WO2012110342A2 - Verfahren zum betreiben eines solarbeheizten abhitzedampferzeugers sowie solarthermischer abhitzedampferzeuger - Google Patents

Verfahren zum betreiben eines solarbeheizten abhitzedampferzeugers sowie solarthermischer abhitzedampferzeuger Download PDF

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Joachim Franke
Frank Thomas
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Siemens Aktiengesellschaft
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    • Y02E10/46—Conversion of thermal power into mechanical power, e.g. Rankine, Stirling or solar thermal engines

Definitions

  • the invention relates to a method for operating a solar-heated heat recovery steam generator with a number of heating surfaces, in which by solar heat radiation, a hot gas, in particular hot air, is generated, with which the heating surfaces of the heat recovery steam generator are acted upon.
  • the invention further relates to a solar thermal waste heat steam generator for carrying out the method, in particular in a solar tower power plant with indirect evaporation.
  • Solar thermal power plants are an alternative to conventional electricity generation ago ⁇ .
  • running solar thermal power plants with parabolic trough collectors or Fres nel collectors Another option is the direct or indirect evaporation in so-called solar tower power plants.
  • this tower power plant is heated in a so-called receiver Conversely ⁇ ambient air.
  • the hot air generated in this way releases its energy in a downstream heat recovery steam generator (AHDE) to the feed water coming from the condenser.
  • AHDE heat recovery steam generator
  • the generated steam is fed to a steam turbine. This is known as indi ⁇ rect solar evaporation.
  • a metallic or ceramic sponge also referred to as a volumetric absorber
  • the radiation is absorbed both on the surface and in the interior of a porous body and converted to heat.
  • Ambient air which is sucked inwards by the sponge, heats up to over 800 ° C and then serves to generate steam for a conventional steam power plant.
  • the advantage over tube bundle absorbers is that the heat does not have to be transmitted through a wall. As a result, higher energy flux densities, operating temperatures and efficiencies are possible.
  • the feedwater mass flow is regulated in the evaporator heating surface.
  • the evaporator flow should be changed as synchronously as possible to the heat input into the evaporator, because otherwise a deviation from the specific enthalpy of the flow medium at the outlet of the evaporator heating from the target value can not be safely avoided.
  • Such undesirable deviation of the specific enthalpy complicates the control of Tempe ⁇ temperature of the exiting from the steam generator fresh steam and also leads to high material loads and thus to a reduced life of the steam generator.
  • the feedwater flow control can be designed in the manner of a so-called predictive or predictive design be.
  • the required feedwater desired values should also be provided during load changes as a function of the current or expected future operating state.
  • the invention is based on the object of specifying a method for operating a solar-heated heat recovery steam generator of the type mentioned above, which is characterized especially in transient operation by a particularly high reliability and the quality of controllability. Furthermore, to be a particularly geeig ⁇ neter for carrying out the process of solar thermal heat recovery steam generator indicated. With regard to the method, this object is achieved according to the invention by the features of claim 1.
  • the invention relates to a method for operating a solar-heated heat recovery steam generator with a number of heating surfaces, in which by solar heat radiation, a hot gas, in particular hot air, is generated, with which the heating surfaces of the heat recovery steam generator are acted upon.
  • the heat recovery steam generator comprises a device for adjusting the feedwater mass flow M, to which a setpoint value M is supplied.
  • a characteristic correction value K T is taken into account in the preparation of the desired value M for the feedwater mass flow M by which thermal storage effects of stored or stored thermal energy in one or more of the heating surfaces are corrected.
  • the invention is based on the idea of a concept of a predictive mass flow control for the first time for a solar-heated heat recovery steam generator with respect to the drive quality in the adjustment of the feedwater mass flow to turn.
  • corrective values recognized as relevant are taken into account when determining a suitable setpoint for the feedwater mass flow.
  • load changes or other transient processes during operation of the solar-heated heat recovery steam generator should be taken into account that can significantly change in such operations as specific volume of the flow medium. From this specific change in volume of the flow medium, for example as a result of temperature changes, re ce temporarily or temporarily fluid or flow medium side injection or Aus Grande Grandeetti into or out of the corresponding heating surfaces of the solar-heated Abhitzedampfer.
  • a thus configured feedwater desired value determination used in forced flow-through heat recovery steam generators of a solar heated tower power plant can also for heavily transient operating states as they occur more frequently in solar-heated power plants ⁇ (for example, clouds passage) depending Be ⁇ triebsart both a constant bottle water level in the LEVEL mode and constant evaporator outlet temperature be ensured in the BENSON mode, which can not be guaranteed according to the current state of the art.
  • ⁇ for example, clouds passage
  • the hot air side heat balance of the evaporator with of the set ⁇ heated air (named hereinafter hot gas) transmitted to the evaporator heat power Q can be determined help at any time.
  • the z. B. can be made available via the block management level, in addition, the H possessgasenthalpien at the evaporator inlet and outlet to determine for this heat balance.
  • the hot gas temperature is measured at the evaporator inlet, minimally by a time high-order retarder (PTn) deferrers ⁇ siege and known before the background gas composition then converted into an associated gas enthalpy.
  • PTn time high-order retarder
  • the time delay with which gas-side temperature changes can also be felt for the flow medium in the evaporator can be reproduced.
  • additional ⁇ Lichem measuring equipment must be equipped (thermocouples).
  • the hot gas temperature can also be determined by ei ⁇ ne separate measurement (analogous to the evaporator inlet).
  • the on ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ rmspanne is additionally the flow medium in comparison ⁇ steam required for the determination of the feed water mass flow. This is formed from the measured enthalpy at the evaporator inlet (conversion via the measured value). SEN pressure and temperature) and the Enthalpiesollwert the United steamship emerges ⁇ . This may vary depending upon the Basicwei ⁇ se via a conversion of the measured Abscheider horrs and the desired overheating value (continuous operation, hereinafter BENSON called operation) or the desired steam content set value (operation with evaporator overfeeding, in Fol ⁇ constricting LEVEL called operation) to be determined.
  • BENSON continuous operation
  • desired steam content set value operation with evaporator overfeeding, in Fol ⁇ constricting LEVEL called operation
  • the required feedwater mass flow for each operating state is known at least for stationary load operation. Is about to beschreibsichti ⁇ gen that is to be deposited at the evaporator outlet over ⁇ schüssige water in LEVEL mode.
  • technical execution corresponding Abborgerdesign
  • the overfeeding of the evaporator downstream water tank and supplied to the downstream heating surfaces sometimes still unevaporated flow medium
  • the setting of a desired temperature for the flow temperature for example, by a predetermined temperature difference of, for example, 35 ° C. above the saturation temperature of the flow medium, can be set as the desired steam parameter.
  • Medium can be specified at the outlet of the evaporator.
  • the enthalpy setpoint of the flow medium at the evaporator outlet may also be the case that too little fresh ⁇ steam temperature is determined appropriately be increased, so that sermenge a correspondingly small sized feedwater is fed through the thus changed set value for the feed-water mass flow ,
  • the heat recovery steam generator even in a so-called "Level Control Mode" to operate, in which the water level is varied in the evaporator nachgeschalte ⁇ th water storage and re-adjusted, with an over powering the water heater should be avoided if possible.
  • the water level within the Wasserspei ⁇ cher as far as possible in a predetermined target range held, wherein in an advantageous embodiment for the setpoint for the feedwater mass flow a level correction value is taken into account, which characterizes the deviation of the actual level of the fill in the water storage of an associated setpoint.
  • the evaporator flow rate determined with the predictive feedwater setpoint determination can be additionally corrected (if necessary) by superimposed control loops so that the required target values also ⁇ Lich to achieve at the evaporator outlet tatsumble permanent low (level in the bottle in the LEVEL operation or Enthalpiesollwert in BENSON operation).
  • ⁇ to additionally is with the help of feedback loops into a shock-free To ⁇ switch between BENSON and LEVEL operation possible.
  • thermodynamic state values such as, for example, the evaporator outlet temperature, the pressure (for the subcritical case thus also the boiling temperature of the flow medium) and the evaporator inlet tempera ture, generally change in the evaporator on the flow medium side.
  • the material tempera ⁇ ture of the evaporator tubes is not constant and is depending on Rich ⁇ tion larger or smaller.
  • thermal energy in the tube walls on or out of the tube walls auspi ⁇ chert.
  • the balanced hot gas heat is therefore for the evaporation process of the flow medium depending on the direction of the material temperature change temporarily more or less heat available.
  • ⁇ is that, for a modification of the system pressure, the change over time of both the temperature of the flow medium (which corresponds to the greater part of the evaporator, the saturation temperature) and the pipe wall are approximately identical.
  • the ⁇ used according to calculated from the measured separator pressure saturation temperature of the flow medium.
  • a saturation temperature is no longer to be determined, for example, a pressure-dependent fluid or medium Mate ⁇ rialtemperatur can be calculated and used as input signal of the differentiation ⁇ ornamental member.
  • this differentiating element If the output of this differentiating element is multiplied by the mass of the entire evaporator tubes and the specific heat capacity of the evaporator material, the amounts of heat injected into or withdrawn from the tube wall can be quantified.
  • the timing of the ⁇ be overwritten memory effects can be replicated relatively accurate, so this based on transient processes additional effect of the input or Aus shallns heat the metal masses can be directly calculated. This procedure is moving ⁇ che tone applicable for a wide such as supercritical systems.
  • the total amount of heat injected or discharged from the evaporator tubes now corresponds here to the correction factor K T , which is to be deducted from the total thermal energy Q registered in order to determine the feedwater mass flow setpoint value M.
  • thermodynamic status values such as pressure and temperature change. With these changes are necessarily in each heating surface of the heat recovery steam generator changes the specifi ⁇ c volume or the density of the flow medium ver ⁇ linked.
  • fluid-side inputs or Aus shall neede be in such a way in a heating surface of the preheater ⁇ solar heated heat recovery steam generator.
  • ⁇ tet Especially with regard to the usually comparatively large content of water or flow medium in the preheater or economizer heating surfaces, in fact density changes of the flow medium located there have a comparatively serious effect on the evaporator flow and thus on the evaporator outlet enthalpy, so that appropriate consideration and compensation of this effect is particularly favorable in determining a suitable setpoint for the feedwater mass flow.
  • the correction value K F (or a part thereof), which is to be taken into account when determining the setpoint value for the feedwater mass flow, is advantageously determined by taking into account tion of the time derivative of the density of the flow medium created both at the entrance and at the exit of the respective heating surface.
  • the stated object is achieved by a solar thermal Abhit ⁇ zedampfer Weger with a Verdampfersammlungflache and with a device for adjusting the feedwater mass flow, which is guided by a setpoint for the feedwater mass flow, with an associated Suitewasser diesselrege ment for specifying the desired value by the method from ⁇ is laid.
  • the solar thermal heat recovery steam generator is switched with its Verdampfersammlungflache in the hot gas flow of a solar tower power plant, where the Verdampfersammlungflache for steam generation of hot gas generated by such incidence is acted upon.
  • the solar tower power plant is equipped with an air receiver and a downstream of the air receiver solar thermal heat recovery steam generator.
  • the solar tower power plant has in a particularly advantageous embodiment of a solar thermal heat recovery steam generator, which is connected in the water-steam cycle of a steam turbine plant.
  • FIG. 1 shows a solar tower power plant with an open air receiver
  • FIG. 4 shows a solar-heated heat recovery steam generator with associated feedwater flow control.
  • FIG. 1 shows a solar tower installation 129.
  • the solar tower installation 129 has a tower 132, on whose vertical upper end an air receiver 133 is arranged.
  • the air receiver 133 has a volumetric absorber 135.
  • a heliostat field 130 is placed on the ground near the tower around tower 132.
  • the heliostat field 130 has a plurality of heliostats 131 which are individually positionable or alignable.
  • the entire heliostat field 130 is aligned so that the direct solar radiation I s is focused, so that concentrated solar radiation I c is formed by optical reflection at the heliostat field 130, wherein the concentrated solar radiation I c on the air receiver 133, respectively the volumetric absorber 135th , is bundled.
  • ambient air L which flows into the air receiver 133, by means of the volumetric absorber 135 by the concentrated solar radiation I c is very strongly heated.
  • the highly heated or superheated air L can be used as heating air L 'or
  • the volumetric absorber 135 has a Ge ⁇ housing 134, which is equipped kitchens ⁇ tet with thermal insulation 140th
  • the thermal insulation 140 can be made, for example, of a porous ceramic material or a metal foam. hen, so that a good heating of the volumetric absorber 135 is given in sunlight.
  • the volumetric absorber 135 has an inlet 138 and an outlet 139. The inlet 138 and the outlet 139 are fluidically connected with each other.
  • the front side of the volumetric absorber 135 has a curved Quarzglasfens ⁇ ter 136, which is fitted into the housing 134.
  • Seit ⁇ Lich the quartz glass window 136 is a water-cooled
  • Protective cover 137 is provided which protects the end face of the volumetric absorber 135 against overheating and the
  • FIG. 3 shows a solar power ⁇ plant system 149, which consists of a solar part S and a power ⁇ plant part P, which integrates into an overall system is.
  • the solar part S has a solar tower system 129 - in ana ⁇ loger manner as described in FIG 1 - on. This comprises a heliostat field 130 and the solar tower 132 with the air freshener 133, which is arranged at the top of the tower and which contains the volumetric absorber 135.
  • Concentrated solar radiation I c is focused onto the air receiver 133 by the heliostat field 130, so that sucked ambient air L in the volumetric absorber 135 is strongly heated or superheated and is available as hot gas L 'for the process in the power plant part P.
  • the power plant section P includes a steam turbine 145 and an integrally ⁇ coupled to the steam turbine generator 146 for generating electrical energy.
