EP2715231A2 - Verfahren zum betreiben eines umlauf-abhitzedampferzeugers - Google Patents

Verfahren zum betreiben eines umlauf-abhitzedampferzeugers

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EP2715231A2
EP2715231A2 EP12725677.4A EP12725677A EP2715231A2 EP 2715231 A2 EP2715231 A2 EP 2715231A2 EP 12725677 A EP12725677 A EP 12725677A EP 2715231 A2 EP2715231 A2 EP 2715231A2
Authority
EP
European Patent Office
Prior art keywords
evaporator
flue gas
pressure stage
steam generator
inlet
Prior art date
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Withdrawn
Application number
EP12725677.4A
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Jan BRÜCKNER
Martin Effert
Frank Thomas
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Siemens AG
Original Assignee
Siemens AG
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Filing date
Publication date
Application filed by Siemens AG filed Critical Siemens AG
Publication of EP2715231A2 publication Critical patent/EP2715231A2/de
Withdrawn legal-status Critical Current

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    • 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
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    • Y02P80/15—On-site combined power, heat or cool generation or distribution, e.g. combined heat and power [CHP] supply

Definitions

  • the invention relates to a method for operating a circulation heat recovery steam generator, wherein in a pressure stage of the circulation heat recovery steam generator for controlling the water level in a drum of the feedwater mass flow is guided by a predetermined setpoint.
  • a heat recovery steam generator is a heat exchanger that recovers heat from a hot gas stream.
  • Heat recovery steam generators are often used in gas and steam turbine (CCGT) plants, which are mainly used for power generation.
  • CCGT gas and steam turbine
  • a modern CCGT usually includes one to four gas turbines and at least one steam turbine, either each turbine each drives a generator (multi-shaft ⁇ system) or a gas turbine with the steam turbine on a common shaft drives a single generator (single-shaft system).
  • the hot exhaust gases of the gas turbine are used in the heat recovery steam generator for generating water vapor.
  • the steam is then fed to the steam turbine ⁇ leads.
  • Analogous to the various pressure stages of a steam turbine and the heat recovery steam generator includes a plurality of
  • the feedwater flow today is provided predominantly with a so-called three-component control.
  • the setpoint for the feedwater mass flow is selected.
  • the overall objective of this food ⁇ water control is compliance with the desired water level in the drum.
  • the current drum level serves as a correction control amount that causes depending from ⁇ deviation to the desired value, a direction change in the proper feed water mass flow. Due to the large water tank in the drum (buffer volume) which permits a slow response of the correction regulator also critical transients such are manageable In ⁇ play rapid load changes in boundaries in the context of a low-jitter and permissible water level in the drum.
  • the invention is based on the consideration that an increase in the operational flexibility of a circulation waste heat ⁇ steam generator can be achieved with an efficiency-related particularly small drum diameter by a suitable control of the level of the drum.
  • an even more flexibility is possible Swan ⁇ fluctuations of the drum water level can be effectively compensated by an appropriate dining ⁇ water control, minimizing the faster.
  • the water level in the drum is essentially dependent on how much flow medium is actually evaporated in the evaporator and is therefore nachzuspeisen via the economizer.
  • the vapor or water content of the flow medium at the evaporator outlet depends on the heat input into the evaporator.
  • the heat input into the evaporator is suitable as a predictive correction variable for controlling the water level in the drum.
  • the heat output introduced into the evaporator should be used as an input variable.
  • the temperature of the flue gas at the inlet of the steamer Ver ⁇ pressure stage is used as an input variable. From the ⁇ ser the specific enthalpy can be determined if the flue gas composition is known by a simp ⁇ chen linear relationship. The temperature can be measured directly by appropriate measuring devices at the evaporator inlet.
  • the flue gas temperature at the inlet of the steam generator is used in determining the temperature of the flue gas at the inlet of the evaporator of the pressure stage.
  • Such an assessment tion of the flue gas temperature at the evaporator inlet can be dispensed with expensive smoke gas-side measuring devices. This is made possible by the special property of circulating steam generators that the flow medium is continuously subject to saturation conditions and thus does not overheat at the evaporator outlet . This reduces the number of dependent parameters because z. B. a possible overheating of the flow ⁇ medium at the evaporator outlet does not have to be considered.
  • Characterized a parameter characteristic field can be determined in the course of a thermodynamic design reviews in advance, whose use on the basis of the flue gas temperature at the steam generator inlet in conjunction with a suitable Lastsig ⁇ nal (advantageously the flue gas mass flow rate), a characteristic value for the flue gas temperature can be determined at the evaporator inlet. This allows a ver ⁇ tively Seaunan Strukture determining the temperature of the flue gas at the evaporator inlet without additional Messein ⁇ direction.
  • the specific enthalpy of the smoke ⁇ gas at the inlet of the evaporator of the pressure stage zeitverzö ⁇ siege is used.
  • the re geltechnisch can be achieved with a time delay element higher order (PTn)
  • the time delay with the smoke gas side temperature changes are also noticeable for the flow medium in the evaporator can be replicated.
  • the flue gas paste is here dependent on the saturation temperature of the flow medium in the evaporator estimated and also as a function of the present gas composition in a corresponding flue gas enthalpy re ⁇ calculated. It is assumed that the flue gas temperature at the evaporator outlet is minimally greater than the saturation temperature of the fluid in the evaporator, and this temperature difference also reduces with decreasing load.
  • the heat output emitted by the flue gas to the evaporator heating surface can be precisely determined with the method described hitherto.
  • the on ⁇ ⁇ +1 rmspanne (enthalpy) of the flow medium in comparison should be used steam addition for the He ⁇ averaging of the feed-water mass flow, ie, advantageously in the determination of the desired value, the enthalpy difference of the flow medium between inlet and outlet of the evaporator the Pressure level used as input.
  • These are ermit ⁇ telt from the enthalpy of the saturated steam (based on the overall measured drum pressure) or the flow medium side gemes ⁇ Senen enthalpy at evaporator inlet.
  • the latter can be determined by a functional conversion of the measured quantities pressure and temperature. Is the enthalpy be true ⁇ in this manner for the evaporator inlet, then a slight hypothermia as ⁇ chhold present übli at the evaporator inlet in circulation systems are properly considered in the heat balance. Is entering a separate measurement of the temperature and the pressure at the evaporator is not provided or is not possible, the enthalpy of the saturated water can be used (also based on the measured drum pressure) iliafa ⁇ accordingly.
  • the required feedwater mass flow which is to be used as the basis for the fill level control, is known for each operating state, at least for stationary load operation.
  • the measures described so far make it possible to use the deviation of the actual drum water level from the predetermined setpoint value as a correction control variable of the flow generated with the predictive feedwater mass flow determination.
