Structuri de Reglare Automata a Temperaturii Aburului la Cazanele de Abur

CUPRINS

LISTA FIGURILOR

Fig. 0.1. Etape de studiu și proiectare a S.R.A. 16

Fig. 1.1. Schema de principiu a unui cazan cu circulație naturală 20

Fig. 1.2. Schema bloc a cazanului de abur 23

Fig. 1.3. Zona de vaporizare și supraîncălzire 24

Fig. 1.4.Graful calitativ al cazanului 27

Fig. 1.5. Dispunerea supraîncălzitoarelor pe traseul gazelor de ardere 28

Fig. 1.6. Schema bloc a supraîncălzitorului de abur 29

Fig. 1.7. Schema bloc liniarizată pentru primul supraîncălzitor 33

Fig. 1.8. Schema bloc liniarizată pentru primul injector 35

Fig. 2.1. Structura supraîncălzitoarelor cu injecție de condens 39

Fig. 2.2. Schema bloc corespunzătoare temperaturii Ta 40

Fig. 2.3. Schema termomecanică a supraîncălzitoarelor 41

Fig. 2.4. Curbe de reglare a temperaturii aburului 42

Fig. 2.5. Schema bloc SRA a temperaturii aburului viu 44

Fig. 3.1. Structura superîncălzitorului cu abur 46

Fig. 3.2. Structură de reglare 48

Fig. 3.3. Structura de control pentru primul caz 51

Fig. 3.4. Schema de reglare amănunțită pentru primul caz 52

Fig. 3.5. Structura de control pentru al doilea caz 53

Fig. 3.6. Schema de reglare amănunțită pentru cel de-al doilea caz 54

Fig. 3.7. Structura de validare a traductoarelor 56

INTRODUCERE

Procesele tehnologice ce au loc în instalațiile industriale se definesc ca ansambluri complexe de procese fizice, chimice, mecanice, energetice, etc., ce se desfășoară în serie, paralel sau mixt. Analiza acestor desfășurări se poate face prin defalcarea în procese unitare, independente și tratarea separată a lor, ținând cont însă de condițiile de ansamblu în care se desfășoară. Se permite astfel o analiză mai aprofundată a fenomenelor fundamentale, ce stau la baza proceselor respective, punându-se în evidență proprietățile de bază comune, precum și particularitățile acestor elemente.

Desfășurarea proceselor fizico-chimice, privită sistemic, se poate pune în evidență printr-o serie de parametrii definiți ca variabile atașate procesului. Între aceste variabile, se stabilesc relațiile de dependență – modelul matematic – sau altfel spus, se atașează procesului fizic un sistem abstract, caracterizat prin relațiile dintre variabilele de intrare, stare și ieșire.

Se pune în evidență faptul că procesele tehnologice, definite fizic, pot fi echivalente și deci pot fi conduse după aceleași criterii sau, altfel spus, structura sistemelor de conducere este aceeași sau echivalentă pentru procese echivalente.

În cadrul proceselor tehnologice se pot desfășura următoarele activități:

– activitatea de control ce reprezintă orice activitate curentă privind evoluția în limitele admisibile a parametrilor ce caracterizează starea proceselor. Această activitate se realizează cu ajutorul aparaturii de măsurare și control și este baza în orice activitate de conducere;

– activitatea de conducere a unei instalații tehnologice reprezintă totalitatea acțiunilor premeditate având drept scop desfășurarea dorită a proceselor din instalație și se bazează pe existența și prelucrarea unor informații primite de la proces.

Activitatea de control și conducere poate fi realizată direct de către un operator uman – conducere manuală, sau de un ansamblu de aparate și dispozitive care îndeplinesc total sau parțial funcțiunile operatorului – conducere automată sau semiautomată.

Dispozitivul de automatizare (DA) reprezintă totalitatea aparatelor și dispozitivelor dintr-un sistem, ce permit controlul și conducerea acestuia, iar procesul condus se numește proces automatizat. Ansamblul format de dispozitivul de automatizare și procesul automatizat poartă denumirea de sistem automat.

Sistemele automate, care se bazează numai pe informația apriorică despre procesul condus, poartă denumirea de sisteme automate în circuit deschis sau sisteme de comandă automată. Sistemele în circuit deschis pot utiliza și informația curentă culeasă de la proces, dar ea se transmite dispozitivului de automatizare prin intermediul operatorului. Sistemele automate, care primesc direct și utilizează, fără intervenția operatorului, informația curentă despre proces, poartă denumirea de sisteme automate în circuit închis.

Pentru realizarea unui sistem de reglare automată, indiferent că este vorba de o singură buclă de reglare sau un sistem ierarhizat de conducere este necesar să se parcurgă anumite etape de studiu, analiză și proiectare.

Acest lucru este datorat faptului că instalațiile industriale sunt ansambluri complexe de procese elementare, fizice, chimice, mecanice, energetice etc., ce se desfășoară în serie, paralel sau mixt. Analiza desfășurării acestora se poate face prin defalcarea în procese unitare, independente, tratate separat, ținând cont însă de condițiile de ansamblu în care se desfășoară. Acest lucru permite o analiză mai profundă a fenomenelor fundamentale care stau la baza proceselor respective, punându-se în evidență proprietățile de bază comune, precum și particularitățile acestor elemente. Desfășurarea proceselor fizico-chimice din instalațiile industriale poate fi pusă în evidență printr-o serie de parametri, definiți ca variabile atașate procesului, măsurabile sau calculabile, între care se stabilesc relații de dependență corespunzătoare modelului matematic.

Această abstractizare a procesului fizic prin sistemul abstract descris prin modelul matematic atașat permite elaborarea unor strategii de conducere mai generale pentru clase de sisteme.

Aceste strategii însă trebuie să țină cont și de restricțiile care apar privind cerințele de siguranță ale procesului, de disponibilitățile hardware și bineînțeles de restricțiile privind costul echipamentelor.

În fig. 1 sunt prezentate etapele ce trebuie, obligatoriu, să fie parcurse în proiectarea unui sistem de conducere automată. Aceste etape sunt prezentate în continuare.

I. Analiza cerințelor procesului tehnologic, în cadrul căreia se pun în evidență condițiile de funcționare și de evoluție a procesului, caracterul regimurilor de lucru (continuu sau discontinuu, regimuri dinamice sau/și regimuri staționare etc.), efectul acțiunii perturbațiilor și caracterul acestora (de scurtă durată sau de lungă durată, permanente sau intermitente, compensabile tehnologic sau nu). Tot în această etapă se stabilesc variabilele globale prin care se poate aprecia sau estima evoluția procesului, se alege numărul minim de variabile măsurabile, se aleg mărimile de comandă prin intermediul cărora se acționează asupra procesului.

Pe baza caracterului regimurilor de lucru se stabilesc formele modelelor matematice și posibilitățile de simplificare a acestora. Rezultă din această etapă cerințele minimale tehnologice și condițiile de siguranță a instalației.

II. Elaborarea modelelor matematice, în care se pornește cu elaborarea modelelor matematice generale, pornind de la descrierea analitică a fenomenelor, apoi, pe baza analizei proceselor, se trece la modele simplificate adecvate utilizării pe echipamentele de conducere disponibile și se continuă cu stabilirea posibilităților (analitice sau experimentale) de determinare concretă a acestor modele simplificate. După elaborare urmează faza de validare a modelelor fie prin măsurători directe și calcule fie prin simulare pe calculator sau instalații pilot.

