DE3126331C2

DE3126331C2 -

Info

Publication number: DE3126331C2
Application number: DE3126331A
Authority: DE
Inventors: Akira Sugano; Masaru Muramatsu; Sachio Yamanobe; Yoshio Hitachi Ibaraki Jp Sato
Original assignee: Hitachi Engineering Co Ltd Ibaraki; Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd; Hitachi Industry and Control Solutions Co Ltd
Priority date: 1980-07-04
Filing date: 1981-07-03
Publication date: 1990-03-15
Also published as: JPH0127337B2; US4577270A; JPS5716719A; AU552901B2; AU7255581A; CA1191234A; DE3126331A1

Description

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Steuern und Optimieren des Betriebs eines Kohlenverbrennungswärmekraftwerks nach dem Oberbegriff des Patentanspruchs 1.

Um ein Wärmekraftwerk stabil und mit hohem Wirkungsgrad betreiben zu können, ist es wichtig, daß die Temperatur des durch den Verdampfer erzeugten Dampfes beim Auftreten von Störungen durch Belastungswechsel konstant gehalten wird. Beim Anfahren des Kraftwerkes muß hingegen die Temperatur des Dampfes in Übereinstimmung mit einer vorgegebenen Aufheizkurve erhöht werden.

Um die Steuerbarkeit derartiger Parameter zu verbessern, sind bereits verschiedene Vorschläge gemacht worden.

Die US-PS 38 77 636 beschreibt ein Verfahren zur Steuerung eines Kraftwerkes in der Startphase, bei dem nach einer vorgegebenen Zeit, innerhalb der die Temperatur des Dampfes mehrmals bestimmt wird, mittels eines Rechners ein Sollwert und ein Schätzwert bestimmt werden. Die Brennstoffzufuhr wird so gesteuert, daß die Differenz dieser Temperaturwerte zu Null wird, wobei die Steuerung mit Hilfe einer Enthalpieberechnung ausgeführt wird.

Aus der DE-OS 27 35 012 ist ein adaptiv-prädikatives Regelsystem bekannt, bei dem die den Prozeß beeinflussende Stellgröße ein inkrementeller Steuervektor ist. Sie würde bei Anwendung auf ein Wärmekraftwerk dem Signal für die dem Verdampfer zugeführte Brennstoffmenge entsprechen. Dieser inkrementelle Steuervektor wird so bestimmt, daß der vorhergesagte inkrementelle Prozeßausgangsvektor gleich dem gewünschten inkrementellen Ausgangsvektor ist. Die Stellgröße zum Zeitpunkt k wird so bestimmt, daß ein möglicher Ausgangswert nach Ablauf einer Zeit (r) nach dem Zeitpunkt k gleich dem Sollwert für den Zeitpunkt (k+r) wird. Diese Steuerungsweise ist für einen Prozeß geeignet, bei dem die dynamischen Eigenschaften des Prozesses vergleichsweise klar sind und durch eine mathematische Formel beschrieben werden können, das mathematische Modell des Prozesses muß weitgehend genau sein.

Wenn das formulierte Modell keine ausreichende Genauigkeit besitzt, so besteht bei der Steuerung eine bleibende Regelabweichung. Um dies zu lösen, schlägt die DE-OS 27 35 012 ein inkrementelles Modell des zu steuernden Prozesses vor, bei dem verschiedene Größen im Prozeß als Inkremente gegenüber dem gegenwärtigen Zeitpunkt behandelt werden.

Diese Art der Steuerung ist jedoch bei Prozessen geeignet, die eine sehr große Zeitkonstante besitzen und bei denen der Sollwert für die Ausgangsgröße des Prozesses sich oft ändert. Eine solche häufige Änderung des Prozeßausgangswertes ist bei dem Heizkraftwerk deswegen gegeben, weil die Temperaturkurve einen bestimmten Verlauf haben soll. Darüberhinaus sind bei dem Verdampfer eines Heizkraftwerkes die dynamischen Eigenschaften nicht zeitkonstant, sondern ändern sich praktisch jede Minute. Bei solchen Prozessen muß die Stellgröße nicht nur unter Berücksichtigung der vorausgesagten Abweichung (d. h. der Differenz zwischen dem vorausgesagten Wert und dem Sollwert der Prozeßausgangsgröße), sondern auch unter Berücksichtigung ihrer Änderungsgeschwindigkeit bestimmt werden, damit weder ein Überschießen noch ein Zurückbleiben hinter dem Sollwert auftritt.

Aufgabe der vorliegenden Erfindung ist somit ein Verfahren zum Steuern und zum Optimieren des Betriebs eines Kohleverbrennungswärmekraftwerks anzugeben, das eine Steuerung auch dann erlaubt, wenn die dynamischen Eigenschaften des Verdampfersystems sich ändern und der Sollwert des Prozeßausgangswertes, insbesondere der Hauptdampftemperatur des Verdampfers sich oft ändert.

Diese Aufgabe wird mit einem Verfahren nach dem Oberbegriff des Patentanspruches 1 gelöst, das erfindungsgemäß die Merkmale des Kennzeichenteils aufweist. Weitere, vorteilhafte Ausgestaltungen der Erfindung ergeben sich aus dem Unteranspruch.

Die Erfindung wird nun anhand eines Ausführungsbeispieles näher beschrieben werden, wobei auf die beigefügten Zeichnungen Bezug genommen wird. Es zeigen:

Fig. 1 ein schematisches Flußdiagramm zur Erläuterung des Grundkonzeptes der vorliegenden Erfindung in Verbindung mit einem Kohlekraftwerk;

Fig. 2 ein Blockdiagramm zur Erläuterung des Grundkonzeptes der vorliegenden Erfindung unter Verwendung eines Kraftwerkmodells, welches mit Hilfe eines Kalman-Filters erzeugt und korrigiert wird;

Fig. 3 eine graphische Darstellung der bei dem Modell von Fig. 2 vorgesehenen Korrektur;

Fig. 4 ein vereinfachtes Strukturdiagramm eines Sekundär-Überhitzers;

Fig. 5 ein vereinfachtes Strukturdiagramm einer Kohlenmühle;

Fig. 6 ein Flußdiagramm der im Rahmen der vorliegenden Erfindung bei einem thermischen Kraftwerk vorgesehenen Steuerung und

Fig. 7 eine graphische Darstellung der im Rahmen der vorliegenden Erfindung sich ergebenden Steuerkurven.