  • a condenser 147 is connected to the steam turbine 145.
  • a feed water pump 148 delivers feedwater in the water-steam cycle 150 of the steam turbine plant.
  • the heating air flow L ' is connected via a feed 142 to the solar-heated waste heat steam generator 1.
  • a connecting line in the form of a return line 141 is provided between the heat recovery steam generator 1 and the air receiver 133 of the solar tower 132.
  • blower 144 are turned on in the return.
  • the solar heated Abhitzedampfer- generator 1 comprises an evaporator 4 as well as an over ⁇ hitzerterrorism Structure. 8 So that during operation the desired live steam temperature and the desired live steam pressure can be generated.
  • a hot gas storage or buffer tank 143 connects the flow 141 with the return 142, so that hot air L 'can be branched off into the hot gas storage 143 as needed, which can be expelled from the hot storage tank 143 from the buffer tank 143 and fed into the return 141.
  • the solar part S and the power ⁇ working part P are integrated by this interconnection to a Monan- plant, the solar powered Abhitzedampfer ⁇ generator 1 is connected with its heating surfaces in the hot air stream L 'of the air receiver 133.
  • the heating surfaces of the steam generator 1 with hot gas L ' are applied, so that live steam F is generated.
  • the hot gas L ' has a temperature of 680 ° C and a pressure of 1 bar. Due to the heat transfer in the heating surfaces of the waste heat ⁇ steam generator live steam F is generated at a temperature of 480 ° C and a pressure of 26 bar.
  • the steam turbine 145 With this live steam F, the steam turbine 145 is acted upon, so that the live steam F in the steam turbine 145 relaxed working and drives the turbine.
  • the steam turbine 145 as ⁇ derum drives the electric generator 146 so that e- lectrical energy is generated.
  • the vapor condenses in the condenser 147 and is in turn fed via the feed water pump 148 into the preheating section of the waste heat steam generator 1.
  • a feedwater control for the solar thermal power plant 149 with air receiver 133 and downstream hot air heat recovery steam generator 1 based on a predictive feedwater setpoint determination is explained in more detail in FIG 4.
  • the solar-heated waste-heat steam generator 1 has a preheater heating surface 2, also referred to as an economizer, for feedwater provided as a flow medium, which is located in a throttle cable (not shown).
  • the preheater 2 is the flow medium side, a feed ⁇ water pump 3 upstream and a evaporator 4 nachge ⁇ switched.
  • the evaporator 4 is strö ⁇ mung medium side via a water reservoir 6, the especiallys can in particular also as a water separator or separation bottle ⁇ be taltet, with a number of downstream superheater heating surfaces 8, 10, 12, in turn, to adjust the steam temperatures and the like with injection coolers 14, 16 may be provided.
  • the solar heated Abhit- zedampfer Weger 1 is designed as a tube bundle absorber, wherein the heating surfaces, thus in particular the Vormér ⁇ merterrorism reaction 2, the evaporator 4, and the transfer ⁇ hitzersammlung vom 8, 10, 12, with a from the air receiver Heated hot gas can be acted upon, so that a heat input by cooling the hot gas takes place at these Schuflä ⁇ chen with a lower temperature.
  • the heat transfer takes place here essentially by convection.
  • the solar thermal heat recovery steam generator 1 is designed for a Gere ⁇ applies exposure to the feed water.
  • the feedwater pump 3 is followed by a throttle valve 22 controlled by a servomotor 20 so that the feedwater quantity or the feedwater mass flow conveyed by the feedwater pump 3 in the direction of the preheater 2 can be adjusted via suitable actuation of the throttle valve 22.
  • a measuring device 24 for determining the feedwater mass flow M through the feedwater line is connected downstream of the throttle valve 22.
  • the servomotor 20 is actuated via a control element 28, which is acted on the input side with a supplied via a data line 30 setpoint M for the feedwater mass flow M and determined by a measuring device 24 actual value of the feedwater mass flow M.
  • a tracking requirement is transmitted to the controller 28, so that in the case of a deviation of the actual from the nominal value, a corresponding tracking of the throttle valve 22 takes place via the activation of the motor 20.
  • the data line 30 is connected on the input side to a feedwater flow control 32 designed to specify the desired value M for the feedwater mass flow M.
  • This is designed to determine the desired value M for the feedwater mass flow M based on a heat flow balance in the evaporator 4, wherein the desired value M for the feedwater mass flow M based on the ratio of the currently in the evaporator 4 from the hot gas on the Flow medium transmitted heat flow on the one hand and a given in view of the desired live steam condition ⁇ nen desired enthalpy increase of the flow medium in the evaporator 4 is given on the other hand.
  • a use of such a concept of providing a desired value for the feedwater mass flow on the basis of a heat balance even for a solar-heated waste heat steam generator 1 in construction as a tube bundle absorber in a solar tower power plant is achieved in the exemplary embodiment in particular by the fact caused by the concentrated solar energy Radiation transferred to the flow medium heat flow, taking into account a characteristic of the current temperature at the evaporator inlet temperature characteristic and a characteristic for the current mass flow of the hot gas ⁇ characteristic mass flow characteristic is determined.
  • the feedwater flow control 32 to a divider 34, the numerator as a suitable characteristic value for the currently transmitted in the evaporator 4 from the hot gas to the flow medium heat flow and as a denominator with respect to the desired live steam condition suitable before ⁇ given characteristic value for the desired target Enthalpy increase of the flow medium in the evaporator 4 is supplied.
  • the dividing element 34 is input side connected to a functional module 36 which outputs reference ei ⁇ nes supplied, characteristic for the actual temperature of the hot gas at the evaporator inlet temperature characteristic value as an initial value a value for the enthalpy of the hot gas at the evaporator inlet.
  • the supply of a characteristic of the current temperature of the hot gas at the evaporator inlet measured value is provided as Tempe ⁇ raturkennwert.
  • the characteristic of the enthalpy of the hot gas at the evaporator inlet characteristic value is output to a subtractor 38, where from this characteristic value supplied by a function module 40 characteristic value for the enthal ⁇ pie of the gas is withdrawn at the evaporator outlet.
  • a summing element 42 the sum of two temperature values supplied ⁇ leads.
  • the saturation temperature of the flow medium determined on the basis of the pressure of the flow medium during the evaporator sintering is taken into account via a functional element 44, which is connected on the input side to a pressure sensor 46.
  • a functional element 48 which in turn is fed via a further functional member 50 a characteristic mass flow characteristic of the current mass flow of the hot gas, the so-called "pinch point", namely the determined from the mass flow of the hot gas temperature difference of H
  • the subtracting member 38 thus supplies the enthalpy difference or balance of the hot gas, ie the difference between the hot gas enthalpy at the evaporator inlet and the hot gas enthalpy at the evaporator outlet Multiplier 52 passed, the characteristic mass flow characteristic, which may be present as a currently measured value, is also supplied.
  • the Multip ⁇ lizierglied 52 thus provides a characteristic value for the output from the hot gas to the evaporator 4 thermal power.
  • a correction for heat input and / or accumulation effects in the components of the evaporator heating surface 4, in particular in the metal masses, is initially provided.
  • a characteristic value for the given off by hot gas ⁇ heat output is first a subtractor 54, where a characteristic for the heat input or Ausaurion in the evaporator components correction value K T is subtracted.
  • This will be riding ⁇ asked by a functional member 56th On the input side, this is in turn subjected to the output value of a further functional element 58, in that a mean temperature value for the metal masses of the evaporator heating surface 4 is determined.
  • the further functional member 58 is connected on the input side to a pressure sensor 60 arranged in the water reservoir 6, so that the further functional member 58, the average temperature of the metal masses based on the pressure of the flow medium, for. B. by Gleich ⁇ tion with the pressure associated with this boiling temperature in the water tank 6 can determine.
  • the subtracting element 54 On the output side, the subtracting element 54 thus transfers a heat output for the hot gas, reduced by the thermal power stored in the metal of the evaporator heating surface 4, and thus a characteristic characteristic of the heat output to be delivered to the flow medium.
  • This characteristic is verwen in the divider 34 as a counter ⁇ det, which is divided there by a denominator, which corresponds to a predetermined with respect to the desired live steam condition desired enthalpy of the flow medium in the evaporator 4, so that from this division or this ratio of the setpoint Ms for the feedwater mass flow M can be formed.
  • the denominator that is the characteristic value for the desired target contained ⁇ pieerhöhung on the water vapor or the flow medium side
  • the dividing element 34 is connected to a subtracting input side ⁇ membered 70th This is acted on the input side with a provided by a functional element 72 characteristic value for the desired setpoint for the enthalpy of the flow medium at the evaporator outlet.
  • the Subtra ⁇ here member 70 be ⁇ alsschlagt input side to a provided by a functional module 74 ⁇ characteristic value or actual value for the refreshes ⁇ elle enthalpy of the flow medium at the evaporator inlet, the subtractor 70 in the above-mentioned characteristic value is for the nominal value of the enthalpy at the evaporator outlet tillzo ⁇ gen.
  • the functional module 74 is connected to the pressure sensor 46 and a temperature ⁇ tursensor 76 to form said characteristic value for the actual enthalpy at Ver ⁇ steam occurs.
  • the enthalpy increase to be introduced as a function of the desired live steam state into the flow medium in the evaporator heating surface 4 is thus determined, which can be used as a denominator in the divider 34.
  • the solar-heated waste heat steam generator 1 could be designed for operation in the so-called "Level Control Mode", in which the water level is controlled in the water tank 6, wherein the steam of the evaporator 4 downstream superheater 8, 10, 12 only steam is passed, and the evaporator outlet side still mitge ⁇ water resulted in the water reservoir 6 is deposited in the embodiment of the solar heated heat recovery steam generator 1 is, however, designed to operate in the so-called “Benson Control mode” in which an oversupply of as what ⁇ water separator provided water tank 6 and the fully ⁇ . continuous evaporation of the flow medium only in the after ⁇ superheater 8, 10, 12 possible.
  • Level Control Mode in which the water level is controlled in the water tank 6, wherein the steam of the evaporator 4 downstream superheater 8, 10, 12 only steam is passed, and the the evaporator outlet side still mitge ⁇ water resulted in the water reservoir 6 is deposited in the embodiment of the solar heated heat recovery steam generator 1 is, however, designed to operate in the so
  • the functional member 72 via which the target value for the enthalpy of the flow medium at Ver ⁇ evaporator outlet is to be output, a ⁇ hand acted upon on the input side with the detected by the pressure sensor 60 the actual value for the pressure in the water separator. 6 Furthermore, the functional module 72 the input side is preceded by a further function module 90, which determines on the basis of erstoff from the pressure sensor 60 ⁇ th actual pressure in the water tank 6 using a stored functionality or the desired steam state a suitable set value for the temperature of the flow medium in the water reservoir.
  • a temperature value could in this case be stored for egg ⁇ NEN operation of the system in the "Benson Control mode" as a target value for the temperature, the saturation temperature of the flow medium in the determined pressure plus an intended Newcastleüber- heat of, for example, 35 ° C.
  • Theterrorismsmo ⁇ module 72 determines from this setpoint for the temperature, taking into account the current pressure value of said setpoint for the enthalpy of the flow medium at Verdampferaus ⁇ occurs.
  • the feed water flow control 32 of the solar heated heat recovery steam generator 1 also comprises a nachge ⁇ superimposed direct control loop, in which in a function ⁇ module 100 on the basis of the measured values in the water reservoir 6, an actual value for the enthalpy of the flow medium at the evaporator determined outlet and in a differentiation module 102 with the desired enthalpy, ie with the target enthalpy value, ver ⁇ is similar.
  • the differentiation module 102 the setpoint-actual deviation is ascertained, which is superimposed, via a downstream regulator 104 in an adder 106, on the desired value for the feedwater mass flow provided by the divider 34.
  • This superimposition is suitably delayed in time and damped, so that this control intervention only in case of need, so too rough control deviation, intervenes.
  • a valve provided for determining a density ⁇ characteristic value for the flow medium at the inlet of Vorumbler carving Chemistry 2 function module 110 on the input side with the inlet region of the Vorumbler carving Chemistry 2 is ⁇ associated pressure sensor 112 and also in the inlet region connected to the preheater 2 arranged temperature sensor 114.
  • the function module 110 determines a characteristic value for the density of the fluid or medium in the flow area of the kitsbe ⁇ Vor desprerlick Chemistry 2, which is output to a subsequent adder 116th
  • a further function module 118 in turn is connected on the input side to the pressure sensor 46 and the temperature sensor 76 and determines a density characteristic value for the fluid or flow medium on the outlet side of the preheater heater from the measured values supplied by the latter. area 2.
  • This further density parameter is also output fromforensicsmo ⁇ dul 118 to the adder 116th
  • the adder 116 is in turn formed from the from the incoming density characteristic values sum to a downstream Di ⁇ vidierglied 120 in which said sum by the Fak ⁇ tor 2 is divided as the denominator.
  • the divider 120 thus provides a characteristic value for the mean fluid or feedwater density in the preheater heating surface 2. This is fed to a downstream differentiating element 122.
  • the differentiator 122 is configured as a so-called “Derivative- element” or “DTL-link”, and supplies as output value a for the time derivative of the signal supplied from the dividing element 120 density characteristic value of the fluid or Strö ⁇ mung medium characteristic parameter value ⁇ to a nachge switched subtractor 124 is output. Additionally, a further differentiating element 126 is provided, which is acted upon on the input side with the generated by the functional module 74 for the actual enthalpy at the evaporator inlet charac ⁇ rule identification value.
  • the differentiating element 126 which in turn is likewise designed as a so-called “derivative element” or “DTI element”, thus supplies a characteristic value which is characteristic of the time derivative of the enthalpy at the inlet of the evaporator heating surface 4.
  • the subtractor 124 of this characteristic value it is membered by differentiating 122 supplied considered for the time derivative of the density values of the flow medium characteristic parameter from ⁇ .
  • the subtracter 124 to an off ⁇ output value 2 supplies, the heating surface linear contribution for temporal Ablei ⁇ processing of the density of the flow medium at the inlet of the preheating, the time derivative of the density of the flow medium at the outlet of Vortagersammlung Chemistry 2 and the time derivative of the enthalpy the flow medium at the entrance of the evaporator 4 is composed.