Se elaborează apoi modelele pentru situații de avarie, atât pentru faza de detecție (de preferabil cu anticipare), cât și pentru faza de intervenție asupra procesului, pentru prevenire sau limitarea pierderilor. Pe baza acestora se stabilesc structurile și condițiile de protecție, semnalizare și interblocare (modelul matematic de operații, în general, logice).

III. Echipamente de automatizare disponibile, unde, simultan cu etapa a II-a, pe baza analizei efectuate în etapa I-a, se testează piața pentru alegerea echipamentelor de automatizare în funcție de cerințele de automatizare impuse și în funcție de disponibilitățile financiare.

Aceste echipamente de automatizare pot include:

– echipamente de reglare automată – analogice și numerice

– micro sau minicalculatoare de proces specializate

– rețele de calculatoare de proces pentru conducerea ierarhizată și distribuită

– sisteme secvențiale pentru echipamentele de semnalizare, protecție și interblocare.

Vor rezulta din această etapă disponibilitățile hardware pentru realizarea sistemului de conducere.

Fig. STYLEREF 1 \s 0. SEQ Fig. \* ARABIC \s 1 1. Etape de studiu și proiectare a S.R.A.

IV. Structura sistemului de conducere, unde, după ce se parcurg primele trei etape pe baza cerințelor tehnologice, a disponibilităților hardware și a restricțiilor privind costul echipamentelor și a posibilităților financiare, se trece la proiectarea structurii sistemului de conducere. Sistemul de conducere trebuie să cuprindă următoarele subsisteme realizate autonom dar ce interacționează, pentru simplificarea operațiilor de proiectare și pentru creșterea fiabilității sistemului de conducere și a sistemului în ansamblu. Aceste subsisteme sunt:

a) Sisteme de semnalizare, protecție și interblocare

b) Sisteme de reglare automată a parametrilor tehnologici

c) Sisteme informaționale și de coordonare

d) Sisteme evoluate asigurând conducerea ierarhizată, conducerea adaptivă și optimală.

Implementarea în timp a acestor subsisteme poate fi realizată în ordinea menționată, dar proiectarea trebuie obligatoriu să se facă unitar.

V. Implementarea, validarea, punerea în funcțiune. După proiectarea structurii și a strategiei de conducere, și după achiziționarea echipamentelor, se trece la realizarea efectivă a sistemului de conducere, validarea strategiilor de conducere prin controlul manual și direct al operatorilor și punerea în funcțiune a întregului sistem. În această fază operatorii și proiectanții supraveghează direct procesul, se fac corecțiile necesare la modelul matematic și la algoritmii de conducere, se simulează avariile și se verifică funcționarea sistemelor de protecție.

VI. Exploatarea sistemului. După perioada de punere în funcțiune se trece la exploatarea sistemului de conducere, menținând personalul strict necesar pentru supravegherea aparaturii de automatizare.

CAPITOLUL 1. ASPECTE GENERALE

În cazanele de abur se utilizează două tipuri de supraîncălzitoare:

– supraîncălzitoare la radiație, care sunt poziționate în partea superioară a focarului și primesc căldură prin radiație și convecție

– supraîncălzitoarele de convecție, care sunt situate pe traiectoria gazelor de ardere.

Diferența între cele două tipuri de supraîncălzitoare este de ordin constructiv având în vedere temperatura la suprafața exterioară a țevilor și asigurarea randamentului maxim în transmisia căldurii.

În cazul supraîncălzitoarelor din cazanele de abur atât agentul termic (gazele arse) cât și produsul (aburul) sunt dictate de alte procese, independente de schimbător și nu pot fi modificate după dorință.

1.1.Analiza fluxului tehnologic

Cazanele cu abur se clasifică în trei tipuri principale:

I. Cazane cu circulație naturală

II. Cazane cu circulație forțată

III. Cazane cu străbatere forțată

Schema de principiu a unui cazan cu circulație naturală cu cărbune este reprezentată în figura 1.1., unde se utilizează următoarele notații:

BC – bunker de cărbune,

BT – bandă transportoare (tip Redler),

R – reductor, MA – motor de antrenare,

AR – conductă pentru aerul de răcire,

MC – moară de cărbune,

AA – aer de ardere,

MAC – mecanism pentru acționarea clapetei de aer,

ZA – zona arzătorului,

TF – țevi fierbătoare,

TC – țevi de coborâre,

CS – colector superior,

CI – colector inferior,

T – tambur,

SR – supraîncălzitor de radiație pentru abur viu,

SC- supraîncălzitor de convecție pentru abur viu,

SI – supraîncălzitor intermediar,

INJ1, INJ2- injecțiile de condens 1 și 2,

INJ I – injecția intermediară,

VR – ventile pentru reglarea debitelor apei de injecție,

BTC- transportoare pentru cenușă,

IEC – instalație pentru evacuarea cenușii,

DAG- drumul ascendent al gazelor,

DDG- drumul descendent al gazelor,

Pa – preîncălzitor de aer,

E- economizor,

VA – ventilator de aer,

PA- priză de aer,

CG – canal de gaze,

FM – filtre mecanice,

FE – filtre electrostatice,

VG – ventilator de gaze,

CF- coș de fum,

CH – cuple hidraulice,

PAL- pompe de alimentare,

VRAA- ventil pentru reglarea apei de alimentare,

PIP- preîncălzitor de înaltă presiune,

CMA- conductă magistrală de aer.

Cu ajutorul schemei din fig.1.2. se poate explica ușor funcționarea cazanului cu circulație naturală. În buncărul BC este depozitat cărbunele sosit de la stația de concasare, și de aici, cu ajutorul benzii transportoare BT este introdus în moara de cărbune MC. Debitul de cărbune introdus în moară depinde de viteza benzii BT și grosimea stratului de cărbune pe bandă care se pot regla. Moara de cărbune este de tip ventilator, adică are un stator în interiorul căruia se găsește un rotor cu palete radial – longitudinale, care prin învârtire aspiră pe lângă axul său și refulează tangențial printr-o conductă spre arzător.

Cărbunele aspirat în moară odată cu gazele arse din focarul F este sfărâmat fin prin lovire de către paletele rotorului morii de cărbune, după care e refulat în zona arzătorului ZA unde începe să ardă datorită aerului de ardere AA introdus printr-o conductă prevăzută cu o clapetă de reglare. Cărbunele care arde în focarul F dezvoltă o cantitate de căldură corespunzătoare care este transmisă într-un procent foarte mare țevilor fierbătoare TF care căptușesc în mod practic cei 4 pereți interiori.

Fig. 1.1. Schema de principiu a unui cazan cu circulație naturală

La rândul lor țevile încălzesc apa care se află în ele ceea ce conduce la vaporizarea acesteia. Vaporii se separă de apă în partea superioară a tamburului T de unde pleacă, în instalația de supraîncălzire; aburul merge la corpul de înaltă presiune IP al turbinei. După ieșirea din corpul de înaltă presiune, aburul se întoarce la cazan în supraîncălzitorul intermediar după care trebuie să între în corpul de medie presiune MP al turbinei .

Datorită arderii cărbunelui, în focarul F, iau naștere gaze și cenușă. Gazele care au o temperatură ridicată (>1000oC) transmit prin convecție căldura pe care o conțin țevilor fierbătoare TF prin parcurgerea drumului ascendent DAG. În partea superioară gazele de ardere întâlnesc supraîncălzitoarele pe care le spală cedându-le de asemenea o anumită cantitate de căldură pentru supraîncălzirea aburului.