Fig. 1 zeigt die Anwendung der vorliegenden Erfindung bei einem Kohlenkraftwerk. Dabei sind eine Steuerkonsole 10, ein Rechner 20, eine Kohlenmühle 30, ein Verdampfer 40 und eine Turbine 50 vorgesehen. Die Bedienungsperson des Kraftwerkes führt die verschiedenen Bedienungsvorgänge von der Steuerkonsole 10 durch, wobei sie von verschiedenen Teilen des Kraftwerkes über den Rechner 20 Informationen erhält, die zum Teil von einer übergeordneten Steuerstation, beispielsweise einer nicht dargestellten zentralen Lastverteilungsstelle, abgegeben werden. In Übereinstimmung mit einem zuvor eingespeicherten Programm werden von dem Rechner 20 Signale an die Konsole 10 abgegeben, wobei es sich bei diesen Signalen um für die Steuerung der Anlage erforderliche Signale, die aus Daten der verschiedenen Anlagenteile aufbereitet worden sind, auf Betätigungen der Konsole 10 ansprechende Signale usw handelt.

Die Kohlenmühle 30 besteht dabei aus einem Kohlenbunker 301, einem Kohleförderband 302, einem Förderantriebsmotor 303, der eigentlichen Kohlemühle 310, Gebläsen 321 und 322 sowie Steuergliedern 323 und 324. Die eigentliche Kohlemühle 310 besteht aus einem Tisch 311, einem Antriebsmotor 312 und einer Mehrzahl von Kugeln 313. Die von dem Behälter 301 über das Förderband 302 der Kohlemühle 310 abgegebene Kohle wird mit Hilfe der auf dem Tisch 311 befindlichen Kugeln 313 pulverisiert. Mit Hilfe der durch die Gebläse 321 und 322 eingeblasenen Luft wird die pulverisierte Kohle dem Brenner des Verdampfers zugeführt. Um die geförderte Kohlenmenge zu beeinflussen, wird der Motor 303 mit Hilfe des Rechners 20 gesteuert. Zur Beeinflussung der Luftmenge werden die Steuerglieder 323 und 324 mit Hilfe entsprechender Betätigungselemente 331 und 332 verstellt, welche wiederum mit Hilfe des Rechners 20 gesteuert werden. Zwischen dem Gebläse 321 und dem Steuerglied 324 zweigt eine Luftleitung ab, durch welche Luft direkt dem Brenner des Verdampfers zugeführt wird. Mit Hilfe von Sensoren 341 bis 343 werden die der Kohlemühle zugeführte Luftmenge (F _MA), der zwischen dem Mühleneingang und innerhalb der Mühle herrschende Differenzdruck (Δ P _M) sowie die an dem Brenner vorbeigeführte Luftmenge (F _BA) festgestellt und die auf diese Weise gebildeten Signale dem Rechner 20 zugeführt.

Der Dampferzeuger 40 besteht im wesentlichen aus einer Speisewasserpumpe 401, einem Speisewassersteuerventil 402, dem eigentlichen Verdampfer 403, einem Primär-Übererhitzer 404, einem Sekundär-Übererhitzer 405, einem Gasrezirkulationsgebläse 406 sowie einem Brenner 407. Das von der Speisewasserpumpe 401 abgegebene Wasser wird mit Hilfe des Verdampfers 403 in Dampf umgesetzt. Dieser Dampf wird durch die beiden Übererhitzer 404 und 405 geleitet und in übererhitzter Form der Turbine 50 zugeführt. Die von dem Brenner 407 abgegebene Wärmemenge wird innerhalb des Verdampfers zur Umwandlung des Wassers in Dampf und innerhalb der Übererhitzer zur Überhitzung des Dampfes verwendet, während ein Teil zusammen mit den Abgasen durch den Kamin in die Atmosphäre entweicht. Ein Teil des durch den Kamin abgegebenen Gases wird mit Hilfe des Gasrezirkulationsgebläses 406 zurück in den Verdampfer geleitet. Um die Strömungsgeschwindigkeit des von dem Verdampfer abgegebenen Dampfes zu steuern, wird das Steuerventil 402 in Abhängigkeit des Rechners betätigt. Mit Hilfe von Sensoren 411 bis 416 werden die Temperatur des Dampfes, die Menge des Speisewassers, die Ausgangstemperatur des Primär-Übererhitzers, dessen Druck und seine Abgabeströmungsgeschwindigkeit, die Hauptdampftemperatur und die Gasrezirkulationsströmungsgeschwindigkeit gemessen und entsprechende Signale dem Rechner 20 zugeführt.

Die Turbinengeneratoreinheit 50 besteht aus einem Turbinensteuerventil 501, der Hochdruckturbine 502, der Mittel- und Niederdruckturbine 503, einem Dampfkondensator 504 und einem an den Turbinenrotor direkt angekuppelten Generator 505. Mit Hilfe eines Steuersignals des Rechners 20 wird das Steuerventil 501 betätigt, wodurch eine dem Öffnungsgrad des Steuerventils 501 entsprechende Dampfmenge den Turbinen 502 und 503 für den Antrieb des Generators 505 zugeführt wird. Der von den Turbinen 502 und 503 abgegebene Dampf wird innerhalb des Kondensators 504 erneut in Wasser umgewandelt. Dieses Wasser wird mit Hilfe der Speisewasserpumpe 401 erneut dem Dampferzeuger zugeführt. Die von dem Generator abgegebene Energiemenge wird mit Hilfe eines Sensors 509 festgestellt und das auf diese Weise gebildete Signal dem Rechner 20 zugeführt.