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Abstract

Bei einem Verfahren zum Betreiben eines solarbeheizten Abhitzedampferzeugers (1) mit einer Anzahl an Heizflächen (2, 4), bei dem einer Vorrichtung zum Einstellen des Speisewassermassenstroms (Formel (I)) ein Sollwert (Formel (II)) für den Speisewassermassenstrom (Formel (I)) zugeführt wird, soll die Qualität einer prädiktiven Speisewasser- oder Massenstromregelung noch weiter verbessert und insbesondere bei auftretenden Laständerungen die Enthalpie des Strömungsmediums am Verdampferaustritt besonders stabil gehalten werden. Dazu wird erfindungsgemäß bei der Erstellung des Sollwerts (Formel (II)) für den Speisewassermassenstrom (Formel (I)) ein charakteristischer Korrekturwert KT berücksichtigt, durch den thermische Speichereffekte von ein- oder ausgespeicherter thermischer Energie in eine oder mehrere der Heizflächen (2, 4) korrigiert werden. Das Verfahren ist in besonderer Weise für den Betrieb eines solarthermischen Abhitzedampferzeugers (1) in einem Solarturm-Kraftwerk (129) mit indirekter Verdampfung angepasst.

Description

Beschreibung
Verfahren zum Betreiben eines solarbeheizten Abhitzedampferzeugers sowie solarthermischer Abhitzedampferzeuger
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Betreiben eines solarbeheizten Abhitzedampferzeugers mit einer Anzahl von Heiz flächen, bei dem durch solare Wärmeeinstrahlung ein Heißgas, insbesondere Heißluft, erzeugt wird, mit dem die Heizflächen des Abhitzedampferzeugers beaufschlagt werden. Die Erfindung betrifft weiterhin einen solarthermischen Abhitzedampferzeuger zur Durchführung des Verfahrens, insbesondere in einem Solarturm-Kraftwerk mit indirekter Verdampfung.
Solarthermische Kraftwerke stellen eine Alternative zur her¬ kömmlichen Stromerzeugung dar. Zurzeit werden solarthermische Kraftwerke mit Parabolrinnenkollektoren oder Fres nel-Kollektoren ausgeführt. Eine weitere Option stellt die direkte oder indirekte Verdampfung in sogenannten Solarturm- Kraftwerken dar.
In einer Aus führungs form dieses Turmkraftwerks wird Umge¬ bungsluft in einem sogenannten Receiver aufgeheizt. Die auf diese Weise erzeugte Heißluft gibt ihre Energie in einem nachgeschalteten Abhitzedampferzeuger (AHDE) an das vom Kondensator kommende Speisewasser ab. Der erzeugte Dampf wird einer Dampfturbine zugeführt. Dies bezeichnet man als indi¬ rekte solare Verdampfung.
Beim offenen Luftreceiver wird anstelle des Rohrbündelabsorbers ein metallischer oder keramischer Schwamm benutzt, der auch als volumetrischer Absorber bezeichnet wird, da die Strahlung sowohl an der Oberfläche als auch im inneren eines porösen Körpers absorbiert und in Wärme umgewandelt wird. Um gebungsluft, die durch den Schwamm nach innen gesaugt wird, erhitzt sich so auf über 800°C und dient anschließend zur Dampferzeugung für ein konventionelles Dampfkraftwerk. Der Vorteil gegenüber Rohrbündelabsorbern ist, dass die Wärme nicht durch eine Wand hindurch übertragen werden muss. Dadurch sind höhere Energieflussdichten, Betriebstemperaturen und Wirkungsgrade möglich.
Entsprechend der in den Absorber eingebrachten Wärmeleistung und den daraus resultierenden Heißgasparameter (Temperatur und Massenstrom des Heißgases) sowie der Wahl der AHDE- Frischdampfparameter ist ein geeigneter Speisewassermassenstrom zu gewährleisten. In sogenannten ZwangdurchlaufSystemen stellt die Sollwertführung der Speisewasserdurchflussregelung im Anfahr- und Schwachlastbetrieb, sowie im Zwangdurchlaufbe¬ trieb die notwendigen Speisewasser Sollwerte in Abhängigkeit des Anlagenzustands bereit. Dabei muss im instationären
Betrieb, z.B. bei Wolkendurchzug durch das Solarfeld der Ver¬ dampferdurchfluss möglichst synchron zum Wärmeeintrag über das Heißgas in die Heizfläche verändert werden.
In einem solarbeheizten Durchlauf-Abhitzedampferzeuger führt die Beheizung einer Anzahl von Dampferzeugerrohren, die zusammen eine Verdampferheizfläche bilden, zu einer vollständi¬ gen Verdampfung eines Strömungsmediums in den Dampferzeugerrohren in einem Durchgang. Das Strömungsmedium - üblicherweise Wasser - wird dabei in der Regel vor seiner Verdampfung einem der Verdampferheizfläche strömungsmediumsseitig vorge¬ schalteten Vorwärmer, üblicherweise auch als Economizer bezeichnet, zugeführt und dort vorgewärmt.
Abhängig vom Betriebszustand des solarbeheizten Abhitzedampf erzeugers und damit zusammenhängend von der aktuellen
Dampferzeugerleistung wird der Speisewassermassenstrom in di Verdampferheizfläche geregelt. Bei Laständerungen sollte der Verdampferdurchfluss möglichst synchron zum Wärmeeintrag in die Verdampferheizfläche geändert werden, weil sonst eine Ab weichung der spezifischen Enthalpie des Strömungsmediums am Austritt der Verdampferheizfläche vom Sollwert nicht sicher vermieden werden kann. Eine solche unerwünschte Abweichung der spezifischen Enthalpie erschwert die Regelung der Tempe¬ ratur des aus dem Dampferzeuger austretenden Frischdampfes und führt darüber hinaus zu hohen Materialbelastungen und somit zu einer reduzierten Lebensdauer des Dampferzeugers.
Um Abweichungen der spezifischen Enthalpie vom Sollwert und daraus resultierende unerwünscht große Temperaturschwankungen in allen Betriebszuständen des Dampferzeugers, also insbesondere auch in transienten Zuständen oder bei Lastwechseln, möglichst gering zu halten, kann die Speisewasserdurchfluss- regelung in der Art einer so genannten prädiktiven oder vorausschauenden Auslegung ausgestaltet sein. Dabei sollen insbesondere auch bei Lastwechseln die notwendigen Speisewassersollwerte in Abhängigkeit vom aktuellen oder für die nächste Zukunft zu erwartenden Betriebszustand bereitgestellt werden.
Es besteht daher bei solarthermischen Kraftwerksanlagen der Bedarf den Ungenauigkeiten infolge z.B. Änderungen in der solaren Inzidenz (Einstrahlung) bei der Vorgabe eines insbesondere bei Änderung der Gesamtwärmeaufnahme oder bei Lastwech¬ seln besonders bedarfsgerechten Sollwerts für den Speisewas- sermassenstrom effektiv zu begegnen.
Gerade bei solarthermisch basierten Energieerzeugungssystemen können ausreichend stabile und eindeutig auf einen vorbe¬ stimmten, konstanten solaren Energieeintrag zurückführbare Systemeigenschaften insgesamt nicht vorausgesetzt werden. Zu¬ dem ist bei derartigen, als indirekte Verdampfersysteme aus¬ gestalteten Anlagen eine solare Primärleistung auf den Heliostaten und damit auf dem Luftreceiver im Turm nicht im selben Maße als freier Parameter nutzbar wie bei konventionell gefeuerten Kesseln.
Der Erfindung liegt nunmehr die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren zum Betreiben eines solarbeheizten Abhitzedampferzeugers der oben genannten Art anzugeben, der sich vor allem bei instationärem Betrieb durch eine besonders hohe Zuverlässigkeit und der Qualität der Regelbarkeit auszeichnet. Des Weiteren soll ein für die Durchführung des Verfahrens besonders geeig¬ neter solarthermischer Abhitzedampferzeuger angegeben werden. Bezüglich des Verfahrens wird diese Aufgabe erfindungsgemäß gelöst durch die Merkmale des Anspruchs 1.
Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zum Betreiben eines solarbeheizten Abhitzedampferzeugers mit einer Anzahl von Heizflächen, bei dem durch solare Wärmeeinstrahlung ein Heißgas, insbesondere Heißluft, erzeugt wird, mit dem die Heizflächen des Abhitzedampferzeugers beaufschlagt werden. Der Abhitzedampferzeuger umfasst eine Vorrichtung zum Einstellen des Speisewassermassenstroms M , der ein Sollwert M zugeführt wird. Erfindungsgemäß wird bei der Erstellung des Sollwerts M für den Speisewassermassenstrom M ein charakteristischer Korrekturwert KT berücksichtigt, durch den thermische Speichereffekte von ein- oder ausgespeicherter thermischer Energie in eine oder mehrere der Heizflächen kor rigiert werden.
Die Erfindung geht dabei von der Überlegung aus, ein Konzept einer prädiktive Massenstromregelung erstmals für einen solarbeheizten Abhitzedampferzeugers hinsichtlich der Ansteuer qualität bei der Einstellung des Speisewassermassenstroms an zuwenden. Dabei werden konsequent als einschlägig erkannte Korrekturwerte bei der Ermittlung eines geeigneten Sollwerts für den Speisewassermassenstrom berücksichtigt. Gerade bei Lastwechseln oder sonstigen transienten Vorgängen beim Betrieb des solarbeheizten Abhitzedampferzeugers sollte dabei berücksichtigt werden, dass sich bei derartigen Vorgängen da spezifische Volumen des Strömungsmediums deutlich ändern kann. Aus dieser spezifischen Volumenänderung des Strömungsmediums, beispielsweise infolge von Temperaturänderungen, re sultieren temporär oder vorübergehend fluid- oder strömungs- mediumsseitige Ein- oder Ausspeichereffekte in bzw. aus den entsprechenden Heizflächen des solarbeheizten Abhitzedampfer zeugers .
Derartige, auf Dichteänderungen des Fluids oder Strömungsme¬ diums infolge von Temperaturveränderungen zurückgehende Spei chereffekte bedingen Massenstromschwankungen am Ausgang der jeweiligen Heizflächen, so dass der von der jeweiligen Heizfläche abströmende Massenstrom nicht der gleiche wie der ein¬ strömende und insbesondere nicht der gleiche wie der von der Speisewasserpumpe geförderte Massenstrom ist. Unter derarti¬ gen Umständen laufen somit der Durchfluss durch die jeweilige Heizfläche und der von der Speisewasserpumpe geförderte Mas¬ senstrom nicht mehr synchron zueinander, so dass bei derartigen Umständen und nahezu gleichbleibender Beheizung mit an sich unerwünschten mehr oder minder starken Enthalpieschwankungen am Verdampferaustritt zu rechnen ist. Um diesen Effekten ( strömungsmediumsseitige Ein- und Ausspeichervorgänge) im Sinne einer prädiktiven Massenstromregelung bei solarthermischen Kraftwerksanlagen geeignet zu begegnen, soll in der Speisewasserregelung ein zusätzlicher Korrekturterm Kf zur Kompensation berücksichtigt werden.
Darüber hinaus wird in Abhängigkeit des vorhandenen Wärmeangebots der Solarstrahlung und damit der generierten Heißgasmenge durch das Verfahren gemäß der Erfindung immer genau der erforderliche Speisewassermassenstrom durch die Verdampferheizflächen des Abhitzedampferzeugers zur Verfügung gestellt.
Wird eine derart ausgestaltete Speisewassersollwertermittlung in zwangdurchströmten Abhitzedampferzeugern eines solarbeheizten Turmkraftwerks eingesetzt, können auch für stark instationäre Betriebszustände, wie sie in solarbeheizten Kraft¬ werken vermehrt auftreten (z.B Wolkendurchzug), je nach Be¬ triebsart sowohl ein konstanter Flaschenwasserstand im LEVEL Modus als auch konstante Verdampferaustrittstemperaturen im BENSON Modus sichergestellt werden, die nach dem heutigen Stand der Technik nicht zu gewährleisten sind. Neben einer somit flexiblen Fahrweise bei sich ändernden Wetterbedingungen kann durch ein materialschonendes Konzept die Verfügbar¬ keit der gesamten Anlage deutlich verbessert werden.
Basis für eine Vorausberechnung der Speisewassermenge bildet die heißluftseitige Wärmebilanzierung des Verdampfers, mit deren Hilfe zu jedem beliebigen Zeitpunkt die von der aufge¬ heizten Luft (im Folgenden Heißgas benannt) an die Verdampferheizfläche übertragene Wärmeleistung Q bestimmt werden kann. Neben dem aktuellen Heißgasmassenstrom, der z. B. über die Blockleitebene zur Verfügung gestellt werden kann, sind für diese Wärmebilanz zusätzlich die Heißgasenthalpien am Verdampferein- und austritt zu ermitteln. Hierfür wird die Heißgastemperatur am Verdampfereintritt gemessen, minimal durch ein Zeitverzögerungsglied höherer Ordnung (PTn) verzö¬ gert und vor dem Hintergrund bekannter Gaszusammensetzung anschließend in eine zugehörige Gasenthalpie umgerechnet. Durch die Implementierung eines zusätzlichen PTn Glieds kann die zeitliche Verzögerung, mit der gasseitige Temperaturänderungen auch für das Strömungsmedium im Verdampfer spürbar werden, nachgebildet werden. Für die Messung der heißgasseitigen Temperatur ist der Gaskanal am Verdampfereintritt mit zusätz¬ lichem Messequipment (Thermoelemente) auszustatten. Am Ver¬ dampferaustritt kann die Heißgastemperatur ebenfalls über ei¬ ne separate Messung bestimmt werden (analog zum Verdampfereintritt) . Hier ist es aber insbesondere für den unterkriti¬ schen Betrieb möglich, auf eine separate Messung der Heißgas¬ temperatur zu verzichten, wodurch zusätzliche Investitionskosten minimiert werden können. Anstelle einer Messgröße ist für diesen Fall in Abhängigkeit der Sättigungstemperatur des Strömungsmediums im Verdampfer die Heißgastemperatur abzuschätzen und ebenfalls als Funktion der vorliegenden Gaszusammensetzung in eine zugehörige Gasenthalpie umzurechnen. Dabei wird davon ausgegangen, dass die Heißgastemperatur am Verdampferaustritt minimal größer als die Sättigungstempera¬ tur des Fluids im Verdampfer ist, und sich diese Temperaturdifferenz mit sinkender Last ebenfalls reduziert (lastabhängig) .
Neben dieser Gesamtwärmeaufnahme des Verdampfers wird für die Ermittlung des Speisewassermassenstromes zusätzlich die Auf¬ wärmspanne (Enthalpiedifferenz) des Strömungsmediums im Ver¬ dampfer benötigt. Diese wird gebildet aus der gemessenen Enthalpie am Verdampfereintritt (Umrechnung über die Messgrö- ßen Druck und Temperatur) und dem Enthalpiesollwert am Ver¬ dampferaustritt. Dieser kann in Abhängigkeit der Betriebswei¬ se über eine Umrechnung des gemessenen Abscheiderdrucks und dem gewünschten Überhitzungssollwert (Durchlaufbetrieb, im Folgenden BENSON Betrieb genannt) bzw. dem gewünschten Dampf- gehaltssollwert (Betrieb mit Verdampferüberspeisung, im Fol¬ genden LEVEL Betrieb genannt) bestimmt werden. Wird zum Ab- schluss das verdampferseitige Wärmeangebot durch die mediums- seitige Enthalpiedifferenz dividiert, ist zumindest für den stationären Lastbetrieb der benötigte Speisewassermassenstrom für jeden Betriebszustand bekannt. Dabei ist zu berücksichti¬ gen, dass im LEVEL Betrieb das am Verdampferaustritt über¬ schüssige Wasser abzuscheiden ist. Optional könnte bei geeig¬ neter maschinentechnischer Ausführung (entsprechendes Abscheiderdesign) der noch nicht verdampfte Wasseranteil mit dem Dampf in die folgenden Überhitzer weitergeleitet werden, in denen dann die Restverdampfung stattfinden könnte.