  • an intervention of this correction controller for reasons of control stability despite the improvements already described should still be carried out very slowly and with low controller gain.
  • Particularly strong temporary deviations from the predetermined setpoint which result from physical mechanisms as a result of highly unsteady operation of the waste heat boiler, may still not be avoided for this correction loop.
  • Opti ⁇ optimization measures of feed water setpoint determination should be taken which are described below.
  • the temporally delayed saturation temperature of the flow medium in the pressure stage is advantageously used as an input variable in the determination of the desired value.
  • this physical effect can be represented by control technology. the. It is approximately assumed that when the system pressure is modified, the change over time in terms of both the temperature of the flow medium and of the pipe wall are identical.
  • the input of the differentiating element is the ⁇ used according to calculated from the measured drum pressure saturation temperature of the flow medium.
  • the time-delayed density of the Strö ⁇ tion medium in the compression stage is used as an input variable in the determination of the desired value.
  • thermodynamic state values such. B. pressure and temperature.
  • changes in the specific volume or the density of the flow medium are inevitably linked in each heating surface of the heat recovery steam generator.
  • the speci ⁇ fish volume of the flow medium in a heating surface from (ie, the density increases), this can temporarily absorb more mass moderately fluid.
  • the heating surface can absorb less fluid at sin ⁇ kender density.
  • a suitable conversion means can be used to determine a representative sealant.
  • a change in this sealant is thus an indicator of fluid-side injection and withdrawal effects that can be quantitatively detected by a further differentiating element of the first order (DT1).
  • DT1 a further differentiating element of the first order
  • the correction signal determined in this way is to be superimposed additively to the calculated from the heat balance feedwater mass flow. In this way, fluctuations in the drum water level can be further reduced.
  • Limiting the density measurement to the economizer is based on the recognition that fluctuations in the average density in the evaporator itself (eg, via changes in inlet supercooling) have no appreciable effect on drum water level. Fluctuations in the mean density namely, in circulation systems, they equalize by different circulation numbers in the evaporator system, so that the drum water level remains unaffected. Therefore, a geson ⁇ -made considering density changes in the evaporator for an optimized level control is not necessary.
  • a recycle heat recovery steam generator operated by the above-described method is used in a gas and steam turbine power plant.
  • FIG. 1 shows a schematic representation of a pressure stage of a circulation heat recovery steam generator with a Re ⁇ gel circuit according to the present method.
  • FIG. 1 From the circulating heat recovery steam generator 1, only a single pressure stage is shown in the schematic representation of the FIG. The procedure described below can be used in any pressure stage. Furthermore, the FIG only shows the flow-medium-side interconnection of the individual Schuflä ⁇ chen, the flue gas side wiring is not illustrated ⁇ is.
  • Flow medium M typically flows from a condensate preheater not shown in detail in the flow path 2 of the Um- Run-off heat recovery steam generator 1.
  • the mass flow of the flow ⁇ medium M is controlled by a feedwater control valve 4.
  • the feedwater pump of the circuit is not closer Darge ⁇ provides.
  • the flow medium M enters the economizer 6, which is arranged on the flue gas side in the coldest region.
  • the illustration in the FIG can also stand for a plurality of heating surfaces in the economizer 6 as well as in the other heating surfaces to be described, which are arranged serially or in parallel.
  • the flow medium M flows into the drum 8. From here flows liquid Strö ⁇ mung medium M through downcomers 10 into the evaporator 12 where it is partially vaporized by heat transfer from the flue gas. After the flow through the evaporator 12, the flow ⁇ medium M is again guided into the drum 8, where the non ver ⁇ steamed, liquid part remains and again the evaporator 12 is supplied, while the evaporated part is discharged from the drum 8 upwards , The vaporized portion of the flow ⁇ medium M is replaced by the supplied via the economizer 6 flow medium M, so that a constant liquid level in the drum 8 is adjusted in the ideal case.
  • the FIG shows a natural circulation waste heat boiler, which manages without additional ⁇ circulating circulation pump in the circulation of the evaporator 12.
  • the method described below can also be used in a forced circulation waste heat boiler.
  • the vaporized flow medium M from the drum 8 enters the superheater 14, 16, which in each case an injection device 18, 20 is connected downstream of the temperature control.
  • the flow medium M is brought overheated and the ge ⁇ wished exit temperature and is then released in ei ⁇ ner not shown in detail steam turbine. From there it is fed to a condenser and fed again to the flow path 2 via the condensate preheater.
  • the level in the drum 8 may fluctuate.
  • small drum wall thicknesses are preferred because of a particularly ho ⁇ hen system flexibility, but on the other hand particularly high steam parameters are desirable because of a high efficiency, the drum should be construed 8 with the smallest possible inner diameter. However, this requires a minimization of the level ⁇ fluctuations in the drum 8, which is ensured by the scheme shown below.
  • a level measuring device 22 measures the level in the drum 8 and outputs the determined current level as a signal to a subtractor 24.
  • the current level in the drum 8 is subtracted from the value set at a Gresssoll- value transmitter 26, so that at the exit ⁇ gang of the subtractor 24, the deviation of the level from the setpoint is applied.
  • the output of the subtractor 24 is connected to a regulator member 28, which may be configured as a P or PI controller, ie outputs a value (in the latter case proportional to the deviation) when the level of the fill level is sufficiently large.
  • the pressure in the drum 8 is measured by a pressure measuring device 34 and provided for regulation.
  • the saturated ⁇ steam temperature is determined in a calculating member 36 from the pressure.
  • an adder 38 the determined in a calculating member 40 ⁇ temperature difference added at the so-called pinch point which is exactly the difference in temperature between saturated medium flow and flue gas temperature at the gas-side evaporator outlet DAR represents, so that here the flue gas temperature at the outlet of the evaporator 12 results. Since the temperature difference at the pinch point is load-dependent, the computing element 40 receives the flue gas mass flow from an encoder element 42 as an input signal. This can be measured or provided by the block-level.
  • the computing element 44 From the voltage applied to the output of the adder 38 temperature of the flue gas mass flow at the gas side evaporator outlet calculated at known flue gas composition, the computing element 44, the specific flue gas enthalpy at the gas side evaporator outlet.
  • the specific Rauchgasenthalpie the gas ⁇ side evaporator inlet is determined in the calculating member 46 from the time-delayed in delay element 48 pTn-gemesse- NEN or estimated exhaust gas temperature at the gas-side evaporator inlet 50th
  • the estimation is possible, especially in circulation steam generator, wherein the flue gas temperature is determined from the flue gas temperature at the inlet of the waste heat circulation steam generator 1 at the evaporator inlet by way of parame ⁇ terkennfeldes at a given load.