Der Rechner 20 erhält von der Konsole 10 her verschiedene Befehle für den Betrieb des Kraftwerkes und bildet auf der Basis der von dem Kraftwerk abgeleiteten Daten und eines zuvor gespeicherten Programms bestimmte Steuersignale. Bei der beschriebenen Ausführungsform enthält der Rechner 20 ein Berechnungsmodell der Mühleneinheit 30 und der Verdampfungseinheit 40. Für diese Modelle wird ein unter dem Namen Kalmann-Filter bekanntes Verfahren verwendet, dessen Genauigkeit im Rahmen der vorliegenden Erfindung verbessert wird. Die Modelle für die Mühleneinheit 30 und die Verdampfereinheit 40 werden dabei unabhängig voneinander gebildet. Für die Mühleneinheit 30 wird das Modell auf der Basis Differenz der beiden folgenden Werte bestimmt. Der erste Wert ist der wahrnehemde Wert, des Mühlendifferentialdruckes der mit Hilfe Kalman-Filters bestimmt wird. Der zweite Wert ist der unter Benutzung des Modells vorhergesagte Wert der Kohlenmenge. Bei der Verdampfungseinheit 40 wird hingegen das Modell auf der Basis wahrscheinlichsten vorausgesagten Werten des Hauptdampftemperatur korrigiert, und der nach einem gewissen Zeitintervall prädiktive Wert der Hauptdampftemperatur wird abgeleitet.

Fig. 2 zeigt ein Blockdiagramm zur Erläuterung des prinzipiellen Konzeptes, nach dem das Modell der betreffenen Anlage unter Verwendung eines Kalman-Filters aufgebaut ist und im Rahmen der vorliegenden Erfindung korrigiert wird.

Der Block 201 entspricht dabei der gesteuerten Anlage bzw. dem System, für welches das Modell aufgebaut ist. Die dynamischen Eigenschaften dieses Systems können dabei durch die folgende Zustandsübergangsgleichung ausgedrückt werden:

X (i+1) = Φ (i) · X (i)+H(i) · u (i) (1)

wobei X (i) dem Wert eines n-dimensionalen Zustandsvektors zum Zeitpunkt i
Φ (i) die (n×n)-dimensionale Zustandsübergangsmatrix
H(i) die (n×r)-dimensionale Treibermatrix und
u (i) der r-dimensionale variable Wahrscheinlichkeitsvektor
entsprechend dem System-Rauschen ist.

Es wird in diesem Zusammenhang angenommen, daß der Rauschvektor u (i) weißem, statistischem Rauschen entspricht, wobei der Mittelwert und die Streuung durch die folgenden Gleichungen ausdrückbar sind:

wobei U die (r×r)-dimensionale feste positive Wertmatrix

ist.

Der Klammerausdruck { }′ entspricht dabei der Transposition.

Die Blöcke 203 und 205 entsprechen Meßinstrumente, welche den Zustandsvektor X (i) und den Rauschvektor u (i) der Gleichung (1) feststellen. Das Meßinstrument 203 besitzt dabei die folgende Meßgleichung:

y (i) = C(i) X (i)+w (i) (4)

wobei
y (i) der m-dimensionale Beobachtungsvektor,
C(i) die (m×n)-dimensionale Beobachtungsmatrix und
w (i) der m-dimensionale Beobachtungsrauschvektor

ist.

Es wird angenommen, daß auch der Beobachtungsrauschvektor w/(i) statistischem Rauschen entspricht und Eigenschaften entsprechend Gleichungen (2) und (3) aufweist. Es wird ferner angenommen, daß der Beobachtungsrauschvektor w (i) unabhängig von dem Systemrauschvektor u (i) und dem Anfangswertvektor y(0) ist. Anders ausgedrückt handelt es sich bei dem Rauschvektor u (i) um eine auf das System wirkende Störung.

Der Block 207 entspricht einem numerischen Ausdruckmodell des Kraftwerkes, dessen Zustandsübergangsgleichung durch die Gleichung (1) festgelegt ist. Durch Verwendung des am wahrscheinlichsten erscheinenden Wertes des Zustandsvektors X (i) innerhalb der Zustandsübergangsgleichung Φ (i) und durch Verwendung des Rauschvektors u (i) innerhalb der Antriebsmatrix H(i) kann in Verbindung mit dem Kalman-Filter der folgende mathematische Vorgang durchgeführt werden:

wobei e (i) einen Fehlervektor C′(i) die transportierte Matrix der Matrix C(i) sind und (i) ein Wert ist, der unter Verwendung des Kraftwerkmodells berechnet wird.

wobei die folgenden Anfangsbedingungen herrschen:

Die Blöcke 209 und 211 entsprechen der Fehlervarianz und der Beobachtungsmatrix für die Berechnung der Gleichung (5). Der Wert C(i) der Beobachtungsmatrix 211 ist dabei identisch der Beobachtungsmatrix C(i) des Meßinstrumentes 203.

231 bezeichnet ein Modell der Anlage in Form eines numerischen Ausdrucks. Dieses Modell ist zwar im wesentlichen dasselbe wie das innerhalb des Blockes 207 gebildete Modell; es gibt jedoch den wahrscheinlichsten vorausgesehenen Wert (i,j) nach j Probenwerten anstelle des wahrscheinlichsten angenommenen Wertes (i) zum Zeitpunkt (i) an. Es ergibt sich somit:

(i,j) = (i,j)+e (i) (10)

wobei
(i,j) = Φ (i) (i,j-1)+H(i) u (i) (11)

j= 1, 2, . . . n

Die anderen Bedingungen sind dieselben wie bei dem erwähnten Vorgang in Verbindung mit dem Kalman-Filter.