După cum se observă din fig.1.2. urmează apoi parcurgerea drumului descendent DDG în care gazele parcurg preîncălzitorul de aer Pa și economizorul E. Căldura transmisă aerului în preîncălzitorul PA și apei de alimentare în economizorul E face ca randamentul global al cazanului să crească. Se realizează de asemenea și alte efecte favorabile cum ar fi evitarea introducerii apei de alimentare la o temperatură prea scăzută în tambur ceea ce ar conduce la diferențe mari de temperatură urmate de solicitări termice nepermise.

După parcurgerea drumului descendent DDG, gazele intră în canalul de gaze CG prin care ajung la filtrele mecanice FM formate din baterii de cicloane. După filtrele mecanice FM urmează filtrele electrostatice FE. În filtrele mecanice se face o filtrare grosieră, iar în filtrele electrostatice se face o filtrare fină (din cantitatea totală de praf filtrele electrostatice rețin până la 99%). După filtrele electrostatice urmează ventilatorul de gaze care le aspiră și le trimite spre coșul de fum CF refulându-le în atmosferă. Aerul necesar arderii este furnizat de ventilatorul de aer VA care are o priză de aspirație PA situată în partea superioară a clădirii sălii cazanelor.

Cazanul cu circulație forțată nu diferă ca schemă de cel cu circulație naturală decât prin existența unei pompe montată în circuitul format de țevile de coborâre, țevile de fierbere și tambur care forțează circulația apei realizându-se astfel o vaporizare mai intensă.

Cazanul cu străbatere forțată diferă de cele două tipuri precedente prin lipsa tamburului și țevilor de coborâre. La acest tip de cazan apa de alimentare este introdusă direct în țevile fierbătoare pe parcursul cărora se vaporizează complet.

Din țevile fierbătoare, vaporii trec în instalația de supraîncălzire urmând apoi drumul descris în cazul cazanului cu circulație naturală.

1.2.Modelul matematic al supraîncălzitorului de abur

Mai sus au fost prezentate fluxul tehnologic și cerințele de automatizare. Se va continua această analiză la nivelul cazanului în vederea stabilirii canalelor intrare-ieșire în scopul alegerii corecte a canalelor de comandă cele mai adecvate pentru asigurarea conducerii eficiente a cazanului de abur. Cazanul, privit din punct de vedere sistemic, se încadrează în categoria sistemelor cu mai multe intrări și mai multe ieșiri (MIMO). În categoria mărimilor de ieșire se vor alege acele variabile măsurabile ale cazanului ce permit obținerea unei informații complete asupra stării cazanului la fiecare moment de timp. Se preferă alegerea unor variabile măsurabile, pentru implementarea directă a unor sisteme de reglare în timp real, ce permit conducerea economică și sigură a cazanului.

De exemplu, energia termică disponibilă, furnizată de cazan, ce poate fi transformată în turbină în energie mecanică prin destinderea aburului, poate fi calculată simplu cu ajutorul entalpiei și entropiei aburului. Dar aceste mărimi sunt variabile de calcul, definite prin relații matematice sau diagrame, funcție de temperatura și presiunea aburului, ambele mărimi fizice măsurabile direct. În acest caz, se preferă alegerea acestora ca variabile de stare și se va elabora un model matematic al cazanului alegând numai variabile măsurabile. Pentru simplificarea procedurilor de elaborare a modelului matematic se va stabili o schemă bloc a cazanului, prezentată în fig. 1.2, precizând canalele intrare-ieșire ale acestuia. În partea stângă sunt trecute mărimile de intrare (mărimi ce pot fi comandate direct cu elemente de execuție uzuale), iar în partea dreaptă mărimile de ieșire măsurabile pe baza cărora se vor dezvolta structurile de reglare tipice cu reacții după ieșire.

Sarcinile în funcționare ale cazanului pot fi împărțite în două categorii și anume sarcini externe dictate de funcționarea ansamblului cazan-turbină-generator și sarcini interne dictate de cerințele de funcționare în condiții de siguranță a cazanului.

Sarcinile externe sunt dictate de turbină pentru asigurarea debitului de abur la presiunea și temperatura corespunzătoare asigurării puterii termice cerută grupului. În aceste condiții, acești doi parametrii reprezintă două mărimi de ieșire ale cazanului și vor fi trecute în partea dreaptă a schemei din fig. 1.2.

Presiunea PT a aburului la intrarea în turbină este aproximativ egală cu presiunea aburului în sistemul de vaporizare (fie tambur la cazanele cu tambur, fie în zona de vaporizare la cazanele cu străbatere forțată), deoarece pierderile de presiune pe supraîncălzitoare sunt mici (2-5 bari) în raport cu valoarea presiunii PT (140-220 bari). Se vor analiza procesele din cazanele cu tambur, pentru înțelegerea mai exactă a fenomenelor de transfer de masa și căldură și a proceselor de vaporizare și de supraîncălzire a aburului.

În tambur are loc separarea vaporilor de apă ca urmare a acumulării de căldură în țevile fierbătorului montat în zona focarului cazanului. În condiții de exploatare corectă a cazanului, vaporizarea se produce în tambur și nu în țevile fierbătorului deoarece presiunea în țevi este mai mare decât presiunea în tambur. Zona ocupată de vapori în tambur, poate fi privită ca un sistem izolat, în care se introduce debitul de vapori Dp, rezultat prin vaporizare și se extrage un debit de vapori consumat Dc, cerut de turbină (conform fig. 1.3.).

Procesul de vaporizare însă, se desfășoară la echilibru, iar mediul îl reprezintă vaporii saturați, deci nu pot fi aplicate legile gazelor perfecte pentru studiul regimurilor dinamice. Vom considera însă, această zonă ca un bloc MPt având ca mărime de ieșire presiunea PT și ca intrări debitele Dc și Dp. Debitul Dc este dictat de turbină și poate fi modificat din exteriorul cazanului prin comanda clapetei sau ventilului de reglare montat pe conducta de admisie în turbină. În acest caz debitul Dc este o mărime de intrare a cazanului. Debitul Dp nu poate fi modificat direct, el fiind dat de cantitatea de căldură transmisă țevilor fierbătorului, deci el va fi o variabilă de stare internă a cazanului și se va figura în schemă ca mărime de ieșire a blocului MDp ale cărui intrări sunt debitul de combustibil B și debitul de aer A, ambele sunt mărimi de intrare ale cazanului, fiind mărimi independente ce pot fi modificate direct din exteriorul cazanului.

Temperatura θav reprezintă mărimea de ieșire din blocul corespunzător supraîncălzitoarelor de abur, ce pot fi privite ca un ansamblu de schimbătoare de căldură de tip autoclave cu serpentină. Deci temperatura θav a debitului de abur la ieșirea din ultimul supraîncălzitor depinde de debitul de abur Dc, debitul de gaze evacuate Ge, care sunt mărimi de intrare ale cazanului fiind modificabile din exterior și temperatura gazelor θg care este o mărime internă a cazanului și se va defini prin blocul MTG, depinzând de procesul de ardere, deci de debitul de aer A și debitul de combustibil B.