  • the parameters ⁇ map is determined in advance based on measurements, but can be found in an alternative embodiment also by appropriate calculations.
  • the determined at the inlet and outlet of the evaporator 12 spe ⁇ -specific enthalpies from the arithmetic elements 46 and 44 are subtracted from each other in the subtractor 52nd
  • the difference is given to a multiplier 54, where it is multiplied by the flue gas mass flow from the donor member 42.
  • the multiplier 54 the output from the flue gas to the evaporator 12 heat output.
  • the ratio so obtained in the dividing member 68 is a Indi ⁇ er for future level changes in the drum 8 and is supplied to the adder 32nd
  • correction values are switched via the adder 30 to the level deviation signal from the control element 28 and placed in a sensor element 98, where it is provided a setpoint for the feedwater mass flow. This is applied to a subtractor 100 in which the current measuring device in a mass flow medium side 102 measured before the feedwater control valve 4 mass flow of the flow medium ⁇ M is peeled off.
  • the error signal is supplied to a PI control member 104, the flow rate of the feedwater control valve 4 kor ⁇ rigiert at a corresponding deviate ⁇ monitoring.
  • the illustrated control or the illustrated control ⁇ method it is possible by minimizing level fluctuations in the drum 8 in circulation heat recovery steam generator 1 with small drum 8 and thus high mögli ⁇ Chen steam parameters and efficiencies to a high operational flexibility guarantee.

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Abstract

Ein Verfahren zum Betreiben eines Umlauf-Abhitzedampferzeugers (1), bei dem in einer Druckstufe des Umlauf-Abhitzedampferzeugers (1) zur Regelung des Wasserstandes in einer Trommel (8) der Speisewassermassenstrom anhand eines vorgegebenen Sollwerts geführt wird, soll einen besonders hohen Wirkungsgrad bei gleichzeitig besonders hoher betrieblicher Flexibilität eines Umlauf-Abhitzedampferzeugers ermöglichen. Dazu wird bei der Ermittlung des Sollwerts die in einen Verdampfer (12) der Druckstufe eingebrachte Wärmeleistung als Eingangsgröße verwendet.

Description

Beschreibung
Verfahren zum Betreiben eines Umlauf-Abhitzedampferzeugers
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Betreiben eines Umlauf-Abhitzedampferzeugers, bei dem in einer Druckstufe des Umlauf-Abhitzedampferzeugers zur Regelung des Wasserstandes in einer Trommel der Speisewassermassenstrom anhand eines vorgegebenen Sollwerts geführt wird.
Ein Abhitzedampferzeuger ist ein Wärmetauscher, der Wärme aus einem heißen Gasstrom zurückgewinnt. Abhitzedampferzeuger kommen häufig in Gas- und Dampfturbinenanlagen (GuD-Anlagen) zum Einsatz, die überwiegend der Stromerzeugung dienen. Dabei umfasst eine moderne GuD-Anlage üblicherweise ein bis vier Gasturbinen und mindestens eine Dampfturbine, wobei entweder jede Turbine jeweils einen Generator antreibt (Mehrwellen¬ anlage) oder eine Gasturbine mit der Dampfturbine auf einer gemeinsamen Welle einen einzigen Generator antreibt (Einwellenanlage) . Die heißen Abgase der Gasturbine werden dabei in dem Abhitzedampferzeuger zur Erzeugung von Wasserdampf verwendet. Der Dampf wird anschließend der Dampfturbine zuge¬ führt. Üblicherweise entfallen ca. zwei Drittel der elektri¬ schen Leistung auf die Gasturbine und ein Drittel auf den Dampfprozess .
Analog zu den verschiedenen Druckstufen einer Dampfturbine umfasst auch der Abhitzedampferzeuger eine Mehrzahl von
Druckstufen mit unterschiedlichen thermischen Zuständen des jeweils enthaltenen Wasser-Dampf-Gemisches . In jeder dieser Druckstufen durchläuft das Strömungsmedium auf seinem Strömungsweg zunächst Economizer, die Restwärme zur Vorwärmung des Strömungsmediums nutzen, und anschließend verschiedene Stufen von Verdampfer- und Überhitzerheizflächen. Im Verdampfer wird das Strömungsmedium verdampft und der erhaltene Dampf im Überhitzer weiter erhitzt. In heutigen GuD-Anlagen werden in der überwiegenden Anzahl Umlauf-Abhitzedampferzeuger in allen Druckstufen eingesetzt, bei denen der Abhitzedampferzeuger eine zentrale Trommel aufweist, die mit allen drei wasserseitigen Abschnitten des Dampferzeugers, dem Verdampfer, dem Economizer und den Überhitzer in Verbindung steht. Die flüssige Phase verbleibt stets in der Trommel und wird kontinuierlich dem Verdampfer über Fallrohre zugeführt. Dampfblasen steigen zur Wasseroberfläche auf und werden oben aus der Trommel abgezogen. Der produzierte Dampf wird durch Nachspeisen von Speisewasser vom Economizer aufgefüllt. So wird das Wasserniveau in der Trom¬ mel annähernd konstant gehalten.
In Umlaufverdampfern mit üblicher Trommelgröße wird der Spei- sewasserdurchfluss heute überwiegend mit einer so genannten Drei-Komponenten-Regelung bereitgestellt. In Abhängigkeit des Frischdampfmassenstromes wird der Sollwert für den Speisewas- sermassenstrom gewählt. Das übergeordnete Ziel dieser Speise¬ wasserregelung ist die Einhaltung des gewünschten Wasserstands in der Trommel. Aus diesem Grund dient der aktuelle Trommelwasserstand als Korrekturregelgröße, der je nach Ab¬ weichung zum gewünschten Wert eine richtungsgemäße Änderung des Speisewassermassenstroms bewirkt. Aufgrund des großen Wasserspeichers in der Trommel (Puffervolumen) , der ein langsames Verhalten des Korrekturreglers gestattet, sind aus Sicht eines schwankungsarmen und zulässigen Wasserstands in der Trommel auch kritische transiente Vorgänge wie zum Bei¬ spiel schnelle Laständerungen in Grenzen beherrschbar. Von modernen Kraftwerken werden aber einerseits hohe Wirkungsgrade gefordert, was mit einer Erhöhung der Dampfpara¬ meter schon durch höhere Gasturbinenaustrittstemperaturen einhergeht, und andererseits eine möglichst flexible Be¬ triebsweise. Wegen der hohen Drücke und Temperaturen weisen Trommeln bei großen Kesseln sehr große Wandstärken auf. Diese führen wiederum bei schnellem Aufwärmen oder Abkühlen zu Thermospannungen, die bis an die Belastungsgrenze des Werk¬ stoffes gehen können. Dickwandige Trommeln beschränken daher die maximal zulässigen An- und Abfahrgradienten des Dampferzeugers. Um die Wandstärken auf ein akzeptables Maß zu be¬ schränken, ist der Trommeldurchmesser zu verringern.