Der in Fig. 2 gestrichelt angedeutete Block 215 stellt ein weiteres System dar, daß dem ersten System, oben erörterten System ähnlich ist und ein Kalman-Filter enthält. Dieses weitere System nimmt die Werte X (i) und u (i) der Anlage 201 als Eingangswerte auf, wie dies gestrichelt dargestellt ist. Das erste System kann beispielsweise ein Steuersystem für den Verdampfer 40 sein, das andere System 215 eine Steuerung für die Kohlenmühle 30. In diesem Fall kann das vom zweiten System 215 gelieferte Ausgangssignal dem ersten System als die dem Brenner 407 zuzuführende Kohlenmenge zugeführt werden. Man kann daher sagen, daß der wahrscheinlichste Voraussagewert des darin enthaltenen Kalman-Filters als einer der beiden Rauschvektoren u (i) für die Kalman-Filter 207 und 213 des ersten Systems verwendet werden kann, der auf deren Treibermatrizen H(i) einwirkt. Die Anwendung der vorliegenden Erfindung ist aber nicht auf den Fall von zwei Systemen beschränkt. Grundsätzlich ist für die Anwendung der vorliegenden Erfindung ein System ausreichend. Bei Fig. 2 ist das andere System 215 nur hinzugesetzt worden, um einer Anlage zu entsprechen, die zwei zu steuernde Systeme, die Kohlenmühle 30 und den Verdampfer 40, aufweist.

Um die Zustandsübergangsgleichung des Kraftwerkes zu vereinfachen, kann angenommen werden, daß das Kraftwerk aus einer Kombination von entsprechenden Einheiten besteht, in welche das Kraftwerk unterteilt wird. Bei dem Kraftwerk von Fig. 1 kann beispielsweise die Verdampfereinheit als Modell für die Voraussage der Hauptdampftemperatur verwendet werden, während die Mühleneinheit als Modell dient, um die von der Mühle dem Verdampfer zugeführte Kohlenmenge vorauszusagen.

Der Block 217 entspricht der im Rahmen der vorliegenden Erfindung vorgesehenen Modellkorrekturfunktion. Dieser Block dient der kontinuierlichen Korrektur des Modells, um auf diese Weise eine höhere Steuergenauigkeit zu erhalten, wenn das Kraftwerk unter Verwendung des mathematischen Verfahrens eines Kalman-Filters gesteuert wird. Die Modellkorrekturfunktion soll unter Bezugnahme auf Fig. 3 erläutert werden.

In Fig. 3 entspricht die Abszisse der Zeit, wobei t _i, t _i+1 und t _i+2 Probenwertentnahmezeiten des Zustandsvektors X entsprechen, wobei diese Zeitpunkte um Zeitintervalle Δ t voneinander getrennt sind. Die Ordinatenachse gibt den tatsächlich gemessenen und den vorausgesagten Wert des Zustandsvektors an. Entsprechend Gleichung (1) ist die Zustandsübergangsgleichung des Kraftwerks wie folgt festgelegt:

X (i+1) = Φ (i) X(i)+H(i)u (i)

Die wahrscheinlichsten Voraussagewerte X _p (i, 1) und X _p (i, 2) für die zukünftigen Zeitpunkte t _i+1 und t _i+2, die man aus der Voraussage für den gegenwärtigen Zeitpunkt t _i erhält, ergeben sich nach den folgenden Gleichungen:

_p(i, 1) = Φ (i) (i)+H(i) u (i)+e _i (12)

_p(i, 2) = Φ (i) (i, 1)+H(i) u (i)+e _i (13)

Wenn andererseits die wahrscheinlichste Schätzwerte zu den Zeitpunkten t _i+1 und t _i+2 mit _a (i+1) bzw. _a (i+2) bezeichnet werden, dann können die entsprechenden Fehlervektoren e wie folgt ausgedrückt werden:

e (i+1) = _a (i+1)- _p (i, 1) (14)

e (i+2) = (i+2)-X _p (i, 2) (15)

Durch Subtraktion der Gleichung (14) von Gleichung (15) und durch Substitution der Gleichungen (12) und (13) ergibt sich dann folgendes:

Falls die Zustandsübergangsgleichung Φ (i) einen Prozeß der Anlage genau beschreibt muß der Ausdruck

{e (i+1)-e (i+2)}

von Gleichung (17) den Wert 0 haben. Zu diesem Zeitpunkt besitzt die Zustandsübergangsmatrix Φ _MS den folgenden Wert:

Falls die Voraussage unter Verwendung der Matrix Φ _MS durchgeführt wird, dann kann der Fehlervektor (e′ (i+1) zu dem betreffenden Zeitpunkt wie folgt ausgedrückt werden:

e _MS (i+1) = (i+1)-Φ _MS (i) (i)-H(i) u (i) (19)

Falls die Treibermatrix H(i) den Prozeß der Anlage exakt wiedergibt, muß der Fehlervektor e (i+1) den Wert 0 besitzen. Die Treibermatrix H _MS (i) erhält dann zu diesem Zeitpunkt den folgenden Wert:

Bei jeder Abtastung des Zustandsvektors werden der wahrscheinlichste Schätzwert und der vorausgesagte Wert miteinander verglichen und die die Gleichungen (18) bzw. (20) erfüllende Zustandsmatrix Φ _MS (i) bzw. Treibermatrix H _MS (i) in die Modelle 207 und 213 eingeführt, wodurch der wahrscheinlichste angenommene Wert (i) und die wahrscheinlichste vorausgesagte Werte (i,j) mit höherer Genauigkeit festlegbar sind.