Sarcinile interne rezultă din cerințele de funcționare sigură și economică a cazanului. Se vor analiza pe rând aceste cerințe precizând mărimile de ieșire prin care se poate determina starea curentă a procesului și mărimile de intrare cu ajutorul cărora se pot modifica după dorință aceste ieșiri. O primă cerință o constituie controlul procesului de ardere, deoarece acesta depinde de natura combustibilului, de compoziția, umiditatea și conținutul de impurități necombustibile. Deoarece nu se poate face o analiză în flux a acestor parametrii, se măsoară compoziția gazelor de ardere la ieșirea din cazan, în special conținutul de O2, CO2, CO, și fum și pe baza acestora se comandă debitul de aer introdus în cazan. Compoziția gazelor de ardere este funcție în principal de debitul de aer A și debitul de combustibil B, dependența fiind realizată prin blocul Mc.

O a doua cerință, legată de procesul de ardere, o constituie evacuarea gazelor de ardere din zona focarului, gradul de evacuare se apreciază prin măsurarea depresiunii în focar Pf considerată mărime de ieșire din blocul MPf. Acest bloc corespunde zonei ocupate de gazele de ardere din focar până la evacuarea la coș și Pf va depinde de debitul de gaze evacuate Ge (mărime de intrare) și debitul de gaze produse în urma arderii combustibilului Gp considerat ca mărime internă a cazanului, deci mărime de ieșire a blocului MGp și depinde de debitul de aer A și debitul de combustibil B. Debitul de gaze evacuate Ge poate fi modificat prin comanda clapetelor ventilatorului de gaze de ardere.

Procesul de vaporizare poate fi controlat, la cazanele cu tambur, prin reglarea nivelului apei în tambur H. Acest nivel depinde de debitele Dp și Dc și de debitul de apă de alimentare Wa. La cazanele cu străbatere forțată este important de a menține zona de vaporizare într-o anumită regiune a țevilor vaporizatorului, poziția acestei zone depinde de aceeași parametrii ca și nivelul H.

În acest mod, pe baza analizei calitative a proceselor ce au loc în cazan a rezultat schema bloc prezentată în figura 1.2. Este important acum să se stabilească perechile cele mai adecvate comandă-ieșire, care să asigure cel mai eficient control al mărimilor de ieșire prin mărimile de comandă alese, cu efectul maxim și fără perturbații puternice asupra celorlalte mărimi de ieșire.

Presiunea PT poate fi modificată simplu prin debitul Dc, dar acesta este ales ca mărime de comandă pentru turbină. Deci, mergând spre intrare în schema bloc, se ajunge la mărimile de intrare A și B. În general, mai ales la cazanele ce utilizează cărbunele ca element principal de combustie, se alege B ca mărime de comandă pentru controlul presiunii PT, iar debitul de aer A se menține într-un anumit raport cu B fiind utilizat ca mărime de comandă pentru controlul compoziției optime a gazelor de ardere.

Pentru controlul temperaturii θav se utilizează ca mărime de comandă debitul de injecție Winj, deoarece celelalte mărimi de intrare ale blocurilor MTa și MTG sunt folosite pentru comanda altor mărimi de ieșire.

Debitul de gaze de ardere Ge este folosit ca mărime de comandă pentru controlul depresiunii în focar Pf, deoarece se asigură cel mai eficient efect iar celelalte mărimi de intrare ce influențează Pf sunt folosite pentru comanda altor mărimi de ieșire.

Debitul de apă de alimentare Wa este ales ca mărime de comandă pentru controlul nivelului apei în tambur H sau a zonei de vaporizare.

Aceste perechi comandă-ieșire se folosesc în structurile de reglare convențională, comanda fiind cuplată la ieșirea regulatorului iar ieșirea, măsurată cu un traductor adecvat se aplică la intrarea de măsură a regulatorului închizând bucla de reglare.

Legăturile care se stabilesc între variabilele procesului pot fi puse în evidență și prin reprezentări de forma unor grafuri de influență, așa cum s-a prezentat în fig.1.4. În această figură fiecărei variabile i se atașează un nod, reprezentat prințr-un cerc, legăturile între reprezintă laturile orientate ale grafului, sensul săgeții indicând sensul transmisiei informației. Nodurile la care există numai laturi care ies din nod sunt mărimi de intrare ale procersului studiat, iar nodurile care au numai laturi care intră în nod sunt mărimi de ieșire ale procersului. Celelalte noduri sunt mărimi intermediare.

În schema din fig.1.4 s-au reprezentat cu linie îngroșată canalele de comandă corespunzătoare mărimilor de ieșire conform celor analizate mai sus.

Fig. 1.4.Graful calitativ al cazanului

Structura prezentată în figura 1.3. reprezintă un prim nivel de detaliere a dinamicii cazanului. Etapa următoare trebuie să fie, în orice analiză sistemică, elaborarea modelelor matematice ale fiecărui bloc în parte și precizarea structurilor de reglare adecvate. În practică, de cele mai multe ori se utilizează metodele analitice pentru stabilirea formei modelului matematic, urmând determinarea experimentală a coeficienților de material ce apar în ecuațiile modelului. Atât în partea de simplificare a modelului, cât și în alegerea structură de reglare, experiența practică, privind exploatarea grupurilor energetice are un factor dominant.

1.2.1. Date tehnice ale supraîncălzitoarelor

Prima treaptă de supraîncălzire a aburului este constituită din suprafețele de schimb de căldură ale cazanului pe circuitul de abur, începând de la tambur la primul injector de răcire. Schimbul de căldură se realizează prin convecție, debitul de abur este de 407,83 t/h și aburul străbate țevile supraîncălzitorului în contracurent față de gazele de ardere. În aceste suprafețe aburul este supraîncălzit de la temperatura de saturație până la 396,70C.

Pentru întreg supraîncălzitorul se evaluează: volumul interior al țevilor 25 [m3]; debitul de abur total 407,03 [t/h]; volumul de gaze de ardere 52 [m3].

Este necesar să se pună în evidență canalele de acțiune a acestor defecte posibile și mărimile de ieșire măsurabile ale procesului ce sunt influențate cât mai rapid și cât mai direct de aceste perturbații. În schema din fig. 1.6, serpentinele de încălzire SA1, SA2, SA3 reprezintă procese cu constante de timp mari (de ordinul zecilor de secunde) iar SG1, SG2, SG3 situate pe traseul gazelor reprezintă procese cu constante de timp mici (sub o secundă).

Din considerente practice se consideră următoarele mărimi ce vor fi utilizate în structura de detecție și localizare a defectelor:

– Temperaturile Ta1, Ta2, Ta3 la ieșirile fiecărui tronson de supraîncălzitor măsurate cu traductoare adecvate.

– Debitele de injecție Winj1 și Winj2 utilizate ca mărimi de comandă pentru reglarea temperaturilor Ta2 și respectiv Ta3.

– Debitul de abur la intrarea în turbină FT, reprezentând perturbația principală măsurabilă.

– Temperatura gazelor de ardere Tgi și debitul de gaze Fg la intrarea în zona supraîncălzitoarelor, ascund perturbații nemăsurabile, dar care pot da informații asupra defectelor în procesul de ardere a combustibilului.