Reduziert sich daher aufgrund höherer Anforderungen hinsichtlich der Dampfparameter sowie der Anlagenflexibilität der Trommeldurchmesser, steigen die Anforderungen an das Speise- wasserregelungskonzept und somit auch an die Füllstandsrege¬ lung von Dampftrommeln in Umlaufverdampfern . Eine träge Drei- Komponenten-Regelung, die bei großen Puffervolumen noch vernünftige Resultate liefert, ist hier unter Umständen nicht mehr sinnvoll anwendbar.
Es ist daher Aufgabe der Erfindung, ein Verfahren der oben genannten Art anzugeben, welches einen besonders hohen Wirkungsgrad bei gleichzeitig besonders hoher betrieblicher Fle¬ xibilität eines Umlauf-Abhitzedampferzeugers ermöglicht.
Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß gelöst, indem bei der Er¬ mittlung des Sollwerts, anhand dessen der Speisewassermassen- strom geführt wird, die in einem Verdampfer der Druckstufe eingebrachte Wärmeleistung als Eingangsgröße verwendet wird.
Die Erfindung geht dabei von der Überlegung aus, dass eine Erhöhung der betrieblichen Flexibilität eines Umlauf-Abhitze¬ dampferzeugers mit wirkungsgradbedingt besonders geringem Trommeldurchmesser durch eine geeignete Regelung des Füllstands der Trommel erreicht werden kann. Insbesondere ist eine umso höhere Flexibilität möglich, je schneller Schwan¬ kungen des Trommelwasserstands durch eine geeignete Speise¬ wasserregelung effektiv ausgeglichen und somit minimiert werden können.
Um dies zu erreichen, sollte die Speisewassermenge hinsicht¬ lich des Trommelwasserstands nicht erst dann angepasst wer¬ den, wenn bereits eine Änderung des Trommelwasserstands fest¬ gestellt wurde, sondern in der Art einer prädiktiven Regelung bereits im Vorfeld an zu erwartende Änderungen des Wasser- Standes angepasst werden. Dabei ist der Wasserstand in der Trommel im Wesentlichen davon abhängig, wie viel Strömungsmedium im Verdampfer tatsächlich verdampft wird und demzufolge über den Economizer nachzuspeisen ist. Der Dampf- bzw. Wasseranteil des Strömungsmediums am Verdampferaustritt hängt dabei vom Wärmeeintrag in den Verdampfer ab. Somit eignet sich der Wärmeeintrag in den Verdampfer als prädiktive Korrekturgröße zur Regelung des Wasserstands in der Trommel. Bei der Ermittlung des Sollwerts für den Speisewassermassenstrom sollte daher die in den Verdampfer eingebrachte Wärmeleistung als Eingangsgröße verwendet werden.
Vorteilhafterweise werden bei der Bestimmung der in den Verdampfer der Druckstufe eingebrachten Wärmeleistung der Rauch- gasmassenstrom und die Differenz der spezifischen Enthalpie des Rauchgases am Ein- und Austritt des Verdampfers der
Druckstufe verwendet. Die Ermittlung der in den Verdampfer eingebrachten Wärmeleistung erfolgt also über eine rauchgas- seitige Wärmebilanzierung des Verdampfers. Werte für den Rauchgasmassenstrom können hierbei beispielsweise aus der Blockleitebene zur Verfügung gestellt werden, da diese direkt vom aktuellen Betriebszustand einer typischerweise vorge¬ schalteten Gasturbine abhängig sind.
Bei der Ermittlung der spezifischen Enthalpie des Rauchgases am Eintritt des Verdampfers der Druckstufe wird vorteilhaf¬ terweise die Temperatur des Rauchgases am Eintritt des Ver¬ dampfers der Druckstufe als Eingangsgröße verwendet. Aus die¬ ser lässt sich die spezifische Enthalpie durch einen einfa¬ chen linearen Zusammenhang ermitteln, sofern die Rauchgaszusammensetzung bekannt ist. Die Temperatur kann dabei direkt durch entsprechende Messeinrichtungen am Verdampfereintritt gemessen werden.
In besonders vorteilhafter Ausgestaltung wird jedoch bei der Ermittlung der Temperatur des Rauchgases am Eintritt des Verdampfers der Druckstufe die Rauchgastemperatur am Eintritt des Dampferzeugers verwendet. Durch eine derartige Abschät- zung der Rauchgastemperatur am Verdampfereintritt kann auf teure rauchgasseitige Messeinrichtungen verzichtet werden. Ermöglicht wird dies durch die spezielle Eigenschaft von Um¬ lauf-Dampferzeugern, dass das Strömungsmedium durchgängig Sättigungsbedingungen unterliegt und somit am Verdampferaus¬ tritt nicht überhitzt ist. Damit sinkt die Anzahl abhängiger Parameter, da z. B. eine mögliche Überhitzung des Strömungs¬ mediums am Verdampferaustritt nicht berücksichtigt werden muss. Dadurch kann im Zuge eines thermodynamischen Design- Reviews im Vorfeld ein Parameterkennfeld ermittelt werden, mithilfe dessen auf Basis der Rauchgastemperatur am Dampferzeugereintritt in Verbindung mit einem geeigneten Lastsig¬ nal (vorteilhafterweise dem Rauchgasmassenstrom) ein charakteristischer Kennwert für die Rauchgastemperatur am Verdampfereintritt bestimmt werden kann. Dies ermöglicht eine ver¬ gleichsweise fehlerunanfällige Ermittlung der Temperatur des Rauchgases am Verdampfereintritt ohne zusätzliche Messein¬ richtung .
Vorteilhafterweise wird die spezifische Enthalpie des Rauch¬ gases am Eintritt des Verdampfers der Druckstufe zeitverzö¬ gert verwendet. Durch eine derartige Zeitverzögerung, die re geltechnisch mit einem Zeitverzögerungsglied höherer Ordnung (PTn) erreicht werden kann, kann die zeitliche Verzögerung, mit der rauchgasseitige Temperaturänderungen auch für das Strömungsmedium im Verdampfer spürbar werden, nachgebildet werden .