Im BENSON Betrieb ist ein für den aktuellen Anlagenzustand geeigneter Überhitzungssollwert am Verdampferaustritt festzu¬ legen. Dieser kann beispielsweise in Anlehnung an die gewünschte Frischdampftemperatur festgelegt werden. Wird unter diesen Umständen mit der Speisewassermenge eine derartige Dampftemperatur eingestellt, bei der die Einspritzungen der Frischdampftemperaturregelung gerade noch nicht öffnen, kann der AHDE mit einem optimalen Wirkungsgrad betrieben werden. Somit liegt im Regelfall im „Benson-Kontroll-Modus" am Aus¬ tritt der Verdampferheizfläche Überhitzung des Strömungsmedi¬ ums vor. Es kann jedoch in diesem Modus die Überspeisung eines der Verdampferheizfläche nachgeschalteten Wasserspeichers in Kauf genommen und den nachfolgenden Heizflächen teilweise noch unverdampftes Strömungsmedium zugeführt werden, so dass erst in den nachfolgenden Heizflächen die vollständige Verdampfung des Strömungsmediums erfolgt. In einem derartigen Modus kann insbesondere als gewünschter Dampfparameter die Einstellung einer um eine vorgegebene Temperaturdifferenz von beispielsweise 35 °C oberhalb der Sättigungstemperatur des Strömungsmediums liegenden Solltemperatur für das Strömungs- medium am Austritt des Verdampfers vorgegeben werden. Gerade bei einer derartigen Betriebsweise des Abhitzedampferzeugers kann es wünschenswert sein, den aktuellen Betriebszustand von der Verdampferheizflache nachgeschalteten Uberhitzerheizflä- chen zugeordneten Einspritzkühlern geeignet zu berücksichtigen, indem deren Kühlbedarf auf eine geeignete Mehrbespeisung des Systems mit Speisewasser verlagert wird. Dazu wird vor¬ teilhafterweise bei der Vorgabe des Sollwerts für die Enthal¬ pie des Strömungsmediums am Austritt der Verdampferheizflache ein aktueller Kühlbedarf bei der Verdampferheizflache nachge¬ schalteten Einspritzkühlern berücksichtigt. Die Soll-Frischdampf-Temperatur soll somit insbesondere so weit wie möglich durch eine geeignete Einstellung des Speisewasserstroms er¬ reicht werden, so dass der zusätzliche Kühlbedarf bei den Einspritzkühlern besonders gering gehalten werden kann. Umgekehrt kann auch für den Fall, dass eine zu geringe Frisch¬ dampf-Temperatur festgestellt wird, der Enthalpie-Sollwert des Strömungsmediums am Verdampferaustritt geeignet erhöht werden, so dass eine entsprechend gering bemessene Speisewas- sermenge über den solchermaßen geänderten Sollwert für den Speisewassermassenstrom zugeführt wird.
Alternativ kann der Abhitzedampferzeuger auch in einem so genannten „Level Control Mode" betrieben werden, bei dem der Wasserstand in einem der Verdampferheizfläche nachgeschalte¬ ten Wasserspeicher variiert und nachgeregelt wird, wobei ein Überspeisen des Wasserspeichers möglichst vermieden werden sollte. Dabei wird der Wasserstand innerhalb des Wasserspei¬ chers soweit möglich in einem vorgegebenen Sollbereich gehal- ten, wobei in vorteilhafter Ausgestaltung für den Sollwert für den Speisewassermassenstrom ein Füllstands-Korrekturwert berücksichtigt wird, der die Abweichung des Iststands des Füllstands im Wasserspeicher von einem zugeordneten Sollwert charakterisiert .
Der mit der prädiktiven Speisewassersollwertermittlung bestimmte Verdampferdurchfluss kann (falls erforderlich) durch überlagerte Regelkreise zusätzlich korrigiert werden, so dass die geforderten Sollwerte am Verdampferaustritt auch tatsäch¬ lich dauerhaft zu erreichen sind (Füllstand in der Flasche im LEVEL Betrieb, bzw. Enthalpiesollwert im BENSON Betrieb) . Zu¬ sätzlich ist mit Hilfe dieser Regelkreise ein stoßfreies Um¬ schalten zwischen BENSON und LEVEL Betrieb möglich. Für die Korrekturregelung des vorausberechneten Speisewassermassen- stroms ist allerdings zu berücksichtigen, dass dies aus Grün¬ den der Reglerstabilität nur sehr langsam und mit geringer Reglerverstärkung durchgeführt werden kann. Starke temporäre Abweichungen zum vorgegebenen Sollwert, die sich aufgrund physikalischer Mechanismen in Folge instationärer Betriebsweise des Abhitzekessels ergeben, lassen sich durch diese Korrekturregelkreise nur unwesentlich bzw. gar nicht reduzie¬ ren. Daher ist durch zusätzliche Maßnahmen die prädiktive Speisewassersollwertermittlung dahingehend zu ertüchtigen, die temporären Abweichungen zum vorgegebenen Sollwert auch während schneller transienter Vorgänge zu minimieren.
Bei instationären Vorgängen ändern sich strömungsmediumssei- tig im Verdampfer generell thermodynamische Zustandswerte wie beispielsweise die Verdampferaustrittstemperatur, der Druck (für den unterkritischen Fall somit auch die Siedetemperatur des Strömungsmediums) sowie die Verdampfereintrittstempera¬ tur. Infolge dieser Änderungen ist auch die Materialtempera¬ tur der Verdampferrohre nicht konstant und wird je nach Rich¬ tung größer oder kleiner. Resultierend wird thermische Energie in die Rohrwände ein- oder aus den Rohrwänden ausgespei¬ chert. Verglichen mit der bilanzierten Heißgaswärme steht demnach für den Verdampfungsprozess des Strömungsmediums je nach Richtung der Materialtemperaturänderung temporär mehr oder weniger Wärme zur Verfügung. Bei vorgegebenem Enthalpiesollwert am Verdampferaustritt ist daher zur Vorausberechnung des benötigten Speisewassermassenstromes dieser nicht uner¬ hebliche Einfluss im Regelungskonzept zu berücksichtigen. Durch ein Differenzierglied erster Ordnung (DTl-Element ) lässt sich dieser physikalische Effekt regelungstechnisch abbilden . Als Eingangssignal dieses Differenzierglieds ist vorteilhaft¬ erweise eine mittlere Materialtemperatur aller Verdampferrohre zu wählen. Die Ermittlung dieser mittleren Materialtemperatur ist auf unterschiedliche Weise möglich.
Für den unterkritischen Betrieb beispielsweise wird vorausge¬ setzt, dass bei einer Modifizierung des Systemdrucks die zeitliche Änderung sowohl der Temperatur des Strömungsmediums (die im überwiegenden Teil des Verdampfers der Sättigungstemperatur entspricht) als auch die der Rohrwand näherungsweise identisch sind. Als Eingang des Differenzierglieds wird dem¬ nach die aus dem gemessenen Abscheiderdruck berechnete Sättigungstemperatur des Strömungsmediums verwendet.
Für überkritische Systeme, für die aus physikalischen Gründen eine Sättigungstemperatur nicht mehr zu bestimmen ist, kann beispielsweise eine druckabhängige mittlere Fluid- bzw. Mate¬ rialtemperatur errechnet und als Eingangssignal des Differen¬ zierglieds verwendet werden.
Wird der Ausgang dieses Differenzierglieds mit der Masse der gesamten Verdampferrohre und der spezifischen Wärmekapazität des Verdampfermaterials 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 be¬ schriebenen 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. Diese Vorgehensweise ist glei¬ chermaßen für unter- wie überkritische Systeme anwendbar.
Alternativ wäre auch eine direkte Messung der Materialtempe¬ ratur an charakteristischen Stellen der Verdampferrohre denkbar. Unter diesen Umständen könnte eine Änderung der Metalltemperatur auf direktem Weg berücksichtigt werden. In diesem Fall wäre sowohl die Anzahl der Differenzierglieder als auch deren entsprechende Verstärkungsfaktoren (im Wesentlichen Masse der Verdampferrohre) der Anzahl der Metalltemperatur- messungen anzupassen. Der Vorteil dieser doch messtechnisch aufwändigeren Variante würde in einer genaueren Bestimmung der ein- bzw. ausgespeicherten Wärmemenge resultieren.
Die gesamte aus den Verdampferrohren ein- oder ausgespeicherte Wärmemenge entspricht hierbei nun dem Korrekturfaktor KT, der zur Bestimmung des Speisewassermassenstromsollwerts M von der bilanzierten Gesamtwärmeleistung Q abzuziehen ist.
Mit dem zweiten Korrekturwert KF, der direkt auf den Speise- wassermassenstromsollwert M korrigierend eingreift, werden darüber hinaus weitere störende Einflüsse im Wasser- Dampfkreislauf des Abhitzedampferzeugers, die sich aufgrund eines instationären Betriebs ergeben, wirkungsvoll kompensiert. Bei transienten Vorgängen im Wasser- Dampfkreislauf ändern sich thermodynamische Zustandswerte wie z.B. Druck und Temperatur. Mit diesen Änderungen sind zwangsläufig in jeder Heizfläche des Abhitzedampferzeugers Änderungen des spezifi¬ schen Volumens bzw. der Dichte des Strömungsmediums ver¬ knüpft .
Nimmt z.B. aufgrund eines Lastwechsels das spezifische Volu¬ men des Strömungsmediums in der gesamten Verdampferheizfläche ab (Dichte nimmt zu) , kann diese temporär mehr Fluid aufneh¬ men (Masse einspeichern) . Schlussfolgernd ergeben sich stark unterschiedliche Massenströme am Ein- und Austritt, was bei zugehöriger Beheizung unmittelbar in einer schwankenden Verdampferaustrittsenthalpie mündet. Um diese Schwankungen zu reduzieren, sind die auftretenden Massenspeichereffekte durch die Speisewassersollwertermittlung wirkungsvoll zu kompensieren. Die Dichteverteilung im Verdampferrohr wird maßgeblich durch den Verdampfungsbeginn charakterisiert. Dieser ist sehr stark mit der Verdampfereintrittsunterkühlung verknüpft. Hat die Verdampfung im Verdampferrohr erst eingesetzt, reduziert sich stromabwärts die Gemischdichte sehr stark. Ändert sich nun aufgrund transienter Vorgänge die Eintrittsunterkühlung, verschiebt sich simultan der Verdampfungsbeginn und somit die gesamte Dichteverteilung im Rohr. Massenein- bzw. - ausspeichereffekte sind die Folge. Dabei resultieren steigen¬ de Eintrittsunterkühlungen kurzfristig in einer Erhöhung der Verdampferaustrittsenthalpie. Dies lässt sich dadurch erklä¬ ren, dass sich mit steigender Eintrittsunterkühlung der Ver- dampfungsbeginn Richtung Verdampferaustritt schiebt (der Verdampfer wird mit kälterem Fluid bespeist) . Infolge der loka¬ len Dichteerhöhungen (insbesondere im Bereich des Versatzes des Verdampfungsbeginns) wird verstärkt Fluid eingespeichert und reduziert im Umkehrschluss den Austrittsmassenstrom, was unmittelbar bei zugehöriger Beheizung in einer erhöhten Verdampferaustrittsenthalpie münden muss. Bei einer Verringerung der Verdampfereintrittsunterkühlung stellt sich der umgekehrte Vorgang ein. Wird in der Speisewassersollwertermittlung ein zusätzliches Differenzierglied erster Ordnung verwendet, lassen sich bei Wahl eines geeigneten Eingangssignals (beispielsweise die Un¬ terkühlung- oder die Enthalpie- oder die Temperatur am Verdampfereintritt) , einer dazu passenden Zeitkonstanten und ei- ner geeigneten Verstärkung die Enthalpieschwankungen am Verdampferaustritt abermals effektiv vermindern.
Auch in den Economizerheizflächen des Abhitzekessels treten im instationären Betrieb fluidseitige Ein- und Ausspeicheref- fekte auf. Diese werden bei einer Massenstrommessstelle am
Verdampfereintritt unmittelbar berücksichtigt und bedürfen in diesem konkreten Fall keiner Gegenmaßnahme. In der Praxis erweist sich die Messung des Speisewassermassenstroms unmittel¬ bar am Eintritt der Verdampferheizfläche jedoch als technisch sehr aufwendig und nicht in jedem Betriebszustand zuverlässig durchführbar. Stattdessen wird ersatzweise der Speisewasser- massenstrom am Eintritt des Economizers gemessen und in die Berechnungen der Speisewassermenge einbezogen, der jedoch nicht in jedem Fall gleich dem Speisewassermassenstrom am Eintritt der Verdampferheizfläche ist. Konkret bedeutet dies, dass bei einer Massenstrommessstelle am Economizer Eintritt und einem Speisewasserregler, der sich auf diese Messstelle bezieht, sich die aus den Speichereffekten resultierenden Massenstromschwankungen am Economizeraustritt (bzw. Verdampfereintritt) unmittelbar auf die Verdampferaustrittsenthalpie auswirken. Unter diesen Umständen laufen Verdampferdurchfluss und Wärmeeintrag in die Heizfläche nicht mehr synchron zuein¬ ander, so dass mit mehr oder minder starken Enthalpieschwankungen am Verdampferaustritt zu rechnen ist. Durch zusätzliche Messungen von Temperatur und Druck am Eintritt der ersten bzw. am Austritt der letzten Economizerheizfläche lässt sich die Fluiddichte an diesen Stellen ermitteln. Über eine geeignete Umrechnung kann ein repräsentatives Dichtemittel be¬ stimmt werden. Eine Änderung dieses Dichtemittels ist somit zwangsläufig ein Indikator fluidseitiger Ein- und Ausspeichereffekte, die durch ein weiteres Differenzierglied erster Ordnung quantitativ erfasst werden können. Wird eine geeignete Verstärkung (vorzugsweise das komplette Volumen der Econo- mizer Heizflächen) und eine geeignete Zeitkonstante (vorzugs¬ weise die halbe Durchlaufzeit des Strömungsmediums durch die Economizerheizflächen {lastabhängig}) für dieses Differenzierglied gewählt, kompensiert das so generierte Korrektur¬ signal optimalerweise die fluidseitigen Speichereffekte im Economizer .
In vorteilhafter Ausgestaltung werden auf derartige Weise fluidseitige Ein- oder Ausspeichereffekte in einer Vorwärmer¬ heizfläche des solarbeheizten Abhitzedampferzeugers ausgewer¬ tet. Gerade im Hinblick auf den üblicherweise vergleichsweise großen Inhalt an Wasser oder Strömungsmedium in den Vorwärmer- oder Economizerheizflächen wirken sich nämlich Dichteänderungen des dort befindlichen Strömungsmediums vergleichsweise gravierend auf den Verdampferdurchfluss und so¬ mit auf die Verdampferaustrittsenthalpie aus, so dass eine geeignete Berücksichtigung und Kompensation dieses Effekts bei der Ermittlung eines geeigneten Sollwerts für den Speise- wassermassenstrom besonders günstig ist.
Dabei wird der Korrekturwert KF(oder ein Teil davon), der bei der Ermittlung des Sollwerts für den Speisewassermassenstrom berücksichtigt werden soll, vorteilhafterweise durch Berück- sichtigung von für die zeitliche Ableitung der Dichte des Strömungsmediums sowohl am Eingang als auch am Ausgang der jeweiligen Heizfläche erstellt.