1.2.2. Modelul matematic al primului supraîncălzitor

Tabelul 1

Utilizând notațiile din tabelul 1 și figura 1.5. rezultă următoarele ecuații ce descriu modelul matematic al sistemului de supraîncălzire al aburului:

Ecuația de bilanț termic pentru abur scrise pentru supraîncălzitorul SA1:

(1.1)

sau:

(1.2)

Ecuația de bilanț termic pentru abur scrise pentru supraîncălzitorul SA2:

(1.3)

sau:

(1.4)

Ecuația de bilanț termic pentru abur scrise pentru supraîncălzitorul SA3:

(1.5)

sau:

(1.6)

Ecuația de bilanț termic pentru gaze scrise pentru SG1:

(1.7)

sau:

(1.8)

Ecuația de bilanț termic pentru gaze scrise pentru SG2:

(1.9)

sau:

(1.10)

Ecuația de bilanț termic pentru gaze scrise pentru SG3:

(1.11)

sau:

(1.12)

unde:

x=

Ecuația de bilanț energetic pentru primul injector INJ1:

(1.13)

Ecuația de bilanț de debite pentru primul injector INJ1:

(1.14)

Ecuația de bilanț energetic pentru al doilea injector INJ2:

(1.15)

Ecuația de bilanț de debite pentru al doilea injector INJ2:

(1.16)

Liniarizând ecuațiile (1.1) și (1.11) în jurul unui punct de funcționare staționar rezultă:

(1.17)

(1.18)

Constantele de timp TA1 și TG1 și coeficienții Ki cuprinși în relațiile (1.17) și (1.18), în regim staționar sunt determinați pe baza relațiilor următoare:

Aplicând transformata Laplace în condiții inițiale nule:

(1.19)

(1.20)

Rezultă schema bloc liniarizată prezentată în figura 1.7:

Înlocuind i=CT în ecuațiile (1.13) și (1.14) și apoi liniarizându-le în jurul unui punct de funcționare stabilă se obține:

(1.21)

Coeficienții Ki ce apar în relațiile (1.10) au în regim staționar următoarele valori:

Aplicând transformata Laplace în condiții inițiale nule:

(1.22)

Așadar, utilizând relațiile de mai sus rezultă schema bloc din fig. 1.8:

Similar se determină schema bloc liniarizată pentru cel de-al doilea supraîncălzitor SA2, cel de-al treilea supraîncălzitor SA3 și pentru cel de-al doilea injector INJ2.

Folosind ecuțiile de bilanț de masă și transfer de caldură pentru fiecare schimbător de căldură și injector au rezultat următoarele ecuații:

Primul schimbător de căldură:

(1.23.)

(1.24.)

Al doilea schimbător de căldură:

(3.15.)

(3.16.)

Al treailea schimbător de căldură:

(3.17.)

(3.18.)

(3.19.)

Primul injector:

(3.20.)

Ta2i=Ta1-1.97034*K1.Winj1;

Al doilea injector:

(3.21.)

Ta3i=Ta2-1.97034*K2.Winj2; (3.22.)

Ta1i=Tai=618,15K; Tgi=1183, 15K; (3.23.)

Unde:

Și aax, agx și bgx sunt constant determinate din datele cazanului.

CAPITOLUL 2. PROIECTAREA STRUCTURII DE REGLARE A TEMPERATURII ABURULUI

Centralele termoelectrice fac parte dintr-o arie energetică sau dintr-un sistem energetic și funcționează în paralel fiind interconectate prin rețelele de transport și distribuție la consumatorii de energie electrică. Energia electrică necesară în sistemul energetic trebuie distribuită pe fiecare centrală în parte în funcție de puterea disponibilă și de funcționarea optimă și sigură a acesteia. Energia electrică furnizată în sistem de fiecare centrală trebuie să îndeplinească anumite condiții calitative concretizate prin valoarea frecvenței și tensiunii electrice.

Prin comanda excitației sale, la nivelul generatorului se poate regla, tensiunea electrică la bornele generatoarelor sincrone cu care sunt dotate grupurile energetice. În schimb, frecvența depinde de turația sau viteza unghiulară a rotorului generatorului cuplat rigid cu rotorul turbinei și depinde la rândul sau de echilibrul cuplurilor, motor și rezistent, la arbore. Cuplul motor la arborele turbinei depinde de debitul de abur și parametrii acestuia. Admisia aburului în turbină se poate modifica după dorință prin comanda ventilului de admisie al aburului în turbină.

Aburul, la presiunea și temperatura cerute este furnizat de cazanul, ce are o capacitate de acumulare mult mai mare decât a turbinei, totuși în regim staționar debitul de abur produs de cazan trebuie sa fie egal cu debitul de abur consumat de turbină. În caz contrar apar variații ale presiunii și temperaturii acestuia. Prin intermediul mărimilor de intrare ale cazanului poate fi controlat debitul de abur produs de cazan, dar și parametrii săi.

Fiecare din variabilele de stare, intrare și ieșire ale cazanului, turbinei și generatorului sunt supuse unor limitări de ordin tehnologic sau constructiv, atât ca valori cât și ca viteze de variație, atât ca valori minime cât și maxime.

Din punct de vedere dinamic, cazanul are în general o inerție și o robustețe (deci și o capacitate de acumulare) mult mai mare în raport cu turbina și generatorul și va fi deci mai puțin sensibil la la variații bruște de scurtă durată ale sarcinii și poate suporta fără pericol de defecțiune asemenea variații.

Drept urmare, atenția în privința calității reglării, a intervențiilor controlului automat, trebuie acordată cu prioritate turbinei și apoi cazanului. Având în vedere cele de mai sus, se poate preciza că sistemului de conducere automată a grupurilor termoenergetice, îi revin următoarele trei categorii de sarcini: sarcini de sistem, sarcini de grup și sarcini de deservire și întreținere.

Sarcinile de sistem reprezintă cerințele impuse de aria sau sistemul energetic din care face parte centrala și se traduc prin aceea că sistemul de conducere al grupului trebuie să acționeze în sensul creșterii stabilității sistemului energetic în regim normal sau de avarie. Acest lucru se traduce prin cerința de furnizare în fiecare moment de timp o putere impusă, constantă sau variabilă după un anumit program.

Sarcinile de grup reprezintă cerințele impuse sistemului de reglare al grupului ca să mențină parametrii de funcționare în toate regimurile, în limitele impuse. Acestea vor conduce la creșterea duratei de funcționare și a eficienței de utilizare.

În condiții speciale de funcționare, cerințele de sistem pot fi în contradicție cu cerințele de grup, caz în care se dau prioritate cerințelor de sistem dacă nu se depășesc limitele de siguranță ale grupului. Dacă acest lucru nu se poate îndeplini, se neglijează cerințele de sistem (nu se mai livrează puterea cerută), luându-se în considerare cerințele de grup astfel încât să se restabilească cât mai rapid puterea furnizată la valoarea cerută de sistem.

Sarcinile de deservire și întreținere revin sistemelor și personalului de întreținere ca sarcini curente sau periodice.

În concluzie, sistemul de conducere automată a grupului energetic va urmări în permanență asigurarea puterii electrice (activă și/sau reactivă) impusă conform graficului orar dinainte stabilit cu respectare însă a condițiilor de siguranță pentru grup. În cazul în care apare o situație de avarie se neglijează cerințele de sistem privind puterea transmisă și se asigură întâi condițiile de funcționare ale turbinei și apoi ale cazanului.

Apare necesitatea introducerii unei structuri de conducere ierarhizată conținând un sistem coordonator cazan, ce coordonează controlul automat al sistemelor de reglare al parametrilor cazanului, al doilea coordonator turbină, ce coordonează sistemele de reglare ale turbinei și generatorului, ambele supravegheate de un al treilea coordonator sistem.