Um die Gleichungen (18) und (20) auflösen zu können, müssen bestimmte Vorgänge wiederholt durchgeführt werden. Der Rechner muß somit nicht nur relativ groß ausgelegt sein, sondern für die einzelnen Vorgänge müssen auch relativ lange Zeitperioden vorgesehen werden. Um diese Nachteile zu beseitigen, wird jenes Element, welches bei der Modellbildung am wahrscheinlichsten zu Fehlern führt, herausgezogen und korrigiert. Wenn beispielsweise die Verdampfereinheit berücksichtigt wird, werden die Wärmetransfergeschwindigkeit α innerhalb der Zustandsübergangsmatrix Φ (i) und die Wärmeerzeugungsmenge H _u innerhalb der Treibermatrix H(i) durch die Integralrechnungen wie folgt korrigiert:

α = ∫{e (i+2)-e (i+1)}dt (21)

H _u = ∫e _MS (i+1)dt (22)

Während die oben genannten Modellkorrekturen auf vorausgesagten Werten basieren, können ebenfalls angenommene Werte verwendet werden, wie dies in folgendem aufgeführt ist:

Bei jeder Abtastung werden in diesem Fall der Schätzwert und der vorausgesagte zukünftige Wert für die Berechnung des Fehlervektors herangezogen, wobei in ähnlicher Weise wie beim Fehlervektor gemäß Gleichungen (21) und (22) vorgegangen wird, um auf diese Weise die Wärmeübergangsgeschwindigkeit α und die Wärmeerzeugungsmenge H _u zu korrigieren. Auf diese Weise wird vorzugsweise ein Modell konstruiert, das keine Voraussageberechnung erfordert, weil dann in diesem Fall die Betriebszeit für die Voraussage eingespart werden kann. In diesem Fall ergeben sich angenommene Werte sowie Fehlervektoren, die in Übereinstimmung mit dem Vorangegangenen wie folgt festgelegt sind:

_p (i+2, 1) = Φ (i-2) (i-2)+H(i-2) · u (i-2)+e (i-2)

_p (i-2, 1) = Φ (i-2) _p (i-2, 1)+H(i-2) · u (i-2)+e (i-2)

e (i-1) = (i-1)- _p (i-2, 1)

e (i) = (i)- _p (i-2, 2)

In dem Folgenden sollen konkrete Beispiele beschrieben werden, bei welchen das Grundprinzip der vorliegenden Erfindung in Verbindung mit dem in Fig. 1 gezeigten thermischen Kraftwerk erläutert wird.

Fig. 4 zeigt eine vereinfachte Strukturansicht des Sekundär- Übererhitzers, bei welcher zur Vereinfachung des Modells der Sekundär-Übererhitzer als konzentrierte Konstante angenommen wird. Der betreffende Sekundär-Übererhitzer besitzt dabei ein metallisches Rohr 421, während außen eine Außenwandung 422 vorhanden ist. Der Hauptdampf strömt innerhalb des Metallrohres, während das Gas zwischen dem Rohr und der Außenwandung strömt. Mit Hilfe des Energieerhaltungssatzes kann die folgende Gleichung abgeleitet werden.

wobei
V _{S 2SH} das Volumen,
γ _{S 2SH} das spezifische Gewicht,
H _{S 2SH} die Enthalpie,
F _{S 2SH} die Strömungsgeschwindigkeit und
R _{S 2SH} die Temperatur des Innenmediums, letztere im Bereich des Auslasses des Sekundär-Übererhitzers ist.
R _{m 2SH} ist hingegen die mittlere Temperatur des Metallrohres,
A _{S 2SH} die Wärmeübergangsfläche und
α _{Sm 2SH} die Wärmeübertragungsgeschwindigkeit an das Innenmedium. Letztere kann dabei auch die folgende Gleichung ausgedrückt werden:

=α _{mS 2SH,r} (F _{S 2SH} /F _{S 2SH,r})^0,8 (24)

α _{mS 2SH,r} ist hingegen die Wärmeübertragungsgeschwindigkeit des Metalles an das Innenmedium,
F _{S 2SH,r} die Strömungsgeschwindigkeit des Innenmediums und
H _{S 1SH} die Enthalpie des Innenmediums am Einlaß des Sekundär-Überhitzers.

Auf der anderen Seite kann mit Hilfe des Energieerhaltungssatzes für das Metall des Sekundär-Überhitzers die folgende Gleichung abgeleitet werden:

worin
M _{m 2SH} das Metallgewicht,
C _{m 2SH} die spezifische Wärme des Metalles,
R _{g 2SH} die Temperatur des Außengases und
α _{gm 2SH} die Wärmetransfergeschwindigkeit des Außengases an das Metall ist. Letztere läßt sich dabei durch die folgende Gleichung ausdrücken:

=α _{gm 2SH,r} (F _gBF /F _gBF,r)^0,8 (26)

α _{gm 2SH,r} ist hingegen die Wärmetransfergeschwindigkeit des Gases an das Metall,
F _gBF die Strömungsgeschwindigkeit des Gases und
F _gBF,r die anteilige Gasströmungsgeschwindigkeit des Erhitzers.

Zusätzlich kann die Gastemperatur R _{g 2SH} des Sekundär- Überhitzers wie folgt ausgedrückt werden:

wobei
H _u der Kalorienwert des Brennstoffs,
F _f die Strömungsgeschwindigkeit des Brennstoffs,
H _a die Enthalpie der Luft,
F _a die Strömungsgeschwindigkeit der Luft,
H _grf die Enthalpie des Rezirkulationsgases,
F _grf die Strömungsgeschwindigkeit des Rezirkulationsgases,
C _Pg die spezifische Wärme des Gases und
K₁ und K₂ Konstanten sind.

Wenn dann Gleichung (23) verwendet wird, indem die spezifische Wärme bei konstantem Druck C _p={∂H/∂R}_P eingesetzt wird, dann ergibt sich die folgende Gleichung:

wobei

x₁=R _{s 2SH}

x₂=R _{m 2SH}

u₁=R _{s 1SH}

A₁₁+{C _p F _s+A _{s 2SH} α _{ms 2SH · r} (F _{s 2SH} /F _{s- 2SH · r})^0,8}/(V _{s 2SH} · γ _{s 2SH} · C _p)

A₁₂ : A _{s 2SH} · α _{ms 2SH · r} (F _{s 2SH} /F _{s 2SH · r})^0,8 /(V _{-s 2SH} · γ _{s 2SH} · C _p)

B₁₁ : C _p F _{s 2SH} /(V _{s 2SH} · γ _{s 2SH} · C _p)