Bezüglich des solarthermischen Abhitzedampferzeugers wird di genannte Aufgabe gelöst, durch einen solarthermischen Abhit¬ zedampferzeuger mit einer Verdampferheizflache und mit einer Vorrichtung zum Einstellen des Speisewassermassenstroms , die anhand eines Sollwerts für den Speisewassermassenstrom geführt ist, wobei eine zugeordnete Speisewasserdurchflussrege lung zur Vorgabe des Sollwerts anhand des Verfahrens aus¬ gelegt ist.
In vorteilhafter Ausgestaltung ist der solarthermischer Abhitzedampferzeuger mit seiner Verdampferheizflache in den Heißgasstrom eines Solarturm-Kraftwerk derart geschaltet, wo bei die Verdampferheizflache zur Dampferzeugung von durch so lare Inzidenz erzeugtem Heißgas beaufschlagbar ist.
Vorteilhafterweise ist das Solarturm-Kraftwerk mit einem Luftreceiver und mit einem dem Luftreceiver nachgeschalteten solarthermischen Abhitzedampferzeuger ausgestattet.
Das Solarturm-Kraftwerk weist in besonders vorteilhafter Aus gestaltung einen solarthermischen Abhitzedampferzeuger auf, der in den Wasser-Dampfkreislauf einer Dampfturbinenanlage geschaltet ist.
Die mit der Erfindung erzielten Vorteile bestehen insbesonde re darin, dass während transienter Vorgänge, die mit der Ein und Ausspeicherung von thermischer Energie bzw. mit der Ein- und Ausspeicherung von Strömungsmedium in den entsprechenden Rohren verknüpft sind, durch die Berücksichtigung prozessspe zifischer Korrekturwerte (KT,KF) eine Korrektur des im Rahmen einer prädiktiven Massenstromregelung ermittelten Sollwerts für den Speisewassermassenstrom ermöglicht ist. Ein Ausführungsbeispiel der Erfindung wird anhand einer
Zeichnung näher erläutert.
Darin zeigt FIG 1 ein Solarturm-Kraftwerk mit offenem Luftreceiver
FIG 2 ein als volumetrischer Absorber ausgestalteter
Luftreceiver
FIG 3 eine solarthermische Kraftwerksanlage mit Luftre¬ ceiver und nachgeschaltetem solarthermischen Abhit- zedampferzeuger
FIG 4 einen solarbeheizten Abhitzedampferzeuger mit zugeordneter Speisewasserdurchflussregelung .
FIG 1 zeigt eine Solarturmanlage 129. Die Solarturmanlage 129 weist einen Turm 132 auf, an dessen vertikal oberem Ende ein Luftreceiver 133 angeordnet ist. Der Luftreceiver 133 weist einen volumetrischen Absorber 135 auf. Ein Heliostatenfeld 130 ist am Boden in der Nähe des Turmes rund um den Turm 132 angeordnet. Das Heliostatenfeld 130 weist eine Vielzahl von Heliostaten 131 auf, die einzeln positionierbar bzw. ausrichtbar sind. Das gesamte Heliostatenfeld 130 ist dabei so ausgerichtet, dass die direkte Solarstrahlung Is fokussiert wird, so dass konzentrierte Solarstrahlung Ic durch optische Reflektion am Heliostatenfeld 130 entsteht, wobei die kon- zentrierte Solarstrahlung Ic auf den Luftreceiver 133, respektive den volumetrischen Absorber 135, gebündelt wird. Auf diese Weise wird Umgebungsluft L, die in den Luftreceiver 133 strömt, mittels des volumetrischen Absorbers 135 durch die gebündelte Solarstrahlung Ic sehr stark aufgeheizt. Die stark erhitzte oder überhitzte Luft L kann als Heizluft L' oder
Heißgas L' zur Energieerzeugung in einer nicht näher dargestellten konventionellen Kraftwerksanlage genutzt werden.
Ein Beispiel für einen volumetrischen Absorber 135 ist in FIG 2 dargestellt. Der volumetrische Absorber 135 weist ein Ge¬ häuse 134 auf, welches mit einer Wärmedämmung 140 ausgestat¬ tet ist. Die Wärmedämmung 140 kann beispielsweise aus einem porösen keramischen Material oder einem Metallschaum beste- hen, so dass eine gute Aufheizung des volumetrischen Absorbers 135 bei Sonneneinstrahlung gegeben ist. Der volumetri- sche Absorber 135 weist einen Einlass 138 sowie einen Auslass 139 auf. Der Einlass 138 und der Auslass 139 sind strömungs- technisch miteinander verbunden. Die Frontseite des volumetrischen Absorbers 135 weist ein gekrümmtes Quarzglasfens¬ ter 136 auf, welches in das Gehäuse 134 eingepasst ist. Seit¬ lich des Quarzglasfensters 136 ist eine wassergekühlte
Schutzblende 137 vorgesehen, die die Stirnseite des volu- metrischen Absorbers 135 vor Überhitzung schützt und das
Quarzglasfenster 136 umrahmt. Durch diese Konfiguration ist eine Einstrahlöffnung gebildet, die den Fokuspunkt für die konzentrierte Solarstrahlung Ic bildet. Im Betrieb des volu¬ metrischen Absorbers 135, beispielsweise in einer Solarturm- anläge 129 gemäß FIG 1, wird kühle Umgebungsluft L in den vo¬ lumetrischen Absorber 135 angesaugt. Die Luft L strömt in den Kanal entlang der Wärmedämmung 140 in Richtung der Frontseite des volumetrischen Absorbers vor und tritt in einen engen thermischen Wechselwirkungskontakt mit dem Absorbermaterial im volumetrischen Absorber 135. Das Absorbermaterial erhitzt sich aufgrund der intensiven und konzentrierten Solarstrahlung Ic, die durch das Quarzglasfenster 136 auf das Absorbermaterial trifft. Durch den Kontakt der Luft L mit dem stark erhitzten Absorbermaterial findet eine Aufheizung der Luft L statt, so dass eine Heißluft L' bzw. ein Heißgas L' gebildet wird, welches über den Auslass 139 den volumetrischen Absorber 135 verlässt und für nachfolgende Prozesse als Nutzwärme¬ träger zur Verfügung steht. In einem kontinuierlichen Betrieb wird bei Einstrahlung von konzentrierter Solarstrahlung Ic einströmende Umgebungsluft L kontinuierlich erhitzt und ein kontinuierlicher Strom aus Heizluft L' bzw. Heißgas L' steht zur Verfügung.
Die Integration einer Solarturmanlage 129 zu einem vollstän- digen Solarturmkraftwerk zur Erzeugung elektrischer Energie ist in FIG 3 dargestellt. Dabei zeigt FIG 3 eine Solarkraft¬ werksanlage 149, die aus einem Solarteil S und einem Kraft¬ werksteil P besteht, die zu einer Gesamtanlage integriert ist. Der Solarteil S weist eine Solarturmanlage 129 - in ana¬ loger Weise wie in FIG 1 beschrieben - auf. Diese umfasst ein Heliostatenfeld 130 sowie den Solarturm 132 mit dem Luftre- ceiver 133, der an der Turmspitze angeordnet ist und der den volumetrischen Absorber 135 enthält. Durch das Heliostatenfeld 130 wird konzentrierte Solarstrahlung Ic auf den Luft- receiver 133 fokussiert, so dass angesaugte Umgebungsluft L in dem volumetrischen Absorber 135 stark erhitzt bzw. überhitzt wird und als Heißgas L' für den Prozess im Kraft- werksteil P zur Verfügung steht. Der Kraftwerksteil P umfasst eine Dampfturbine 145 sowie einen an die Dampfturbine ange¬ koppelten Generator 146 zur Erzeugung elektrischer Energie. Abdampfseitig ist an die Dampfturbine 145 ein Kondensator 147 angeschlossen. Eine Speisewasserpumpe 148 fördert Speisewas- ser in dem Wasser-Dampf-Kreislauf 150 der Dampfturbinenanla- ge . Zur Erzeugung von Nutzdampf mit der gewünschten Frischdampftemperatur zum Betrieb der Dampfturbine 145 ist der Heizluftstrom L' über einen Vorlauf 142 mit dem solarbeheizten Abhitzedampferzeuger 1 verbunden. Am Austritt des Abhit- zedampferzeugers 1 ist eine Verbindungsleitung in Form eines Rücklaufs 141 zwischen dem Abhitzedampferzeuger 1 und dem Luftreceiver 133 des Solarturms 132 vorgesehen. Zur Förderung der Abluft aus dem Abhitzedampferzeuger 1 sind Gebläse 144 in den Rücklauf eingeschaltet. Der solarbeheizte Abhitzedampfer- zeuger 1 weist eine Verdampferheizfläche 4 sowie eine Über¬ hitzerheizfläche 8 auf. So dass im Betrieb die gewünschte Frischdampftemperatur und der gewünschte Frischdampfdruck erzeugbar ist. Ein Heißgasspeicher oder Pufferbehälter 143 verbindet den Vorlauf 141 mit dem Rücklauf 142, so dass bedarfs- weise Heißluft L' in den Heißgasspeicher 143 abgezweigt werden kann, die aus dem Heißgasspeicher 143 bedarfsweise aus dem Pufferbehälter 143 ausgespeichert und in den Rücklauf 141 eingespeist werden kann. Der Solarteil S und der Kraft¬ werksteil P sind durch diese Verschaltung zu einer Gesamtan- läge integriert, wobei der solar betriebene Abhitzedampfer¬ zeuger 1 mit seinen Heizflächen in den Heißluftstrom L' des Luftreceivers 133 geschaltet ist. Somit ist eine thermodyna- mische Ankopplung des Heißluftstroms L' an den Wasser-Dampf- Kreislauf 150 der Dampfturbinenanlage gegeben. Im Betrieb werden die Heizflächen des Dampferzeugers 1 mit Heißgas L' beaufschlagt, so dass Frischdampf F erzeugt wird. Das Heißgas L' weist eine Temperatur von 680° C und einen Druck von 1 bar auf. Durch den Wärmeübertrag in den Heizflächen des Abhitze¬ dampferzeugers wird Frischdampf F mit einer Temperatur von 480° C und einem Druck von 26 bar erzeugt. Mit diesem Frischdampf F wird die Dampfturbine 145 beaufschlagt, so dass sich der Frischdampf F in der Dampfturbine 145 arbeitsbringend entspannt und die Turbine antreibt. Die Dampfturbine 145 wie¬ derum treibt den elektrischen Generator 146 an, so dass e- lektrische Energie erzeugt ist. Abdampfseitig kondensiert der Dampf in dem Kondensator 147 und wird wiederum über die Speisewasserpumpe 148 in die Vorwärmstrecke des Abhitzedampfer- zeugers 1 eingespeist.
Eine Speisewasserregelung für die solar thermische Kraftwerksanlage 149 mit Luftreceiver 133 und nachgeschaltetem Heißluft-Abhitzedampferzeuger 1 auf Basis einer prädiktiven Speisewassersollwertermittlung ist in FIG 4 näher erläutert.
Der solarbeheizte Abhitzedampferzeuger 1 gemäß der FIG 4 weist eine auch als Economizer bezeichnete Vorwärmerheizfläche 2 für als Strömungsmedium vorgesehenes Speisewasser auf, der sich in einem nicht näher dargestellten Gaszug befindet. Der Vorwärmerheizfläche 2 ist strömungsmediumsseitig eine Speise¬ wasserpumpe 3 vor- und eine Verdampferheizfläche 4 nachge¬ schaltet. Ausgangsseitig ist die Verdampferheizfläche 4 strö¬ mungsmediumsseitig über einen Wasserspeicher 6, der insbeson- dere auch als Wasserabscheider oder Abscheideflasche ausges¬ taltet sein kann, mit einer Anzahl nachgeschalteter Überhitzerheizflächen 8, 10, 12 verbunden, die ihrerseits zur Anpassung der Dampftemperaturen und dergleichen mit Einspritzkühlern 14, 16 versehen sein können. Der solarbeheizte Abhit- zedampferzeuger 1 ist als Rohrbündelabsorber ausgestaltet, wobei die Heizflächen, also insbesondere die Vorwär¬ merheizfläche 2, die Verdampferheizfläche 4 sowie die Über¬ hitzerheizflächen 8, 10, 12, mit einem aus dem Luftreceiver 135 aufgeheizten Heißgas beaufschlagbar sind, so dass ein Wärmeeintrag durch Abkühlung des Heißgases an diesen Heizflä¬ chen mit geringerer Temperatur erfolgt. Die Wärmeübertragung findet hier im Wesentlichen durch Konvektion statt.
Der solarthermische Abhitzedampferzeuger 1 ist für eine gere¬ gelte Beaufschlagung mit Speisewasser ausgelegt. Dazu ist der Speisewasserpumpe 3 ein von einem Stellmotor 20 angesteuertes Drosselventil 22 nachgeschaltet, so dass über geeignete An- steuerung des Drosselventils 22 die von der Speisewasserpumpe 3 in Richtung des Vorwärmers 2 geförderte Speisewassermenge oder der Speisewassermassenstrom einstellbar ist. Zur Ermittlung eines aktuellen Kennwerts für den zugeführten Speisewassermassenstrom ist dem Drosselventil 22 eine Messeinrichtung 24 zur Ermittlung des Speisewassermassenstroms M durch die Speisewasserleitung nachgeschaltet. Der Stellmotor 20 ist ü- ber ein Regelelement 28 angesteuert, das eingangsseitig mit einem über eine Datenleitung 30 zugeführten Sollwert M für den Speisewassermassenstrom M und mit dem über eine Messeinrichtung 24 ermittelten aktuellen Istwert des Speisewassermassenstroms M beaufschlagt ist. Durch Differenzbildung zwischen diesen beiden Signalen wird an den Regler 28 ein Nachführungsbedarf übermittelt, so dass bei einer Abweichung des Ist- vom Sollwert eine entsprechende Nachführung des Drosselventils 22 über die Ansteuerung des Motors 20 erfolgt.
Zur Ermittlung eines besonders bedarfsgerechten Sollwerts M für den Speisewassermassenstrom M in der Art einer prädik- tiven, vorausschauenden oder am zukünftigen oder aktuellen Bedarf orientierten Einstellung des Speisewassermassenstroms ist die Datenleitung 30 eingangsseitig mit einer zur Vorgabe des Sollwerts M für den Speisewassermassenstrom M ausgelegten Speisewasserdurchflussregelung 32 verbunden. Diese ist dafür ausgelegt, den Sollwert M für den Speisewassermassenstrom M anhand einer Wärmestrombilanz in der Verdampferheizfläche 4 zu ermitteln, wobei der Sollwert M für den Speisewassermassenstrom M anhand des Verhältnisses aus dem aktuell in der Verdampferheizfläche 4 vom Heißgas auf das Strömungsmedium übertragenen Wärmestrom einerseits und einer im Hinblick auf den gewünschten Frischdampfzustand vorgegebe¬ nen Soll-Enthalpieerhöhung des Strömungsmediums in der Verdampferheizfläche 4 andererseits vorgegeben wird. Eine Nut¬ zung eines derartigen Konzepts der Bereitstellung eines Sollwerts für den Speisewassermassenstrom auf der Grundlage einer Wärmebilanz selbst für einen solarbeheizten Abhitzedampferzeuger 1 in Bauweise als Rohrbündelabsorber in einem Solarturm-Kraftwerk ist im Ausführungsbeispiel insbesondere da¬ durch erreicht, dass der durch die konzentrierte Sonnenein¬ strahlung auf das Strömungsmedium übertragene Wärmestrom unter Berücksichtigung eines für die aktuelle Temperatur am Verdampfereintritt charakteristischen Temperaturkennwerts und eines für den aktuellen Massenstrom des Heißgases charakte¬ ristischen Massenstromkennwerts ermittelt wird.