În regim normal de funcționare sistemul de conducere coordonator sistem stabilește mărimile de intrare: presiune și debit de abur pentru sistemul coordonare turbină și debitul de combustibil și presiunea aburului pentru sistemul coordonare cazan. În cazul în care nu se mai respectă condițiile de siguranță pentru turbină sau cazan sistemele de coordonare corespunzătoare intervin, neglijează cerințele de sistem și readuc cât mai rapid posibil turbina sau cazanul la parametrii ceruți. Indiferent de regimul de funcționare, tensiunea și frecvența trebuie menținute constante.

Ansamblul cazan – turbină – generator trebuie tratat ca un tot unitar și se încadrează în categoria sistemelor mari, sisteme multivariabile, neliniare și cu restricții deosebite, interne și externe, pe parcursul funcționării.

Pentru reglarea temperaturii aburului viu, se divide supraîncălzitorul în două sau mai multe părți, în punctele de racordare montându-se dispozitive care să permită injecție de condens pentru răcirea aburului (vezi fig.2.1.).

Schema termică a ansamblului de supraîncălzitoare de abur este prezentată în figura 2.1. Aburul saturat preluat din tambur sau de la sistemul fierbător trece succesiv prin 3 sau 4 supraîncălzitoare situate pe traseul gazelor de ardere preluând căldura necesară atingerii valorii finale impuse Ta=545oC.

În cazul supraîncălzitoarelor din cazanele de abur agentul termic (gazele arse) și produsul (aburul) sunt dictate de alte procese, independente de schimbător și nu se pot modifica după dorință. Pentru a reglare temperatura aburului viu, supraîncălzitorul se divide în două sau mai multe părți, montându-se dispozitive în punctele de racordare pentru răcirea aburului, prin injecție de condens (fig.2.1). În cazanele de abur moderne cu debite mari de abur se prevăd în general trei trepte de supraîncălzire cu două injecții de apă conform figurii 2.1. O singură treaptă de supraîncălzire cu un singur dispozitiv de injecție ar fi insuficient pentru a regla temperatura în limite restrânse, având în vedere caracterul de proces distribuit cu constante de timp mari și cu perturbații cu acțiuni puternice aupra procesului reglat.

Pe baza analizei procesului de transmitere a căldurii la supraîncălzitoarele de abur rezultă schema bloc prezentată în fig. 2.2 corespunzătoare temperaturii aburului supraîncălzit Ta.

Supraîncălzitoarele de abur pot fi privite ca un ansamblu de schimbătoare de căldură de tip autoclave cu serpentină. Temperatura Ta a debitului de abur la ieșirea din ultimul supraîncălzitor (reprezentând mărimea de ieșire) depinde de mărimile de intrare ale cazanului (debitul de abur Fac, debitul de gaze evacuate Fge), mărimi care pot fi modificate din exterior și de mărimea internă a cazanului (temperatura gazelor Tg) care se va defini prin blocul MTg, depinzând de procesul de ardere, deci de debitul de aer A și debitul de combustibil B. Pentru comanda temperaturii aburului viu se alege dintre mărimile de intrare debitul de apă de injecție Winj, restul mărimilor de intrare fiind utilizate pentru reglarea altor parametrii.

Sistemul de reglare automată are sarcina să asigure temperaturi constante la ieșirea din supraîncălzitoarele SA2 (T3 prin comanda lui Winj1) și SA3 (Ta prin comanda lui Winj2) – vezi figura 2.3. Structuri simple ale sistemelor de reglare automată nu vor satisface cerințele impuse datorită rapidității procesului de transfer de abur (inerții mici datorită debitelor mari de trecere, inerții mari pe canalele de transfer de căldură) și performanțelor ridicate impuse sistemului.

Se vor analiza în continuare posibilitățile de modificare a temperaturii aburului supraîncălzit prin injecție de condens în scopul stabilirii limitelor tehnologice ale sistemului de reglare a temperaturii. Se consideră ansamblul de supraîncălzitoare și injectoare ca un sistem cu parametrii distribuiți. În regim staționar temperatura aburului variază continuu de-a lungul supraîncălzitoarelor, fiind funcție de coordonata spațială x, orientată în lungul conductelor serpentinelor supraîncălzitoarelor.

În figura 2.4 sunt prezentate caracteristicile staționare ale ansamblului de supraîncălzitoare funcție de sarcina cazanului reprezentată de debitul de abur consumat de turbină. Notăm debitele cu indicii curbelor și rezultă că FI < FII < FIII.

Se consideră originea coordonatei spațiale x=0 la ieșirea din tambur, unde temperatura Tf a aburului corespunde temperaturii de fierbere și este constantă dacă presiunea PT este constantă. Punctul 0 din diagrama T – x (fig. 2.4) este fix pentru toate cele trei curbe considerate. Cu cât debitul de abur ce străbate supraîncălzitoarele este mai mare (în condițiile în care debitul de combustibil rămâne constant) cu atât mai mică va fi temperatura finală. La ieșirea din ultimul supraîncălzitor (x=L), temperatura aburului Ta trebuie să fie constantă, fiind impusă de turbină (punctul 5).

În acest caz, pentru o structură fizică a cazanului, există o singură curbă de supraîncălzire a aburului, ce trece prin puntele 0 și 5 (curba II), în lipsa injecției de condens. Această curbă trebuie să corespundă sarcinii maxime a cazanului deoarece injecția de condens poate numai să reducă temperatura aburului. Sistemul de injecție va permite reglarea temperaturii aburului la ieșire doar pentru curbele de sarcină situate în partea superioară curbei II, pentru curba III situată în partea inferioară nu se mai poate regla temperatura finală la valoarea corespunzătoare punctului 5.

Inițial se pornește cu sarcina cazanului corespunzătoare curbei I și temperatura va crește până la valoarea T1 (punctul 1). În acest punct se introduce un debit de injecție Winj1 și temperatura scade brusc la T2 după care temperatura evoluează după curba 2-3. În punctul 3 se introduce un debit de injecție Winj2 și temperatura scade la valoarea corespunzătoare punctului 4, T4, evoluând după curba 4-5, ajungând la valoarea finală Ta. Aceeași valoare finală poate fi atinsă cu alte valori ale debitelor de injecție, de exemplu traseul 0 – 1 – 2' -3' – 4 5, sau alte variante echivalente. Valorile debitelor de injecție trebuie alese astfel încât temperatura gazelor să nu devină mai mică decât temperatura aburului. De asemenea, este important să se țină cont de locul unde apar perturbațiile și de sensul de propagare al efectului (la procesul de vaporizare, la procesul de ardere, la turbină, la evacuarea gazelor, etc.).

Deoarece perturbațiile corespunzătoare debitului de abur DC și entalpiei apei de injecție modifică întâi temperaturile la ieșirea din injector și apoi temperatura la ieșirea din supraîncălzitor rezultă posibilitatea îmbunătățirii performanțelor SRA prin realizarea unor reglări în cascadă pentru fiecare din supraîncălzitoarele Sc2 și SR luându-se ca mărimi intermediare în buclele de reglare T2 și respectiv T4.