Gleichung (25) kann in ähnlicher Weise verallgemeinert werden, wodurch sich die folgende Gleichung ergibt:

wobei

u₂=R _{g 2SH}

A₂₁=A _{s 2SH} · α _{ms 2SH,r} (F _{s 2SH} /(F _{s 2SH,r})^0,8 /(M _{m- 2SH} C _{m 2SH}

A₂₂=-(A _{s 2SH} · α _{gm 2SH,r} (F _gBF /F _gBF,r)^0,6+A _{s 2SH} -· α _{m 2SH,r} (F _{s 2SH} /F _{s 2SH,r)} ^0,8 /(M _{m 2SH} · C _{m 2SH-})

B₂₂=A _{s 2SH} · α _{gn 2SH,r} (F _gBF /F _gBF,r)^0,6 /(M _{m 2SH} · -C _{m 2SH})

Gleichungen (28) und (29) sind dabei Zustandsgleichungen, welche die Eigenschaften des Sekundär-Überhitzers festlegen. Die Gastemperatur R _{g 2SH}, wird dabei durch die empirische Gleichung (27) festgelegt.

Falls die Zustandsübergangsgleichung des Sekundär-Übererhitzers durch die folgende Gleichung festgelegt ist:

X (i+1)=Φ (i) X (i)+H(i) ul (i) (30)

dann kann die Zustandsübergangsmatrix Φ (t) und die Treibermatrix H(t) durch die folgenden Gleichungen festgelegt werden:

Durch Substitution der Gleichungen (28) und (29) in Gleichung (30) ergeben sich dann die folgenden Gleichungen:

wobei g₁ und λ₂ die charakteristischen Werte von [SI-A] sind:

λ₁, λ₂=(A₁₁+A₂₂±D) · ½

wobei Δ t=t-t₀ die Abtastperiode ist.

Durch Einsetzen in die Gleichungen (5) bis (8) kann somit das Kalman-Filter erstellt werden.

Auf diese Weise kann für die Verdampfereinheit unter Verwendung des Kalman-Filters ein Modell in Form eines numerischen Ausdrucks gebildet werden, bei dem der wahrscheinlichste Schätzwert und der vorausgesagte Wert der Hauptdampftemperatur unter Verwendung des Kalman-Filters ableitbar sind. Wenn jedoch die Hauptdampftemperatur in einem gewissen Ausmaß genau gemessen werden kann, werden die Wärmetransfergeschwindigkeiten α _{mS 2SH} und α _{gm 2SH}, die in der Zustandsübergangsmatrix Φ (i) enthalten sind, und der Kalorienwert H _u, der in der Treibermatrix H(i) enthalten ist auf der Basis der tatsächlich gemessenen Werte und der vorausgesagten Werte entsprechend dem in Verbindung mit Fig. 3 beschriebenen Verfahren korrigiert wird, was eine genauere Schätzung und eine genaue Voraussage erlaubt. Da die Wärmetransfergeschwindigkeit ebenfalls innerhalb der Treibermatrix H(i) entsprechend Gleichungen (32) und (33) auftreten, werden mit Hilfe der erwähnten Korrekturen ebenfalls diese Parameter innerhalb der Matrix H(i) einer Korrektur unterworfen.

Im folgenden soll nunmehr die Mühleneinheit erläutert werden. Innerhalb der Mühleneinheit erweist es sich als notwendig, die dem Brenner zugeführte Kohlenmenge korrekt anzunehmen. Da die zugeführte Kohlenmenge jedoch nicht genau gemessen werden kann, werden die Menge der Primärluft sowie der Mühlendifferentialdruck, d. h. die Druckdifferenz zwischen dem Eingang der Mühle und innerhalb der Mühle, die sich relativ genau messen lassen, angenommen und zur Modellenkorrektur herangezogen, um auf diese Weise den gewünschten Wert der Kohlezufuhr festzulegen.

Fig. 5 ist eine schematische Ansicht eines derartigen vereinfachten Mühlenmodells. Dabei gelten die folgenden Gleichungen:

wobei

F _cg=b _g N _m²h _c

F _cr=α _g F _cg=α _g β _g N _m²h _c

F _cf entspricht dabei der zugeführten Kohlenmenge,

h _c der Kohlenhöhe innerhalb der Mühle,

F _cg der zwischen den Kugeln und dem Tisch vorhandenen Kohlenmenge,

F _cr der rezirkulierten Kohlenmenge,

β _g der Zerstoßungsgeschwindigkeit der zwischen den Kugeln und dem Tisch vorhandenen Kohlenmenge,

α _g der Rezirkulationsgeschwindigkeit,

N _m der konstanten Drehgeschwindigkeit des Tisches und

A der Tischfläche.

Zusätzlich gilt folgende Gleichung:

wobei

(wobei K eine zwischen i und (i+1) befindliche Konstante ist)

wobei

F _CM die innerhalb der Mühle vorhandene Kohlenmenge,
F _cb die dem Brenner zugeführte Kohlenmenge,
γ _c die der Mühle zugeführte Kohlendichte,
F _a die der Mühle zugeführte Luftmenge,
Δ P _m der durch den Einlaß und innerhalb der Mühle herrschende Mühlendifferenzdruck,
γ _c,r die Kohlendichte γ _c im Verhältnisbetrieb,
F _a,r die Luftmenge F _a im Verhältnisbetrieb und
V die Innenkapazität der Mühle sind.

