Cobs, R0bs und Q0bs übergeben werden. Als weiteren Baustein umfasst der LQG-Regler 30 einen Baustein 44 zum Berechnen der Sollzustände Xs , die für die Zu- standsrückführung benötigt werden. Die Eingänge in den Bau¬ stein 44 sind die Eingangsenthalpie hi und die Soll- Ausgangsenthalpie .2 S . Der LQG-Regler 30 verwendet zur Zu- Standsrückführung jedoch nicht die Zustände X(t) direkt, sondern die Abweichung der Zustände von ihrem Arbeitspunkt, also von den Sollzuständen Xs(t) . Als weiter zu verwendende Zu- standsgrößen stehen somit Abweichungen der absoluten Enthalpien von Enthalpie-Sollwerten zur Verfügung. Die Abweichung jedes Zustands Xi von seinem Arbeitspunkt Xis wird im Arbeits¬ punkt zu Null. Ist die gewichtete Summe X(t)- Xs(t) = 0, so erfolgt kein Reglereingriff. Daher werden die Zustände X(t) direkt mit den Sollzuständen Xs(t) verglichen und die Diffe¬ renz wird weiter verwendet.
Weiter umfasst der LQG-Regler 30 einen Löser L RR für die Regler-Riccati-Differentialgleichung, der den Rückführvektor K(t) berechnet. Diesem werden die Berechnungsmatrizen A, B, ^Regier und QRegier übergeben. Der Einsatz des Rückführvektors K(t) ist analog dem des Rückführvektors L(t) . Während das
Ziel von L(t) ist, den Beobachterfehler e durch Aufmultipli¬ kation und Rückführung auszugleichen, wird der Rückführvektor K(t) einem Zustandsfehler aufmultipliziert und dient zur Zu- Standsregelung, also zu einer Schwankungsausregelung bzw. zum Ausgleich des Regelfehlers des LQG-Reglers 30: Aus der Differenz des Zustandsvektors X(t) mit den Komponenten Xi , X2 und Xs und dem ebenfalls dreidimensionalen Zustandsvektor für die Sollzustände Xs(t) wird der dynamische Anteil des LQG-Reglers 30 erzeugt, mit der die Zustandsregelung ausgeführt wird:
Kx{x, - Xls ) + K2 (X2 - X2s ) + K3 (X3 - Xis ) = Am. Der dynamische Anteil bzw. die Zustandsreglung Am ist ein
Anteil des Speisewassermassenstroms , der mit der berechneten StörgrößenaufSchaltung mGs verglichen wird, der also die StörgrößenaufSchaltung ergänzt. Die StörgrößenaufSchaltung mGs ist ein berechneter Sollmassenstrom, auch Grundsollwert genannt, der sich aus dem Quotient aus der geschätzten Feuerungsleistung Q und der sich daraus ergebenden Enthalpiedifferenz Ah über die Verdampfungsstrecke ergibt.
Diesem Sollmassenstrom bzw. Grundsollwert mGs wird der dyna- mische Regelanteil Am negativ aufaddiert, so dass sich der Soll-Speisewassermassentrom ms ergibt, die Stellgröße des ersten Regelsystems 26. Dieser Sollmassentrom ms wird dem zweiten Regelsystem 28 als Regelgröße übergeben, das diesen Sollmassentrom ms mit Hilfe einer oder mehrerer geeigneter Komponenten einstellt, z.B. der Speisewasserpumpe 12 und/oder dem Ventil 14.
Die Berechnung der beiden Rückführvektoren, nämlich der Beobachterkorrektur L(t) und dem Vektor K(t) zur Regelkorrektur ist dem mit thermodynamischen Zustandsberechnungen vertrauten Fachmann bekannt. Hierzu sind das Filterproblem mit dem Löser L KR der Kalman-Riccati-Differentialgleichung und das Reglerproblem mit dem Löser L RR für die Regler-Riccati- Differentialgleichung zu lösen. Die Lösung des LQ-Regler- Problems erfolgt über die Matrix-Riccati-DGL :
^- = AT (t) . S{t) + S(t)■ A(t) - S(t)■ B(t)■ R^gler ■ BT (t)■ S(t) + QRegler . Mit der Lösungsmatrix S(t) lässt sich auch die Reglerrück- führmatrix K(t) berechnen:
K(t) = RKgler-BT(t)-S(t).
Selbes gilt für die Lösung des Kalman-Filter-Problems, welches ebenfalls über eine Matrix-Riccati-DGL gelöst wird:
^ - = A(t)■P(t) +P(t) · AT(t)—P(t)■ CT( ·R0l■ C(t)■P(t)+ Q0bs. dt
Hier lässt sich der Beobachterrückführmatrix L(t) mit Hilfe der Lösungsmatrix P(t) berechnen:
P bzw S sind die Matrizen, nach denen die Matrix-Riccati- Gleichungen gelöst werden und stellen hier nur Zwischengrößen dar, um L bzw K zu bestimmen.

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zum Regeln der Erzeugung von Dampf (16) aus Speisewasser (10) in einem Verdampfer (6) einer Dampfkraftan- läge, bei dem ein Zustandsregler (30) mehrere Mediumszustände im Verdampfer (6) mit Hilfe eines Beobachters (42) berechnet und daraus einen Speisewassermassenstrom (ms) als Stellgröße ermittelt,
dadurch gekennzeichnet, dass der Zustandsregler (30) ein li- near-quadratischer Regler ist.
2. Verfahren nach Anspruch 1,
dadurch gekennzeichnet, dass ein Sollwert für den Speisewassermassenstrom (ms) an einen weiteren Regler (32) zur Rege- lung des Speisewassermassenstroms (mi) weitergegeben wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2,
dadurch gekennzeichnet, dass zur Berechnung eines Mediumszustands (X±) als Zustandsgröße eine Enthalpie des Mediums ver- wendet wird.
4. Verfahren nach Anspruch 3,
dadurch gekennzeichnet, dass als Zustandsgrößen Abweichungen der absoluten Enthalpien von Enthalpie-Sollwerten verwendet werden.
5. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass ein nichtlineares Regelsystem verwendet wird, das in einem vorgegebenen Abweichungsbereich um einen Arbeitspunkt linearisiert wird.
6. Verfahren nach Anspruch 5,
dadurch gekennzeichnet, dass der Arbeitspunkt durch Einsetzen von Messwerten aktualisiert wird.
7. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass das Regelsystem des Zustandsreg- lers eine Matrixgleichung beinhaltet, zu deren Berechnung während der Dampferzeugung gemessene Mediumswerte verwendet werden .
8. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der Beobachter (42) ein Kaiman- Filter ist, der auf eine linear-quadratische Zustandsrückfüh rung ausgelegt ist.
9. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der Beobachter (42) die im Verdampfer (6) in das Medium eingetragene Wärme (QF) berechnet.
10. Vorrichtung zum Regeln der Erzeugung von Dampf (16) aus Speisewasser (10) in einem Verdampfer (6) einer Dampfkraftan läge, mit einem Regelsystem, das einen Beobachter (42) und einen Zustandsregler (30) umfasst, der dazu vorbereitet ist, mehrere Mediumszustände (Xi) im Verdampfer (6) mit Hilfe des Beobachters (42) zu berechnen und daraus einen Speisewasser- massenstrom (ms) als Stellgröße des Regelsystems zu ermit¬ teln,
dadurch gekennzeichnet, dass der Zustandsregler (30) ein linear-quadratischer Regler ist.
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