Structura sistemului de reglare al ansamblului de supraîncălzitoare din fig.2.2. este prezentată în fig.2.4. În figură se observă și schema bloc a schimbătoarelor de căldură și se pot deduce punctele de măsură și influențele care apar între mărimile de intrare Winj1, Winj2, B și DC și variabilele de stare astfel încât prelucrarea rezultatelor experimentale să corespundă influențelor directe. Astfel, de exemplu, debitul de combustibil ce acționează asupra supraîncălzitoarelor prin intermediul debitului de gaze evacuate influențează temperatura la ieșire atât prin intermediul schimbului de căldură prin pereții supraîncălzitorului respectiv cât și prin intermediul temperaturii de ieșire a treptei din amonte; deci variația temperaturii înregistrată va fi o combinație a celor două efecte și trebuie extras din acest semnal înregistrat numai semnalul corespunzător canalului studiat.

CAPITOLUL 3. REZULTATE EXPERIMENTALE ȘI CONCLUZII

Lucrarea prezintă structuri de reglare ale temperaturii aburului la cazanele cu abur. Sistemul de control al temperaturii a fost implementat în Matlab Simulink folosind un regulator PI.

Condițiile de funcționare ale turbinei cu abur impun ca temperatura și presiunea aburului la intrarea turbinei să fie constante. Temperatura aburului trebuie să fie constantă înainte de intrarea în turbină. Pentru reglarea temperaturii aburului, superîncălzitorul cu abur s-a împărțit în trei părți, în fiecare punct de conexiune sunt montate dispozitivele care permit introducerea condensatoarelor pentru aburul de răcire. Reglarea presiunii aburului se face prin comanda debitului de carburant. Ansamblul de supraîncălzitoare cu abur este un parametru de sistem distribuit și reglarea temperaturii de ieșire este dificilă pentru că există o întârziere de timp de transfer între punctele în care apa este pulverizată și punctele în care temperatura aburului este măsurată.

Această lucrare prezintă două metode pentru reglarea temperaturii în cazanul cu abur. Primul caz folosește o structură de control ce utilizează doar un translator și un regulator PI. În cel de-al doilea caz este studiată o structură de control complexă ce realizează ridicarea structurii robuste de control, care se ocupă cu informațiile false din proces, cu ajutorul a trei senzori de temperatură setați în pozițiile echivalente.

3.1.Reglarea temperaturii în cazanele cu abur

Pentru nevoile de energie impuse de grupul putere prin capacitatea de abur furnizată de cazan, aburul trebuie să aibă o anumită presiune și temperatură. Aceste măsuri trebuie menținute în anumite limite pentru a nu apărea probleme la cazan și turbină:

pentru turbină o expansiune mare de abur poate genera condens de abur în aceasta;

pentru cazan, care din punct de vedere dinamic este un proces lent, diferit de turbină și generator, variația bruscă a debitorului de aburi poate produce perturbații serioase ciclului de apă-abur ce activează sistemul de blocare.

Gândindu-ne la cazan ca la un obiect automat, setarea presiunii și temperaturii aburului devine responsabilitatea sistemului ce are grijă de sarcinile dinamice și siguranța cazanului. Setarea temperaturii aburului se face prin comenzile capacității de injecție INJ 1 și INJ 2, iar setarea presiunii se face prin comanda capacității combustibilului.

Schimbările locale constau în:

setarea procesului de ardere, asigurarea aerului pentru o ardere completă și economică a combustibililor și epuizarea gazului ars;

setarea nivelului de apă în tamburul cazanului cu cilindru.

Din analiza jurnalului de debit rezultă încărcări complexe pentru sistemele automate ale grupurilor de putere și ținând cont că energia termică și, în mod deosebit, energia electrică produsă nu pot fi stocate (acesta fiind motivul stocării, ce trebuie să fie egală cu consumul în orice moment).

Pentru eficiență maximă, echipamentul automat se grupează ținând cont de sarcinile impuse. Funcțiile lui sunt bazate pe primirea informației de la process prin intermediul senzorilor și intrumentelor de măsură și acționarea respectivului process cu acțiuni continue și discontinue.

Pentru setarea temperaturii reale a aburului, superîncălzitor cu abur este împărțit în două sau mai multe părți, în punctele de legătură unde sunt asamblate aparate ce pot permite condensarea aburului. Datorită cazanului de abur modern cu capacitate mare, singura metodă de supraîncălzire cu un injector este ineficientă pentru reglarea temperaturii în limete mici, de obicei sunt trei metode de supraîncălzire cu două injecții.

Rezultatele experimentale s-au obținut folosind schema din figura 3.2 implementată în Matlab Simulink pentru modelul neliniar al superîncălzitorului cu abur cu trei trepte și două injecții.

În aceste condiții modelul matematic redă următoarele ecuații în care coeficienții numerici sunt calculați bazându-ne pe datele unui regim staționar pentru un cazan cu abur de 420t/h, suportând 13,7 MPa, combustibili pe bază de carbon și produse petroliere.

Folosind ecuțiile masei și căldurii de transfer pentru fiecare schimbător de căldură și injector rezultă un set de ecuații corecpunzătoare parametrilor modelului pentru zona supraîncălzită.

Primul schimbător de căldură:

(3.13.)

(3.14.)

Al doilea schimbător de căldură:

(3.15.)

(3.16.)

Al treailea schimbător de căldură:

(3.17.)

(3.18.)

(3.19.)

Primul injector:

(3.20.)

Ta2i=Ta1-1.97034*K1.Winj1;

Al doilea injector:

(3.21.)

Ta3i=Ta2-1.97034*K2.Winj2; (3.22.)

Ta1i=Tai=618,15K; Tgi=1183, 15K; (3.23.)

Unde:

Și aax, agx și bgx sunt constant determinate din datele cazanului.

Întârzierile de transport pentru tuburile de transfer al aburului au fost simulate prin ecuațiile de transfer de masă (3.19), (3.20) și (3.21). În acest caz au fost neglijate întârzierile de transport pentru debitul de gaz.

Pentru validarea modelului și ajustarea unor coeficienți de transfer de căldură s-au făcut simulări pe calculator și compararea a modalităților de variație a temperaturii aburului cu cele măsurate pe cazanul real.

Aceste variații sunt date de tipul de produs între perturbație – stare și perturbație – comandă. Dar acest model nu subliniază întârzierile de transport care pot juca un rol important, în special când grupul lucrează la sarcini variabile.

Caracteristica supraîncălzitoarelor este o caracteristică de convecție, transferul de căldură și temperatura aburului la ieșirea din cazan se modifică cu creșterea sarcinii cazanului.

Menținerea constantă a temperaturii se realizează prin cele 2 injectii Winj1, Winj2. Mărimea reglată este temperatura la ieșirea din supraîncălzitor, temperatura de la intrarea supraîncălzitorului este utilizată ca mărime de reglare auxiliară.

Se folosesc două metode pentru reglarea temperaturii aburului la ieșirea din supraîncălzitoare.

În primul caz folosim o structură de reglare (cu costuri reduse) ca cea prezentată în figura 3.3, care folosește un singur translator și un regulator PI.

În cel de-al 2-lea caz sunt utilizate 3 instrumente de măsură identice plasate în poziții echivalente (fig. 3.4).

O schemă logică simplă validează doar acele semnale ale căror valori nu diferă între ele cu mai mult decât o valoare de prag convenabil fixată în funcție de dinamica procesului și precizia măsurătorilor (fig. 3.5).

Traductoarele ale căror semnale se mențin invalidate un interval mai mare de timp, sunt declarate defecte și în final izolate. Deși prezintă dezavantajele tipice redondanței hardware (masă îmbarcată sensibil mărită, consum de energie crescut și volum util ocupat), metoda este frecvent utilizată datorită toleranței la defectări.