Dazu weist die Speisewasserdurchflussregelung 32 ein Dividierglied 34 auf, dem als Zähler ein geeigneter Kennwert für den aktuell in der Verdampferheizfläche 4 vom Heißgas auf das Strömungsmedium übertragenen Wärmestrom und als Nenner ein im Hinblick auf den gewünschten Frischdampfzustand geeignet vor¬ gegebener Kennwert für die gewünschte Soll-Enthalpieerhöhung des Strömungsmediums in der Verdampferheizfläche 4 zugeführt wird. Zählerseitig ist das Dividierglied 34 dabei eingangs- seitig mit einem Funktionsmodul 36 verbunden, das anhand ei¬ nes zugeführten, für die aktuelle Temperatur des Heißgases am Verdampfereintritt charakteristischen Temperaturkennwerts als Ausgangswert einen Wert für die Enthalpie des Heißgases am Verdampfereintritt ausgibt. Im Ausführungsbeispiel ist dabei die Zuführung eines für die aktuelle Temperatur des Heißgases am Verdampfereintritt charakteristischen Messwerts als Tempe¬ raturkennwert vorgesehen. Der für die Enthalpie des Heißgases am Verdampfereinlass charakteristische Kennwert wird auf ein Subtrahierglied 38 ausgegeben, wo von diesem Kennwert ein von einem Funktionsmodul 40 gelieferter Kennwert für die Enthal¬ pie des Gases am Verdampferauslass abgezogen wird. Zur Ermittlung der Enthalpie des Heißgases am Verdampferaus- lass wird dem Funktionsglied 40 eingangsseitig die von einem Summierglied 42 gebildete Summe zweier Temperaturwerte zuge¬ führt. Dabei wird einerseits die über ein Funktionsglied 44, das eingangsseitig mit einem Drucksensor 46 verbunden ist, anhand des Drucks des Strömungsmediums beim Verdampfereint¬ ritt ermittelte Sättigungstemperatur des Strömungsmediums be¬ rücksichtigt. Andererseits wird über ein Funktionsglied 48, dem seinerseits eingangsseitig über ein weiteres Funktions- glied 50 ein für den aktuellen Massenstrom des Heißgases charakteristischer Massenstromkennwert zugeführt wird, der so genannte „Pinchpoint" , nämlich die aus dem Massenstrom des Heißgases ermittelte Temperaturdifferenz der Heißgastempera¬ tur am Verdampferaustritt minus der Siedetemperatur des Strö- mungsmediums am Verdampfereintritt, berücksichtigt. Aus die¬ sen beiden über das Summierglied 42 addierten Temperaturbei¬ trägen wird vom Funktionsbaustein 40 somit die Enthalpie des Heißgases am Verdampferaustritt, gegebenenfalls unter Rück¬ griff auf geeignete Tabellen, Diagramme oder dergleichen, be- reitgestellt. Ausgangsseitig liefert das Subtrahierglied 38 somit die Enthalpiedifferenz oder -bilanz des Heißgases, also die Differenz aus Heißgasenthalpie am Verdampfereintritt und Heißgasenthalpie am Verdampferaustritt. Diese Enthalpiedifferenz wird an ein Multiplizierglied 52 weitergegeben, dem der charakteristische Massenstromkennwert, der im Übrigen als aktuell erfasster Messwert vorliegen kann, ebenfalls zugeführt wird. Ausgangsseitig liefert das Multip¬ lizierglied 52 somit einen Kennwert für die vom Heißgas an die Verdampferheizfläche 4 abgegebene Wärmeleistung.
Um anhand dieser vom Heißgas abgegebenen Wärmeleistung den tatsächlich auf das Strömungsmedium übertragenen Wärmestrom ermitteln zu können, ist zunächst noch eine Korrektur um Wär- meein- und/oder -ausspeichereffekte in die Komponenten der Verdampferheizfläche 4, insbesondere in die Metallmassen, vorgesehen. Dazu wird der genannte Kennwert für die vom Hei߬ gas abgegebene Wärmeleistung zunächst einem Subtrahierglied 54 zugeführt, wo ein für die Wärmeein- oder -ausspeicherung in die Verdampferbauteile charakteristischer Korrekturwert KT abgezogen wird. Dieser wird von einem Funktionsglied 56 be¬ reitgestellt. Dieses ist eingangsseitig seinerseits mit dem Ausgangswert eines weiteren Funktionsgliedes 58 beaufschlagt, indem ein mittlerer Temperaturwert für die Metallmassen der Verdampferheizflache 4 ermittelt wird. Dazu ist das weitere Funktionsglied 58 eingangsseitig mit einem im Wasserspeicher 6 angeordneten Druckgeber 60 verbunden, so dass das weitere Funktionsglied 58 die mittlere Temperatur der Metallmassen anhand des Drucks des Strömungsmediums, z. B. durch Gleich¬ setzung mit der zu diesem Druck gehörigen Siedetemperatur, im Wasserspeicher 6 ermitteln kann.
Ausgangsseitig übergibt das Subtrahierglied 54 somit einen für die vom Heißgas abgegebene Wärmeleistung, vermindert um die in das Metall der Verdampferheizfläche 4 eingespeicherte Wärmeleistung, und somit einen für die an das Strömungsmedium abzugebende Wärmeleistung charakteristischen Kennwert.
Dieser Kennwert wird im Dividierglied 34 als Zähler verwen¬ det, der dort durch einen Nenner geteilt wird, der einer im Hinblick auf den gewünschten Frischdampfzustand vorgegebenen Soll-Enthalpieerhöhung des Strömungsmediums in der Verdampferheizfläche 4 entspricht, so dass aus dieser Division oder diesem Verhältnis der Sollwert Ms für den Speisewassermas- senstrom M gebildet werden kann. Zur Bereitstellung des Nenners, also des Kennwerts für die gewünschte Soll-Enthal¬ pieerhöhung auf der Wasser-Dampf- oder Strömungsmediumsseite, ist das Dividierglied 34 eingangsseitig mit einem Subtrahier¬ glied 70 verbunden. Dieses ist eingangsseitig mit einem von einem Funktionsglied 72 bereitgestellten Kennwert für den gewünschten Sollwert für die Enthalpie des Strömungsmediums am Verdampferaustritt beaufschlagt. Des Weiteren ist das Subtra¬ hierglied 70 eingangsseitig mit einem von einem Funktions¬ modul 74 bereitgestellten Kennwert oder Istwert für die aktu¬ elle Enthalpie des Strömungsmediums am Verdampfereintritt be¬ aufschlagt, der im Subtrahierglied 70 vom genannten Kennwert für den Sollwert der Enthalpie am Verdampferaustritt abgezo¬ gen wird. Eingangsseitig ist das Funktionsmodul 74 dabei zur Bildung des genannten Kennwerts für die Ist-Enthalpie am Ver¬ dampfereintritt mit dem Drucksensor 46 und mit einem Tempera¬ tursensor 76 verbunden. Durch die Differenzbildung im Subtrahierglied 70 wird somit die in Abhängigkeit vom gewünschten Frischdampfzustand in das Strömungsmedium in der Verdampferheizfläche 4 einzubringende Enthalpieerhöhung ermittelt, die als Nenner im Dividierglied 34 verwendet werden kann.
Der solarbeheizte Abhitzedampferzeuger 1 könnte für einen Betrieb im so genannten „Level Control Mode" ausgelegt sein, bei dem der Wasserstand im Wasserspeicher 6 geregelt wird, wobei an die dem der Verdampferheizfläche 4 nachgeschalteten Überhitzerheizflächen 8, 10, 12 ausschließlich Dampf weitergegeben wird, und das verdampferaustrittsseitig noch mitge¬ führte Wasser im Wasserspeicher 6 abgeschieden wird. Im Ausführungsbeispiel ist der solarbeheizte Abhitzedampferzeuger 1 aber für einen Betrieb im so genannten „Benson Control Modus" ausgelegt, bei dem eine Überspeisung des auch als Was¬ serabscheider vorgesehenen Wasserspeichers 6 und die voll¬ ständige Verdampfung des Strömungsmediums erst in den nach¬ folgenden Überhitzerheizflächen 8, 10, 12 möglich ist. Bei dieser Betriebsvariante wird das Funktionsglied 72, über das der Sollwert für die Enthalpie des Strömungsmediums am Ver¬ dampferaustritt ausgegeben werden soll, eingangsseitig einer¬ seits mit dem vom Drucksensor 60 ermittelten Istwert für den Druck im Wasserabscheider 6 beaufschlagt. Weiterhin ist dem Funktionsmodul 72 eingangsseitig ein weiteres Funktionsmodul 90 vorgeschaltet, das anhand des vom Drucksensor 60 ermittel¬ ten Ist-Drucks im Wasserspeicher 6 anhand einer hinterlegten Funktionalität oder des gewünschten Frischdampfzustands einen geeigneten Sollwert für die Temperatur des Strömungsmediums im Wasserspeicher 6 ermittelt. Beispielsweise könnte für ei¬ nen Betrieb der Anlage im „Benson Control Modus" als Sollwert für die Temperatur hierbei ein Temperaturwert hinterlegt sein, der der Sättigungstemperatur des Strömungsmediums beim ermittelten Druck zuzüglich einer vorgesehenen Mindestüber- hitzung von beispielsweise 35 °C entspricht. Das Funktionsmo¬ dul 72 ermittelt aus diesem Sollwert für die Temperatur unter Berücksichtigung des aktuellen Druckwerts den genannten Sollwert für die Enthalpie des Strömungsmediums am Verdampferaus¬ tritt .
Im Ausführungsbeispiel wird dieser vom Funktionsmodul 72 be¬ reitgestellte Sollwert, der im Wesentlichen an den Eigenschaften des Strömungsmediums als solches orientiert ist, an¬ schließend in einem nachgeschalteten Addierglied 92 noch um einen weiteren Korrekturwert KTrimm verändert. Dieser von ei¬ nem Funktionsmodul 94 gelieferte weitere Korrekturwert KTrimm berücksichtigt im Wesentlichen in der Art einer Trimmfunktion die Abweichung der aktuell festgestellten Frischdampftempera- tur von der im Hinblick auf den gewünschten Frischdampfzustand eigentlich gewünschten Frischdampftemperatur . Eine derartige Abweichung kann sich insbesondere dadurch bemerkbar machen, dass bei zu hoher Frischdampftemperatur in den Ein- spritzkühlern 14, 16 Kühlbedarf entsteht und somit die Beaufschlagung der Einspritzkühler 14, 16 mit Kühlmedium erforderlich ist. Falls ein derartiger Massenstrom zu den Einspritzkühlern 14, 16 festgestellt wird, ist es Auslegungsziel des Funktionsmoduls 94, diesen Kühlbedarf von den Einspritzkühlern 14, 16 weg und hin zu einer erhöhten Speisewasserzufuhr zu verlagern. Bei einem dementsprechend festgestellten Kühlbedarf in den Einspritzkühlern 14, 16 wird dementsprechend im Funktionsmodul 94 die gewünschte Enthalpie des Strömungsmedi¬ ums am Verdampferaustritt abgesenkt, um den Kühlbedarf zu mi¬ nimieren. Andernfalls, also wenn eine zu niedrige Frisch¬ dampftemperatur festgestellt wird, wird über den vom Funkti¬ onsmodul 94 bereitgestellten Korrekturwert KTrimm und dessen Addition im Addiermodul 92 der Enthalpie-Sollwert erhöht.
Zur Absicherung umfasst die Speisewasserdurchflussregelung 32 des solarbeheizten Abhitzedampferzeugers 1 noch eine nachge¬ lagerte direkte Regelschleife, bei der in einem Funktions¬ modul 100 anhand der Messwerte im Wasserspeicher 6 ein Istwert für die Enthalpie des Strömungsmediums am Verdampfer- austritt ermittelt und in einem Differenziermodul 102 mit der gewünschten Enthalpie, also mit dem Soll-Enthalpiewert, ver¬ glichen wird. Durch die Differenzbildung im Differenziermodul 102 wird dabei die Soll-Ist-Abweichung festgestellt, die über einen nachgeschalteten Regler 104 in einem Addierglied 106 dem vom Dividierglied 34 bereitgestellten Sollwert für den Speisewassermassenstrom überlagert wird. Diese Überlagerung geschieht geeignet zeitlich verzögert und gedämpft, so dass dieser Regeleingriff lediglich im Bedarfsfall, also bei zu grober Regelabweichung, eingreift.
Zur noch weiteren Verbesserung der Regelungsqualität bei der prädiktiven Massenstromregelung des solarbeheizten Abhitzedampferzeugers 1 ist bei der Erstellung des Sollwerts Ms für den Speisewassermassenstrom M zudem noch die Berücksichtigung eines Korrekturwerts KF vorgesehen, der die zeitliche Ableitung von Enthalpie- und Dichtewerten des Strömungsmedi¬ ums an geeigneten Messstellen repräsentiert. Dazu wird der vom Addierglied 106 ausgegebene Zwischenwert einem weiteren Addierglied 108 zugeführt, wo ihm der Korrekturwert KF über¬ lagert wird.
Zur Ermittlung der Beiträge oder Summanden für den Korrekturwert KF ist dabei einerseits ein zur Ermittlung eines Dichte¬ kennwerts für das Strömungsmedium am Eintritt der Vorwärmerheizfläche 2 vorgesehenes Funktionsmodul 110 eingangsseitig mit einem im Eintrittsbereich der Vorwärmerheizfläche 2 ange¬ ordneten Drucksensor 112 und einem ebenfalls im Eintrittsbereich der Vorwärmerheizfläche 2 angeordneten Temperatursensor 114 verbunden. Anhand der von diesen Sensoren gelieferten Messwerte ermittelt das Funktionsmodul 110 einen Kennwert für die Dichte des Fluids oder Strömungsmediums im Eintrittsbe¬ reich der Vorwärmerheizfläche 2, der an ein nachgeschaltetes Addierglied 116 ausgegeben wird. Ein weiteres Funktionsmodul 118 ist seinerseits eingangsseitig mit dem Drucksensor 46 und dem Temperatursensor 76 verbunden und ermittelt aus den von diesen gelieferten Messwerten einen Dichtekennwert für das Fluid oder Strömungsmedium austrittsseitig der Vorwärmerheiz- fläche 2. Dieser weitere Dichtekennwert wird vom Funktionsmo¬ dul 118 ebenfalls an das Addierglied 116 ausgegeben.
Das Addierglied 116 gibt seinerseits die aus den eingehenden Dichtekennwerten gebildete Summe an ein nachgeschaltetes Di¬ vidierglied 120 aus, in dem die genannte Summe durch den Fak¬ tor 2 als Nenner dividiert wird. Ausgangsseitig stellt das Dividierglied 120 somit einen für die mittlere Fluid- oder Speisewasserdichte in der Vorwärmerheizfläche 2 charakteris- tischen Kennwert bereit. Dieser wird einem nachgeschalteten Differenzierglied 122 zugeführt.
Das Differenzierglied 122 ist als so genanntes „Derivative- Element" oder „DTl-Glied" ausgestaltet und liefert als Aus- gangswert einen für die zeitliche Ableitung des vom Dividierglied 120 gelieferten Dichtekennwerts des Fluids oder Strö¬ mungsmediums charakteristischen Kennwert, der an ein nachge¬ schaltetes Subtrahierglied 124 ausgegeben wird. Zusätzlich ist ein weiteres Differenzierglied 126 vorgesehen, das eingangsseitig mit dem vom Funktionsmodul 74 erzeugten für die Ist-Enthalpie am Verdampfereintritt charakteristi¬ schen Kennwert beaufschlagt wird. Das Differenzierglied 126, das seinerseits ebenfalls als so genanntes „Derivative-Ele- ment" oder „DTl-Glied" ausgeführt ist, liefert somit einen für die zeitliche Ableitung der Enthalpie am Eingang der Verdampferheizfläche 4 charakteristischen Kennwert.
Im Subtrahierglied 124 wird dieser Kennwert vom Differenzier- glied 122 gelieferten, für die zeitliche Ableitung der Dichtewerte des Strömungsmediums charakteristischen Kennwert ab¬ gezogen. Damit liefert das Subtrahierglied 124 einen Aus¬ gangswert, der linear aus Beiträgen für die zeitliche Ablei¬ tung der Dichte des Strömungsmediums am Eintritt der Vorwärm- heizfläche 2, der zeitlichen Ableitung der Dichte des Strömungsmediums am Austritt der Vorwärmerheizfläche 2 und der zeitlichen Ableitung der Enthalpie des Strömungsmediums am Eingang der Verdampferheizfläche 4 zusammengesetzt ist. In diesem aus den genannten Anteilen gebildeten Korrekturwert KF sind somit über die genannten zeitlichen Ableitungen fluid- seitige Ein- oder Ausspeichereffekte in der Vorwärmerheizflä¬ che 2 und/oder in der Verdampferheizfläche 4 bei transienten Vorgängen oder Laständerungen berücksichtigt. Dieser Korrekturwert KF wird im Addierglied 108 dem Sollwert Ms für die Speisewassermassenstromdichte überlagert .
Durch das Verfahren gemäß der Erfindung und den solarbeheiz- ten Abhitzedampferzeuger wird in Abhängigkeit des vorhandenen Wärmeangebots der Solarstrahlung immer genau der erforderliche Speisewassermassenstrom durch die Verdampferheizfläche zur Verfügung gestellt, um den geforderten/gewünschten Fluid- zustand am Austritt des Abhitzedampferzeugers ( Frischdampf- temperatur) auch während instationärer Vorgänge insbesondere bei Wolkendurchzug durch das Solarfeld zu gewährleisten.
Durch die konzeptionelle Berücksichtigung entsprechender physikalischer Mechanismen kann dieser Austrittszustand mit geringstmöglicher Schwankungsbreite auch ohne zusätzliche Ein- spritzeinrichtungen sichergestellt werden.