Grundsätzlich ist es möglich, die Temperatur des Rauchgases auch am Austritt des Verdampfers direkt zu messen. In beson¬ ders vorteilhafter Ausgestaltung des Verfahrens wird jedoch bei der Ermittlung der spezifischen Enthalpie des Rauchgases am Austritt des Verdampfers die Sättigungstemperatur des Strömungsmediums als Eingangsgröße verwendet. Hierdurch kann ebenfalls auf eine separate Messung mit entsprechend teuren und aufwändigen Messeinrichtungen verzichtet werden. Anstell einer Messgröße wird hier in Abhängigkeit der Sättigungstemperatur des Strömungsmediums im Verdampfer die Rauchgastempe ratur abgeschätzt und ebenfalls als Funktion der vorliegenden Gaszusammensetzung in eine zugehörige Rauchgasenthalpie umge¬ rechnet. Dabei wird davon ausgegangen, dass die Rauchgastemperatur am Verdampferaustritt minimal größer als die Sätti- gungstemperatur des Fluids im Verdampfer ist, und sich diese Temperaturdifferenz mit sinkender Last ebenfalls reduziert.
Unabhängig von der Art der rauchgasseitigen Temperaturermittlung am Verdampferein- und austritt kann mit dem bisher be- schriebenen Verfahren die vom Rauchgas an die Verdampferheiz- fläche abgegebene Wärmeleistung genau bestimmt werden. Neben dieser Gesamtwärmeaufnahme des Verdampfers sollte für die Er¬ mittlung des Speisewassermassenstromes zusätzlich die Auf¬ wärmspanne (Enthalpiedifferenz) des Strömungsmediums im Ver- dampfer verwendet werden, d. h. vorteilhafterweise wird bei der Ermittlung des Sollwerts die Enthalpiedifferenz des Strömungsmediums zwischen Ein- und Austritt des Verdampfers der Druckstufe als Eingangsgröße verwendet. Diese werden ermit¬ telt aus der Enthalpie des Sattdampfes (bezogen auf den ge- messenen Trommeldruck) bzw. der strömungsmediumsseitig gemes¬ senen Enthalpie am Verdampfereintritt.
Letztere kann dabei über eine funktionale Umrechnung der Messgrößen Druck und Temperatur ermittelt werden. Wird die Enthalpie auf diese Weise für den Verdampfereintritt be¬ stimmt, so kann eine geringfügige Unterkühlung, wie sie übli¬ cherweise am Verdampfereintritt bei UmlaufSystemen vorliegt, in der Wärmebilanz angemessen berücksichtigt werden. Ist eine separate Messung der Temperatur und des Drucks am Verdampfer- eintritt nicht vorgesehen bzw. nicht möglich, kann vereinfa¬ chend auch die Enthalpie des Sattwassers (ebenfalls bezogen auf den gemessenen Trommeldruck) verwendet werden. Wird schließlich das verdampferseitige Wärmeangebot durch die so gewonnene mediumsseitige Enthalpiedifferenz dividiert, ist zumindest für den stationären Lastbetrieb der benötigte Spei- sewassermassenstrom, der als Basis für die Füllstandsregelung herangezogen werden soll, für jeden Betriebszustand bekannt. Die bisher beschriebenen Maßnahmen ermöglichen es, die Abweichung des tatsächlichen Trommel-Wasserstands zum vorgegebenen Sollwert als Korrekturregelgröße des mit der prädiktiven Speisewassermassenstromermittlung generierten Durchflusses zu verwenden. Dabei ist jedoch zu beachten, dass ein Eingriff dieses Korrekturreglers aus Gründen der Reglerstabilität trotz der bereits beschriebenen Verbesserungen immer noch sehr langsam und mit geringer Reglerverstärkung durchgeführt werden sollte. Besonders starke temporäre Abweichungen zum vorgegebenen Sollwert, die sich aufgrund physikalischer Mechanismen in Folge hochgradig instationärer Betriebsweise des Abhitzekessels ergeben, können für diesen Korrekturregelkreis unter Umständen noch immer nicht vermieden werden. Um die Trommel vor Über- oder Leerlauf zuverlässig zu schützen, sollten zur Stabilisierung vorteilhafterweise weitere Opti¬ mierungsmaßnahmen der Speisewassersollwertermittlung getroffen werden, die im Folgenden beschrieben werden.
Ändern sich bei instationären Vorgängen der Systemdruck und somit simultan die Sättigungstemperatur des Fluids im Verdampfer, ändert sich ebenfalls die Materialtemperatur der Verdampferrohre. Resultierend wird thermische Energie in die Rohrwände ein- oder aus den Rohrwänden ausgespeichert. Ver¬ glichen mit der bilanzierten Rauchgaswärme steht demnach für den Verdampfungsprozess des Strömungsmediums je nach Richtung der Druckänderung temporär mehr (Druckabsenkung) oder weniger Wärme (Druckerhöhung) zur Verfügung. Bei vorgegebener Aufwärmspanne des Strömungsmediums im Verdampfer (das Medium durchläuft vollständig das Zweiphasengebiet) sollte daher zur Vorausberechnung des benötigten Speisewassermassenstromes dieser nicht unerhebliche Einfluss im Regelungskonzept be¬ rücksichtigt werden.
Dazu wird vorteilhafterweise bei der Ermittlung des Sollwerts die zeitlich verzögerte Sättigungstemperatur des Strömungsmediums in der Druckstufe als Eingangsgröße verwendet. Durch ein Differenzierglied erster Ordnung (DTl-Element ) lässt sich dieser physikalische Effekt nämlich regelungstechnisch abbil- den. Dabei wird näherungsweise vorausgesetzt, dass bei einer Modifizierung des Systemdrucks die zeitliche Änderung sowohl der Temperatur des Strömungsmediums als auch die der Rohrwand identisch sind. Als Eingang des Differenzierglieds wird dem¬ nach die aus dem gemessenen Trommeldruck berechnete Sättigungstemperatur des Strömungsmediums verwendet.
Wird der Ausgang dieses Differenziergliedes mit der Masse der gesamten Verdampferrohre einschließlich aller zum Verdampfersystem dazugehörigen Rohrleitungen (wie beispielsweise Fall- und Steigleitungen, Ein- und Austrittssammler und die Trommel selbst) und der spezifischen Wärmekapazität des Verdampfer¬ materials multipliziert, können die in der Rohrwand ein- bzw. ausgespeicherten Wärmemengen quantifiziert werden. Durch die Wahl einer geeigneten Zeitkonstanten dieses Differenzierglieds lässt sich das zeitliche Verhalten der beschriebenen Speichereffekte relativ genau nachbilden, so dass dieser auf instationären Vorgängen beruhende zusätzliche Effekt des Ein¬ bzw. Ausspeicherns von Wärme der Metallmassen direkt berechnet werden kann. Der auf diese Weise ermittelte Wärmestrom¬ korrekturwert wird zu weiteren Berücksichtigung von der rauchgasseitigen Gesamtwärmeaufnahme des Verdampfers subtra¬ hiert .