Mit Hilfe der Gleichungen (36) und (38) lassen sich die folgenden Gleichungen bilden:

Dabei sei hervorgehoben, daß durch Anpassung der Gleichungen (39) und (40) an die Gleichungen (29) und (28) Kalman-Filter entsprechend abgeleitet werden können, welche sich auf die Mühleneinheit beziehen. Die entsprechenden Beziehungen für die in beiden Systemen vorhandenen Veränderlichen sind dabei wie folgt:

x₁ : Δ P _m - R _{S 2SH}

x₂ : h _c - R _{m 2SH}

u₂ : F _cf - R _{g 2SH}

u₁ : F _a - R _{S 1SH}

Im Rahmen der vorliegenden Erfindung werden die Korrekturwerte der Zustandsübergangsmatrix Φ (i) und der Treibermatrix H(i) in entsprechender Weise gebildet und ebenfalls zur Korrektur des Verstärkungsfaktors des Rückkopplungssteuersystems des Kraftwerkes verwendet, wodurch sich eine Verbesserung der Steuerung ergibt. Es sei nunmehr angenommen, daß das Rückkopplungssteuersystem ein Geschwindigkeitsproportional-Integral- Steuersystem ist. Es ergibt sich dabei eine Berechnungsgleichung wie folgt:

P(i)=K _I (i) · e_MST (i, n)+K _p(1){e_MST (i, n)-e_MST (i-1,n)} (41)
-

wobei

P(i) der proportional-plus-integral-Steuerausgang bei der Probenentnahme i,

K _I (i) der Integralsteuerverstärkungsfaktor bei der Probenentnahme i,

K _p (i) der proportionale Steuerverstärkungsfaktor bei der Probennahme i und

e_MST (i, n) die vorausgesehene Abweichung der Hauptdampftemperatur nach n Probenwerten zum Zeitpunkt des Probenwertes i sind. Letzterer Wert e(i, n) entspricht dabei der Gleichung

T _sp (i, n)-T _{sms, p} (i, n)

T _sp (i, n) entspricht hingegen dem gewünschten Wert der Hauptdampftemperatur nach n Probenwerten zum Zeitpunkt der Probennahme i und T _{sms, p} (i, n) dem vorausgesagten Wert der Hauptdampftemperatur nach n Probenwerten zum Zeitpunkt der Probennahme i.

Es sei nunmehr angenommen, daß die Abweichung Δ T _sms der Hauptdampftemperatur gegenüber der Veränderung Δ F _t der Brennstoffzuführgeschwindigkeit einer ersten-Ordnung- Folgecharakteristik entsprechend Gleichung (42) entspricht. In diesem Fall sind die optimalen Steuerverstärkungsfaktoren K _p (i) und K _I (i) auf der Basis des Verstärkungsfaktors K _g (i) und der Zeitkonstante T _g (i) durch die folgenden Gleichungen festgelegt:

wobei
s der Laplace-Operator und
β eine Konstante sind.

Daraus lassen sich dann die folgenden Gleichungen ableiten:

K _g (i)=B₂₂A₁₂ (H _u-K₁K₂F _f ^k2-1)/{C _PG F _GBF -(A₁₁A₂₂-A₁₂A₂₁)}

T _g (i)=-(A₁₁+A₂₂)/(A₁₁A₂₂-A₁₂A₂₁)

Demzufolge können die Werte K _g (i) und T _g (i) entsprechend den Korrekturen von Φ (i) und H(i) korrigiert werden.

Fig. 6 zeigt das Grundprinzip der vorliegenden Erfindung in Verbindung mit einem thermischen Kraftwerk. Der Block 601 entspricht dabei jenem Teil, in welchem ein Sollwertsignal erzeugt wird, das mit Hilfe eines Funktionsgenerators 603 in ein Kohlenmengenanforderungssignal umgewandelt wird. Innerhalb des Blockes 605 werden das Ausgangssignal des Funktionsgenerators 603 und ein von einem Addierkreis 627 abgegebenes Korrektursignal addiert. Innerhalb des Blockes 607 wird das Ausgangssignal des Addierkreises 605 mit einem über eine Leitung 616 zugeführten Signal addiert, welches innerhalb eines Mühlenmodells 615 gebildet ist und der angenommenen Menge der zugeführten Kohlenmenge entspricht. Innerhalb der Blöcke 609 und 611 befinden sich Proportional-Integral-Steuerkreise, welche von dem Modell 615 über Leitungen 610 und 612 Korrektursignale erhalten, um auf diese Weise entsprechend Gleichung (43) die Verstärkungsfaktoren einzustellen. Innerhalb eines Addierkreises 613 werden die Ausgangssignale der Steuerkreise 609 und 611 addiert. Mit Hilfe des Ausgangssignals des Addierkreises 613 wird die der Mühleneinheit 30 zugeführte Kohlenmenge beeinflußt. Die verschiedenen Daten der Mühleneinheit 30 werden über Leitungen 351 und 352 in Form von Probenwerten dem Mühlenmodell 615 zugeführt. Die Mühleneinheit 30 gibt an die Verdampfereinheit 40 eine bestimmte Brennstoffmenge ab. Die verschiedenen Daten der Verdampfereinheit 40 werden über eine Leitung 451 einem Verdampfermodell 617 zugeführt. Der angenommene Wert der von dem Mühlenmodell abgegebenen Kohlenmenge wird ebenfalls über eine Leitung 616 dem Verdampfermodell 617 in Form von Probenwerten zugeführt. Der nach einem vorgegebenen Zeitraum auftretende vorausgesagte Wert der Hauptdampftemperatur, wie er von dem Verdampfermodell 617 abgeleitet ist, wird innerhalb eines Addierkreises 621 mit dem nach dem vorgegebenen Zeitintervall auftretenden gewünschten Wert verglichen, wobei letzterer von einem Hauptdampftemperatur- Sollwertsignalgenerator 619 abgegeben wird. Der Differenzwert wird dann den beiden Proportional- Integral-Steuerkreisen 623 und 625 zugeführt. Diesen Steuerkreisen werden ebenfalls über die Leitungen 624 und 626 Korrektursignale des Modells 617 zugeführt, um auf diese Weise die Verstärkungsfaktoren entsprechend der Gleichung (43) einstellen zu können. Die Ausgangssignale der entsprechenden Steuerkreise 623 und 625 werden dem bereits erwähnten Addierkreis 627 zugeführt, dessen Ausgangssignal dem Anforderungssignal für die Kohlenzufuhrmenge zuaddiert wird. Auf diese Weise wird das betreffende Signal derart korrigiert, daß der Fehler innerhalb der Hauptdampftemperatur eliminiert wird.