Pentru reglarea temperaturii este utilizată o schemă de reglare în cascadă, cu un regulator intermediar de tip P pentru compensarea locală a efectului perturbațiilor (temperatura aburului la ieșirea din injectorul 1 și variația debitului de abur) și un regulator principal, care menține valuarea temperaturii la ieșirea din supraîncălzitor.

Structura conține unele corecții suplimentare ce trebuie făcute semnalului regulatorului principal al aburului și al debitului de combustibil.

Această structură de control funcționează cu modificarea constantelor regulatorului PI și a factorului de transfer a regulatorului P în conformitate cu variația debitului de abur determionată de sarcina turbinei.

Toate aceste modificări asigură o reglare mai bună a temperaturii aburului prin țevi, ducând la o creștere a puterii pentru același consum de combustibil.

Fig. 3.17. Schema de reglare amănunțită pentru primul caz

Schema teoretică pentru blocul de validare BV este prezentată în fig. 3.4. Această structură asigură un semnal continuu pe calera de reacție, chiar dacă dispare informația de la unul din traductoare.

Când toate traductoarele funcționează normal și semnalele lor sunt aproximativ egale, mărimea de reacție are următoarea formă:

R=(R1+R2+R3)/3

Dacă sistemul de alarmă ASi≠0, atunci avem o defecțiune.

Dacă sistemul de alarmă ASi =0, atunci avem o funcționare normală.

Fig. 3.19. Schema de reglare amănunțită pentru cel de-al doilea caz

3.2.Structura de reglare reconfigurabilă în cazul defectării traductoarelor

În figura 3.4 este prezentată structura sistemului de reglare a temperaturii ansamblului de supraîncălzitoare din fig. 2.3 pentru primul tronson, de la supraîncălzitorul SC1 la injectorul INJ2. Pentru tronsonul doi de la supraîncălzitorul SC2 la supraîncălzitorul SA3 se utilizează o structură de reglare similară.

Caracteristica supraîncalzitoarelor este o caracteristică de convecție, transferul de caldură si temperatura aburului viu la ieșirea din cazan cresc cu creșterea sarcinii cazanului. Mentinerea constantă a temperaturii se realizează prin răcire cu ajutorul injecțiilor de apă Winj1, Winj2. Mărimea reglată este temperatura la ieșirea din supraîncălzitor, temperatura la intrarea în supraîncălzitor servind ca mărime de reglare ajutătoare.

Pentru reglarea temperaturii este utilizat un sistem de reglare în cascadă, cu un regulator intermediar de tip P pentru compensarea locală a efectelor perturbațiilor (temperatura aburului la ieșirea din injecția 1 și variația debitului de abur), precum și un regulator principal PI care menține valoarea temperaturii aburului la ieșirea din supraîncălzitor. Diferența dintre debitul de combustibil și debitul de abur viu acționează printr-un preimpuls dat de elementul derivator D asupra debitului apei de injecție la modificarea sarcinii, aceasta face ca oscilațiile de temperatură la modificarea sarcinii să fie aplatizate.

Structura de reglare din fig. 3.5. este o structură de reglare complexă, care utilizează trei senzori de temperatură identici (T1, T2 si T3) plasați în poziții echivalente. O schemă logică simplă validează numai acele semnale ale căror valori nu diferă între ele, cu mai mult decât o valoare de prag, convenabil fixată în funcție de dinamica procesului și precizia măsurătorilor (fig. 3.7.). Traductoarele a căror semnale se mențin invalidate un interval mai mare de timp, sunt declarate defecte și în final izolate.

Acesată structură de validare asigură un semnal R de la senzorii de temperatură, semnal care este menținut continuu, chiar dacă informația provenită de la unul din senzori dispare. Când toți senzorii de temperatură funcționează normal și semnalele lor sunt aproximativ egale, semnalul de alarmă ASi=0 (i=1,2,3) și semnalul R este dat de relația:

R=(R1+R2+R3)/3.

În condiții de defect semnalul de alarmă ASi≠0.

Deși prezintă dezavantajele specifice redundanței hardware (masă îmbarcată sensibil mărită, consum de energie crescut și volum util ocupat) metoda votului majoritar este folosită în mod frecvent datorită toleranței la defectări. Această structură de reglare este implementată la cazanele de abur existente în funcțiune în prezent la termocentralele de la Ișalnița și Turceni.

3.3.Rezultate experimentale

Figurile de mai jos prezintă răspunsul procesului simulat la variația condițiilor inițiale prin integrare (0-10 min.) și răspunsul sistemului de reglare în circuit închis pentru cele 2 temperaturi măsurate și reglate Ta2 și Ta3 la o variație de 2% față de mărimea prescrisă.

Sunt obținute performanțe foarte bune din punct de vedere al stabilității, reglării și duratei regimului tranzitoriu.

Pentru primul caz (figura 3.4.):

Ta2

Ta3

Pentru cazul doi (fig. 3.6)

Ta2

Ta3

3.4.Concluzii

Pentru validarea rezultatelor experimentale este necesară realizarea multor simulări.

Această lucrare ne oferă soluții noi pentru reglarea componentelor cazanului, care asigură o viteză crescută a puterii grupului cu un efect important în reducerea costurilor de producție.

În implementarea practică a sistemului de control pentru centrală electrică, este necesar să se realizeze o serie de experimente de simulare, pentru a valida programele de sinteză.

Această operație oferă soluții despre noile structuri de control pentru componentele cazanului, care asigură o rată mai mare a grupului putere cu un efect important asupra reducerii costurilor de producție.

O elaborare concretă a componentelor cazanului permite pe de o parte validarea unor noi structuri de reglare înainte de includerea lor în procesul real și pe de altă parte să adăugăm algoritmi avansați, ca de exemplu controlul adaptiv bazat pe model etalon.

BIBLIOGRAFIE

Călin S., Dumitrache I., Reglarea numerică a proceselor tehnologice, Editura Tehnică, București, 1984

Dumitrache I., Tehnica reglării automate, E.D.P. București, 1980

Ionescu V., Teoria sistemelor. Sisteme liniare, E.D.P., 1985

Ionescu V., A. Varga, Teoria Sistemelor. Sinteza robustă. Metode numerice de calcul, Ed. ALL, 1994

Marin C., Structuri și legi de reglare automată, Ed. Universitaria, Craiova, 2000

Papadache I., Automatizări Industriale, Editura Tehnică, București, 1978

Tertișco M., D. Popescu, B. Jora, I. Russ, Automatizări Industriale Continue, E.D.P. București, 1991

Vînătoru M., Conducerea automată a proceselor industriale, vol I., Ed. Universitaria, Craiova, 2001

Vînătoru M., Conducerea automată a proceselor industriale, vol II., Ed. Universitaria, Craiova, 2005

Vînătoru M., Procese industriale automatizate, Ed. Universitaria, Craiova, 1996

Vînătoru M., Eugen I., Maican C., Cănureci G., Conducerea automată a proceselor industriale – Îndrumar de proiectare și laborator, vol I, Editura EUC – UNIVERSITARIA, Craiova, 2007

Maican C., Vînătoru M., G. Cănureci, Correction and Adaptation of Mathematical Models of Steam Boiler, ICCC 2008 9th International Carpathian Control Conference, Sinaia Romania, 2008