In weiterer vorteilhafter Ausgestaltung wird bei der Ermittlung des Sollwerts die zeitlich verzögerte Dichte des Strö¬ mungsmediums in der Druckstufe als Eingangsgröße verwendet. Bei transienten Vorgängen im Wasser-/Dampfkreislauf ändern sich nämlich auch thermodynamische Zustandswerte wie z. B. Druck und Temperatur. Mit diesen Änderungen sind zwangsläufig in jeder Heizfläche des Abhitzedampferzeugers Änderungen des spezifischen Volumens bzw. der Dichte des Strömungsmediums verknüpft. Nimmt z. B. aufgrund eines Lastwechsels das spezi¬ fische Volumen des Strömungsmediums in einer Heizfläche ab (d. h. die Dichte nimmt zu), kann diese temporär massemäßig mehr Fluid aufnehmen. Umgekehrt kann die Heizfläche bei sin¬ kender Dichte weniger Fluid aufnehmen. Dieser Effekt zeigt sich besonders bei Heizflächen mit einem hohen Anteil von unverdampftem Strömungsmedium, d. h. bei Umlaufdampferzeugern insbesondere in den Economizerheizflächen, die zur Optimierung der Füllstandsregelung der Trommel be- rücksichtigt werden sollten. Treten hier wie geschildert im instationären Betrieb fluidseitige Ein- und Ausspeichereffekte auf, so resultieren daraus unmittelbar Massenstromschwankungen am Economizeraustritt , was zwangsläufig mit einem schwankenden Trommelwasserstand verknüpft ist. Durch eine ge- eignete Speisewasserführung können diese Schwankungen wirkungsvoll kompensiert werden und somit Abweichungen des Trom¬ melwasserstands vom vorgegebenen Sollwert effektiv vermindert werden . Durch zusätzliche Messungen von Temperatur und Druck am Eintritt der ersten bzw. am Austritt der letzten Economizerheiz- fläche lässt sich die Fluiddichte an diesen Stellen ermit¬ teln. Über eine geeignete Umrechnung kann ein repräsentatives Dichtemittel bestimmt werden. Eine Änderung dieses Dichtemit- tels ist somit ein Indikator fluidseitiger Ein- und Ausspeichereffekte, die durch ein weiteres Differenzierglied erster Ordnung (DT1) quantitativ erfasst werden können. Wird eine geeignete Verstärkung (vorzugsweise das komplette Volumen der Economizerheizflächen) und eine geeignete Zeitkonstante (vor- zugsweise die halbe Durchlaufzeit des Strömungsmediums durch die Economizerheizflächen (lastabhängig) ) für dieses Differenzierglied gewählt, kompensiert das so generierte Korrek¬ tursignal die fluidseitigen Speichereffekte im Economizer. Dabei ist das auf diese Weise ermittelte Korrektursignal dem aus der Wärmebilanz errechneten Speisewassermassenstrom additiv zu überlagern. Auf diese Weise können Schwankungen des Trommelwasserstands weiter reduziert werden.
Die Beschränkung der Dichtemessung auf den Economizer geht von der Erkenntnis aus, dass Schwankungen der mittleren Dichte im Verdampfer selbst (z. B. über Änderungen der Eintrittsunterkühlung) keine nennenswerten Auswirkungen auf den Trommelwasserstand haben. Schwankungen in der mittleren Dichte gleichen sich in UmlaufSystemen nämlich durch unterschiedliche Umlaufzahlen im Verdampfersystem aus, so dass der Trommelwasserstand davon unberührt bleibt. Daher ist eine geson¬ derte Berücksichtigung von Dichteänderungen im Verdampfer für eine optimierte Füllstandsregelung nicht erforderlich.
In vorteilhafter Ausgestaltung kommt ein mit dem oben be- schriebenen Verfahren betriebener Umlauf Abhitzedampferzeuger in einem Gas- und Dampfturbinenkraftwerk zum Einsatz .
Die mit der Erfindung erzielten Vorteile bestehen insbesondere darin, dass durch eine prädiktive Speisewassersollwert¬ ermittlung in einem Umlauf-Abhitzedampferzeuger Abweichungen des Trommelfüllstands zum vorgegebenen Sollwert auf ein Mini¬ mum beschränkt werden, so dass die maximal möglichen Last¬ änderungsgeschwindigkeiten derartiger Systeme erheblich vergrößert werden. In der Tat ermöglicht ein derartiges Verfah¬ ren eine Verbesserung der Anlagendynamik, die mit reduzierten Trommeldurchmessern bei einer Füllstandsregelung nach dem heutigen Stand der Technik nicht umsetzbar ist. Das vorliegende Verfahren stellt diesbezüglich eine wesentliche Verbes¬ serung der heutigen Füllstandsregelung dar.
Die Erfindung wird anhand einer Zeichnung näher erläutert. Darin zeigt die Figur eine schematische Darstellung einer Druckstufe eines Umlauf-Abhitzedampferzeugers mit einer Re¬ gelschaltung nach dem vorliegenden Verfahren.
Vom Umlauf-Abhitzedampferzeuger 1 ist in der schematischen Darstellung der FIG nur eine einzige Druckstufe gezeigt. Das im Folgenden beschriebene Verfahren kann in jeder Druckstufe zur Anwendung kommen. Weiterhin zeigt die FIG lediglich die strömungsmediumsseitige Verschaltung der einzelnen Heizflä¬ chen, wobei die rauchgasseitige Verschaltung nicht darge¬ stellt ist.
Strömungsmedium M strömt typischerweise aus einem nicht näher gezeigten Kondensatvorwärmer in den Strömungsweg 2 des Um- lauf-Abhitzedampferzeugers 1. Der Massenstrom des Strömungs¬ mediums M wird von einem Speisewasserregelventil 4 gesteuert. Die Speisewasserpumpe des Kreislaufs ist nicht näher darge¬ stellt. Zunächst tritt das Strömungsmedium M in den Economi- zer 6 ein, der rauchgasseitig im kältesten Bereich angeordnet ist. Die Darstellung in der FIG kann beim Economizer 6 wie auch bei den weiteren noch zu beschreibenden Heizflächen auch für eine Mehrzahl von Heizflächen stehen, die seriell oder parallel angeordnet sind.
Nach der Vorwärmung im Economizer 6 strömt das Strömungsmedium M in die Trommel 8. Von hier strömt flüssiges Strö¬ mungsmedium M über Fallrohre 10 in den Verdampfer 12, wo es durch den Wärmeübertrag vom Rauchgas teilverdampft wird. Nach dem Durchfluss durch den Verdampfer 12 wird das Strömungs¬ medium M wieder in die Trommel 8 geführt, wo der nicht ver¬ dampfte, flüssige Teil verbleibt und erneut dem Verdampfer 12 zugeführt wird, während der verdampfte Teil aus der Trommel 8 nach oben abgeleitet wird. Der verdampfte Teil des Strömungs¬ mediums M wird durch das über die Economizer 6 zugeführte Strömungsmedium M ersetzt, so dass sich im Idealfall ein konstanter Füllstand in der Trommel 8 einstellt.