Fig. 7 zeigt die Steuerkurven, welche im Rahmen der vorliegenden Erfindung in Verbindung mit einem thermischen Kraftwerk erzielbar sind. Die Kurve 71 entspricht dabei dem gewünschten Temperaturanstieg, die Kurve 72 dem im Rahmen der vorliegenden Erfindung sich tatsächlich ergebenden Temperaturanstieg und die Kurve 73 dem sich ergebenden Temperaturanstieg bei einer Anforderung entsprechend der eingangs genannten US-PS. Anhand eines Vergleichs der Kurven 72 und 73 ergibt sich, daß ihm Rahmen der vorliegenden Erfindung eine bessere Steuerung möglich ist.

Claims

1. Verfahren zum Steuern und zum Optimieren des Betriebs eines Kohleverbrennungswärmekraftwerks, das eine Kohlenmühle (30) und einen Verdampfer (40) aufweist, der eine Anzahl von in Kaskade angeordneten Übererhitzern (404, 405) aufweist, wobei die Kohlenmühle Kohle pulverisiert und pulverförmige Kohle dem Verdampfer zuführt, mit folgenden Verfahrensschritten:
Erzeugen (603) eines Kohlenmengenanforderungssignals, das die dem Verdampfer (40) zuzuführende Kohlenmenge angibt, in Antwort auf die von dem Kraftwerk geforderte Ausgangsleistung (601);
Erzeugen (619) eines Signales für den Sollwert der Temperatur des Hauptdampfes, der von der letzten Stufe des Verdampfers (40) erzeugt wird,
Gewinnen (621) eines ersten Differenzsignals aus dem Signal für den Sollwert der Hauptdampftemperatur und einem vom Verdampfer erhaltenen Rückkopplungssignal;
Korrektur (605) des Kohlenmengenanforderungssignals auf der Grundlage eines Korrektursignals zum Erzielen eines korrigierten Kohlenmengenzufuhrsignals,
wodurch die von der Kohlenmühle (30) dem Verdampfer (40) zugeführte Kohlenmenge so gesteuert wird, daß die Hauptdampftemperatur dem Sollwert folgt,
dadurch gekennzeichnet, daß
das zum Erzielen des ersten Differenzsignals verwendete Rückkopplungssignal von Verdampfer über ein Verdampfermodell (617) erzeugt wird, das aus einem ersten Modell (213) und einem ein zweites Modell (207 enthaltenden Kalman-Bucy-Filter (203, 207, 209, 211) zusammengesetzt ist, wobei das erste Modell (213) und das zweite Modell (207) die gleichen dynamischen Eigenschaften wie der Verdampfer haben,
das Kalman-Bucy-Filter einen wahrscheinlichsten Wert (i) für die Hauptdampftemperatur beim gegenwärtigen Zeitpunkt (i) abschätzt,
das erste Modell (213) einen Voraussagewert (i, j) der Hauptdampftemperatur für den nach dem Zeitpunkt (i) liegenden Zeitpunkt (i+j) auf der Basis des wahrscheinlichsten Schätzwertes (i) liefert, und der Voraussagewert als Rückkopplungssignal verwendet wird,
die Korrektur (217) der dynamischen Eigenschaften des ersten und des zweiten Modells (213, 217) auf der Grundlage eines Fehlers e(i) zwischen der im Verdampfer festgestellten Hauptdampftemperatur Y(i) und einem vom zweiten Modell (207) berechneten Wert (i) durchgeführt wird,
daß eine Proportional-Integral-Steuerung (623, 625) mit dem ersten Differenzsignal zum Erzielen (627) des Korrektursignals durchgeführt wird, und
daß die Verstärkungsfaktoren der Proportional-Integral- Steuerung durch Korrektursignale des Verdampfermodells (617) eingestellt werden.

2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß das korrigierte Kohlenmengenzufuhrsignal mit einem zweiten Rückkopplungssignal verglichen wird, das von der Kohlenmühle (30) über ein Kohlenmühlenmodell (615) erzeugt wird, um ein zweites Differenzsignal zu erzeugen,
daß eine zweite Proportional-Integral-Steuerung (609, 611) mit dem zweiten Differenzsignal beaufschlagt wird, um ein Signal für die Kohlenmühle (30) zu erzeugen,
wobei das Kohlenmühlenmodell (615) aus einem dritten Modell und einem ein viertes Modell enthaltenden Kalman-Bucy-Filter besteht, und das dritte und das vierte Modell die gleichen dynamischen Eigenschaften haben wie die Kohlenmühle (30),
daß das Kalman-Bucy-Filter den wahrscheinlichsten Wert (i) für einen Mühlendifferentialdruck und eine Kohlenmühle in der Kohlenmühle für einen gegenwärtigen Zeitpunkt (i) abschätzt,
daß das dritte Modell einen Voraussagewert (i, j) des Mühlendifferentialdrucks und der Kohlenhöhe in der Kohlenmühle (30) für eine nach dem gegenwärtigen Zeitpunkt (i) liegenden Zeitpunkt (i+j) auf der Basis des von dem zweiten Kalman- Bucy-Filter erzeugten wahrscheinlichen Schätzwertes (i) liefert, wobei auf der Basis der Voraussagewert (i, j) ein Signal der dem Verdampfer (40) zugeführte Kohlenmenge bestimmt wird., das als zweites Rückkopplungssignal verwendet wird,
daß die dynamischen Eigenschaften des dritten und des vierten Modells auf der Grundlage eines Fehlers e(i) zwischen dem bei der Kohlenmühle (30) festgestellten Mühlendifferentialdruck und einem mit dem vierten Modell berechneten Wert (i) dieses Differentialdrucks korrigiert wird, und
daß die Verstärkungsfaktoren der zweiten Proportional- Integral-Steuerung (609, 611) durch Korrektursignale (610, 612) des Kohlenmühlenmodells (615) eingestellt werden.