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zum Betreiben eines solarbeheizten Abhitzedampferzeugers (1) mit einer Anzahl von Heizflächen (2,4), bei dem durch solare Wärmeeinstrahlung ein Heißgas, insbesondere Heißluft, erzeugt wird, mit dem die Heizflächen (2,4) des Abhitzedampferzeugers (1) beaufschlagt werden, und bei dem einer Vorrichtung zum Einstellen des Speisewassermassen- stroms M ein Sollwert M für den Speisewassermassenstrom M zugeführt wird, wobei bei der Erstellung des Sollwerts M für den Speisewassermassenstrom M ein charakteristischer Korrekturwert KT berücksichtigt wird, durch den thermische Speichereffekte von ein- oder ausgespeicherter thermischer Energie in eine oder mehrere der Heizflächen (2, 4) korri- giert werden.
2. Verfahren nach Anspruch 1, wobei durch den Korrekturwert KT thermische Speichereffekte von ein- oder ausgespeicherter thermischer Energie in die Rohrwände der Verdampferheizfläche (4) des Abhitzedampferzeugers (1) korrigiert werden.
3. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 oder 2, wobei bei der Einstellung des Sollwerts M die an die Verdampferheizfläche (4) des Abhitzedampferzeugers (1) übertragene Gesamt- Wärmeleistung Q berücksichtigt wird, die ermittelt wird aus dem Produkt aus
- der Enthalpiedifferenz zwischen der Enthalpie des Heißgases am Eintritt der Verdampferheizfläche (4) des Abhitze¬ dampferzeugers (1) und der Enthalpie des Heißgases am Aus- tritt der Verdampferheizfläche (4) des Abhitzedampferzeu¬ gers (1) und
- dem gemessenen Massenstrom des Heißgases vor dem Eintritt der Verdampferheizfläche (4) des Abhitzedampferzeugers
(1) ·
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, wobei bei der Einstellung des Sollwerts M weiterhin ein Korrekturwert KF berücksichtigt wird, wobei durch den Korrekturwert KF die in die Verdampferheizflache (4) des Abhitzedampferzeugers (1) ein- oder ausgespeicherten Speisewassermengen korrigiert werden .
5. Verfahren nach Anspruch 4, wobei der Korrekturwert KF bestimmt wird unter Nutzung der Speisewasser-Unterkühlung- oder der Speisewasser-Enthalpie- oder der Speisewassertemperatur am Verdampfereintritt.
6. Verfahren nach Anspruch 4 oder 5, wobei durch den Korrekturwert KF weiterhin die in den Economizerheizflachen (2) des Abhitzedampferzeugers (1) ein- oder ausgespeicherten Speise¬ wassermengen korrigiert werden.
7. Verfahren nach Anspruch 6, wobei der Korrekturwert KF bestimmt wird unter Nutzung der Speisewasserdichten am Eintritt der Economizerheizflachen (2) und am Austritt der Economizerheizflachen (2) .
8. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, das bei einem Solarturm-Kraftwerk (129) durchgeführt wird, wobei als Strömungsmedium Speisewasser in der Verdampferheizflache (4) durch indirekten solaren Wärmeeintrag erwärmt und verdampft wird .
9. Solarthermischer Abhitzedampferzeuger (1) mit einer Verdampferheizfläche (4) und mit einer Vorrichtung zum Einstel¬ len des Speisewassermassenstroms ( M ) , die anhand eines Sollwerts ( Ms ) für den Speisewassermassenstrom ( M ) geführt ist, wobei eine zugeordnete Speisewasserdurchflussregelung (32) zur Vorgabe des Sollwerts ( Ms ) anhand des Verfahrens nach einem der Ansprüche 1 bis 8 ausgelegt ist.
10. Solarthermischer Abhitzedampferzeuger (1) nach Anspruch 9, dessen Heizflächen (2, 4) in den Heißgasstrom eines Solarturm-Kraftwerk geschaltet sind, wobei die Heizflächen (2, 4) zur Dampferzeugung von durch solare Inzidenz erzeugtem Heißgas beaufschlagbar sind.
11. Solarturm-Kraftwerk (129) mit einem Luftreceiver (133) und mit einem dem Luftreceiver (133) nachgeschalteten solarthermischen Abhitzedampferzeuger (1) .
12. Solarturm-Kraftwerk (129) nach Anspruch 11, mit einem solarthermischen Abhitzedampferzeuger (1), der in den Wasser- Dampfkreislauf (150) einer Dampfturbinenanlage (146) geschal¬ tet ist.
PCT/EP2012/051920 2011-02-17 2012-02-06 Verfahren zum betreiben eines solarbeheizten abhitzedampferzeugers sowie solarthermischer abhitzedampferzeuger WO2012110342A2 (de)