Die FIG zeigt einen Naturumlauf-Abhitzekessel , der ohne zu¬ sätzliche Umwälzpumpe im Umlauf des Verdampfers 12 auskommt. Das im Folgenden beschriebene Verfahren kann aber auch in einem Zwangumlauf-Abhitzekessel zur Anwendung kommen.
Das verdampfte Strömungsmedium M aus der Trommel 8 tritt in die Überhitzer 14, 16 ein, denen jeweils noch eine Einspritzvorrichtung 18, 20 zur Temperaturregelung nachgeschaltet ist. Hier wird das Strömungsmedium M überhitzt und auf die ge¬ wünschte Austrittstemperatur gebracht und anschließend in ei¬ ner nicht näher gezeigten Dampfturbine entspannt. Von dort wird es einem Kondensator zugeführt und dem Strömungsweg 2 über den Kondensatvorwärmer erneut zugeführt. Bei instationären Lastvorgängen kann der Füllstand in der Trommel 8 schwanken. Da einerseits wegen einer besonders ho¬ hen Anlagenflexibilität kleine Trommelwandstärken bevorzugt werden, aber andererseits aufgrund eines hohen Wirkungsgrads besonders hohe Dampfparameter wünschenswert sind, sollte die Trommel 8 mit möglichst kleinem Innendurchmesser ausgelegt werden. Dies erfordert aber eine Minimierung der Füllstands¬ schwankungen in der Trommel 8, die durch die im Folgenden dargestellte Regelung gewährleistet ist.
Eine Füllstandsmesseinrichtung 22 misst den Füllstand in der Trommel 8 und gibt den ermittelten aktuellen Füllstand als Signal an ein Subtrahierglied 24. Hier wird der aktuelle Füllstand in der Trommel 8 von dem an einem Füllstandssoll- wertgeber 26 eingestellten Wert subtrahiert, so dass am Aus¬ gang des Subtrahierglieds 24 die Abweichung des Füllstandes vom Sollwert anliegt. Der Ausgang des Subtrahierglieds 24 ist mit einem Reglerglied 28 verbunden, das als P- oder PI-Regler ausgestaltet sein kann, d. h. bei ausreichend großer Abwei- chung des Füllstands vom Sollwert ein (im letzteren Fall zur Abweichung proportionales) Signal ausgibt.
Diesem bereits durch die Abweichung vom Sollwert des Füll¬ stands der Trommel 8 bestimmten Signal werden in Addierglie- dern 30, 32 weitere Korrektursignale aufaddiert, die eine prädiktive Regelung der von der Speisepumpe 4 geförderten Menge an Strömungsmedium M ermöglichen sollen, so dass Abweichungen des Füllstands der Trommel 8 vom Sollwert bereits im Vorfeld vermieden oder minimiert werden.
Zunächst wird hierfür der Druck in der Trommel 8 von einer Druckmesseinrichtung 34 gemessen und der Regelung bereitgestellt. Aus dem Druck wird in einem Rechenglied 36 die Satt¬ dampftemperatur ermittelt. Zu dieser wird in einem Addier- glied 38 die in einem Rechenglied 40 ermittelte Temperatur¬ differenz am so genannten pinch point addiert, die genau die Temperaturdifferenz zwischen gesättigtem Strömungsmedium und Rauchgastemperatur am gasseitigen Verdampferaustritt dar- stellt, so dass sich hier die Rauchgastemperatur am Austritt des Verdampfers 12 ergibt. Da die Temperaturdifferenz am pinch point lastabhängig ist, erhält das Rechenglied 40 als Eingangssignal den Rauchgasmassenstrom von einem Geberglied 42. Dieser kann gemessen oder von der Blockleitebene bereitgestellt werden.
Aus der am Ausgang des Addierglieds 38 anliegenden Temperatur des Rauchgasmassenstroms am gasseitigen Verdampferaustritt berechnet bei bekannter Rauchgaszusammensetzung das Rechenglied 44 die spezifische Rauchgasenthalpie am gasseitigen Verdampferaustritt. Die spezifische Rauchgasenthalpie am gas¬ seitigen Verdampfereintritt hingegen wird im Rechenglied 46 aus der im pTn-Verzögerungsglied 48 zeitverzögerten gemesse- nen oder abgeschätzten Rauchgastemperatur am gasseitigen Verdampfereintritt 50 ermittelt. Die Abschätzung ist speziell bei Umlaufdampferzeugern möglich, wobei anhand eines Parame¬ terkennfeldes bei gegebener Last die Rauchgastemperatur am Verdampfereintritt aus der Rauchgastemperatur am Eintritt des Abhitze-Umlaufdampferzeugers 1 ermittelt wird. Das Parameter¬ kennfeld wird im Vorfeld anhand von Messungen bestimmt, kann aber in alternativer Ausführungsform auch durch geeignete Berechnungen ermittelt werden. Die an Ein- und Austritt des Verdampfers 12 ermittelten spe¬ zifischen Enthalpien aus den Rechengliedern 46 bzw. 44 werden im Subtrahierglied 52 voneinander subtrahiert. Die Differenz wird an ein Multiplizierglied 54 gegeben, wo sie mit dem Rauchgasmassenstrom aus dem Geberglied 42 multipliziert wird. Somit liegt am Ausgang des Multipliziergliedes 54 die vom Rauchgas an den Verdampfer 12 abgegebene Wärmeleistung an.
Von dieser wird im Subtrahierglied 56 noch die Wärmemenge ab gezogen, die nicht an das Strömungsmedium M, sondern an die Bauteile des Verdampfers 6 abgegeben wird. Diese wird ermit¬ telt aus der im Rechenglied 58 errechneten Sättigungstempera tur, wobei als Eingang wiederum die Druckmesseinrichtung 34 dient. Von dem Ausgangssignal des Rechenglieds 58 wird im Subtrahierglied 60 das in einem pTl-Verzögerungsglied 62 ver¬ zögerte Ausgangssignal des Rechenglieds 58 abgezogen. Dadurch liegt bei einer plötzlichen Änderung des Drucks zunächst ein Signal am Ausgang des Subtrahierglieds 60 an, dass mit der Zeit abnimmt und das Aufwärmen oder Abkühlen der Rohrwände des Verdampfers 12 modelliert. Das Ausgangssignal wird in ei¬ nem Multiplizierglied 64 mit einer für die Masse der wärme¬ aufnehmenden Bauteile des Verdampfers 12 charakteristischen Kennzahl 66 multipliziert und subtraktiv auf das Subtrahier- glied 56 geschaltet.
Dieses im Subtrahierglied 56 anliegende, für das Wärmeangebot an das Strömungsmedium M im Verdampfer 12 charakteristische Signal wird in einem Dividierglied 68 durch die Verdampfungs- enthalpie des Strömungsmediums M im Verdampfer 12 geteilt, die im Subtrahierglied 70 als Differenz aus der Enthalpie des Sattwassers und des Sattdampfes gebildet wird, die in den Re¬ chengliedern 72 bzw. 74 ermittelt wird. Als Eingang der Rechenglieder 72 und 74 dient jeweils die Druckmesseinrichtung 34. In einer verbesserten, in der FIG jedoch nicht gezeigten Ausführungsform werden Druck und Temperatur zur Ermittlung der Enthalpie am Verdampfereintritt direkt gemessen, dies er¬ fordert jedoch zusätzliche Messeinrichtungen. Der so ermittelte Quotient im Dividierglied 68 ist ein Indi¬ kator für zukünftige Füllstandsänderungen in der Trommel 8 und wird dem Addierglied 32 zugeführt. Einen weiteren wichti¬ gen Einfluss auf den Füllstand haben durch Dichteänderungen des Strömungsmediums M im Economizer 6 verursachte strömungs- mediumsseitige Ein- und Ausspeicherungseffekte, die im Ad¬ dierglied 32 hinzuaddiert werden.
Ermittelt werden diese Ein- und Ausspeicherungseffekte über eine Messung von Druck und Temperatur des Strömungsmediums M vor und nach dem Economizer 6 in den Druckmesseinrichtungen 76 bzw. 78 und Temperaturmesseinrichtungen 80 bzw. 82. Aus deren Eingangssignalen wird jeweils im Rechenglied 84 die Dichte am Economizereintritt und im Rechenglied 86 die Dichte am Economizeraustritt ermittelt. Aus deren Signalen bildet das Rechenglied 88 eine charakteristische mittlere Dichte des Strömungsmediums im Economizer 6. Auch hier wird von dem Aus¬ gangssignal des Rechenglieds 88 im Subtrahierglied 90 das in einem pTl-Verzögerungsglied 92 verzögerte Ausgangssignal des Rechenglieds 88 abgezogen. Dadurch liegt bei einer plötzlichen Änderung der Dichte zunächst ein Signal am Ausgang des Subtrahierglieds 90 an, dass mit der Zeit abnimmt und das das Ein- und Ausspeichern von Strömungsmedium in den Economizer 6 modelliert. Das Ausgangssignal wird in einem Multiplizier¬ glied 94 mit einer für das Volumen der Heizflächen des Econo- mizers 6 charakteristischen Kennzahl 96 multipliziert und auf das Addierglied 32 geschaltet.
Diese Korrekturgrößen werden über das Addierglied 30 auf das Füllstandsabweichsignal aus dem Regelglied 28 geschaltet und in ein Geberglied 98 gegeben, wo daraus ein Sollwert für den Speisewassermassenstrom bereitgestellt wird. Dieser wird auf ein Subtrahierglied 100 gegeben, in dem der in einer Massen- strommesseinrichtung 102 strömungsmediumsseitig vor dem Speisewasserregelventil 4 gemessene Massenstrom des Strömungs¬ mediums M abgezogen wird. Das Abweichsignal wird einem PI- Regelglied 104 zugeführt, das bei einer entsprechenden Abwei¬ chung die Durchflussmenge des Speisewasserregelventils 4 kor¬ rigiert .
Durch die dargestellte Regelung bzw. das dargestellte Regel¬ verfahren ist es möglich, durch die Minimierung von Füllstandsschwankungen in der Trommel 8 auch in Umlauf-Abhitze- dampferzeugern 1 mit kleiner Trommel 8 und damit hohen mögli¬ chen Dampfparametern und Wirkungsgraden eine hohe betriebliche Flexibilität zu gewährleisten.

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zum Betreiben eines Umlauf-Abhitzedampferzeu- gers (1), bei dem in einer Druckstufe des Umlauf-Abhitze- dampferzeugers (1) zur Regelung des Wasserstandes in einer
Trommel (8) der Speisewassermassenstrom anhand eines vorgege¬ benen Sollwerts geführt wird, wobei bei der Ermittlung des Sollwerts die in einen Verdampfer (12) der Druckstufe einge¬ brachte Wärmeleistung als Eingangsgröße verwendet wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, bei dem bei der Bestimmung der in den Verdampfer (12) der Druckstufe eingebrachten
Wärmeleistung der Rauchgasmassenstrom und die Differenz der spezifischen Enthalpie des Rauchgases am Ein- und Austritt des Verdampfers (12) der Druckstufe verwendet werden.
3. Verfahren nach Anspruch 2, bei dem bei der Ermittlung der spezifischen Enthalpie des Rauchgases am Eintritt des Verdampfers (12) der Druckstufe die Temperatur des Rauchgases am Eintritt des Verdampfers (12) der Druckstufe als
Eingangsgröße verwendet wird.
4. Verfahren nach Anspruch 3, bei dem bei der Ermittlung der Temperatur des Rauchgases am Eintritt des Verdampfers (12) der Druckstufe die Rauchgastemperatur am Eintritt des Umlauf-Abhitzedampferzeugers (1) verwendet wird.
5. Verfahren nach einem der Ansprüche 2 bis 4, bei dem die spezifische Enthalpie des Rauchgases am Eintritt des Verdamp- fers (12) der Druckstufe zeitverzögert verwendet wird.
6. Verfahren nach einem der Ansprüche 2 bis 5, bei dem bei der Ermittlung der spezifischen Enthalpie des Rauchgases am Austritt des Verdampfers (12) die Sättigungstemperatur des Strömungsmediums (M) als Eingangsgröße verwendet wird.
7. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, bei dem bei der Ermittlung des Sollwerts die Enthalpiedifferenz des Strömungsmediums (M) zwischen Ein- und Austritt des Ver¬ dampfers (12) der Druckstufe als Eingangsgröße verwendet wird.
8. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, bei dem bei der Ermittlung des Sollwerts die zeitlich verzögerte Sättigungstemperatur des Strömungsmediums (M) in der Druck- stufe als Eingangsgröße verwendet wird.
9. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, bei dem bei der Ermittlung des Sollwerts die zeitlich verzögerte Dichte des Strömungsmediums (M) in der Druckstufe als Ein- gangsgröße verwendet wird.
10. Umlauf-Abhitzedampferzeuger (1) mit Mitteln zum
Ausführen des Verfahrens nach einem der vorhergehenden
Ansprüche .
11. Gas- und Dampfturbinenkraftwerk mit einem Umlauf- Abhitzedampferzeuger (1) nach Anspruch 10.
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