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* Cited by examiner, † Cited by third party
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US11530812B2 (en) 2018-10-29 2022-12-20 Siemens Energy Global GmbH & Co. KG Feedwater control for a forced-flow waste-heat steam generator

Families Citing this family (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US10047729B2 (en) 2013-03-20 2018-08-14 Stellenbosch University Solar collector plant with thermal storage
WO2015028378A2 (de) * 2013-08-28 2015-03-05 Siemens Aktiengesellschaft Betriebsverfahren insbesondere zum anfahren eines solarthermisch beheizten zwangdurchlaufdampferzeugers
FR3013427B1 (fr) * 2013-11-18 2016-01-01 Sarl Idhelio Centrale solaire
DE102014222682A1 (de) * 2014-11-06 2016-05-12 Siemens Aktiengesellschaft Regelungsverfahren zum Betreiben eines Durchlaufdampferzeugers
JP6718802B2 (ja) * 2016-12-02 2020-07-08 株式会社神戸製鋼所 熱エネルギー回収装置及びその立ち上げ運転方法
CN113532798A (zh) * 2021-08-10 2021-10-22 西安热工研究院有限公司 一种超临界电站锅炉低负荷最小给水流量的计算方法

Family Cites Families (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
IT1118685B (it) * 1979-05-17 1986-03-03 Francia Giovanni Sistema di regolazione per una caldaia ad energia solare
JP2563099B2 (ja) * 1992-05-04 1996-12-11 シーメンス アクチエンゲゼルシヤフト 強制貫流蒸気発生器
DE19623457A1 (de) * 1996-06-12 1997-12-18 Siemens Ag Verfahren zum Betreiben eines Solarkraftwerkes mit wenigstens einem solaren Dampferzeuger und Solarkraftwerk
DE10208487B4 (de) * 2002-02-27 2004-02-12 Deutsches Zentrum für Luft- und Raumfahrt e.V. Verfahren zur Nutzung der Wärme hocherhitzter Heißluft
DE10248068B4 (de) * 2002-10-11 2007-09-27 Deutsches Zentrum für Luft- und Raumfahrt e.V. Anlage zur solarthermischen Dampferzeugung und Verfahren zur solarthermischen Erzeugung von Dampf
EP1614962A1 (de) * 2004-07-09 2006-01-11 Siemens Aktiengesellschaft Verfahren zum Betrieb eines Durchlaufdampferzeugers
CN101984761A (zh) * 2007-06-06 2011-03-09 奥斯拉公司 组合循环电力设备
EP2194320A1 (de) * 2008-06-12 2010-06-09 Siemens Aktiengesellschaft Verfahren zum Betreiben eines Durchlaufdampferzeugers sowie Zwangdurchlaufdampferzeuger

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
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None

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* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US11530812B2 (en) 2018-10-29 2022-12-20 Siemens Energy Global GmbH & Co. KG Feedwater control for a forced-flow waste-heat steam generator

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