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PATENTANSPRÜCHE
1. Verfahren zur Regelung einer Dampfturbine mit wenigstens einem zwischen einem Hochdruckteil und einem Niederdruckteil angeordneten Zwischenüberhitzer, bei dem ein Sollwert-Istwertvergleich der Drehzahl durchgeführt und eine von der Sollwert-Istwertdifferenz abgeleitete Stellgrösse auf eine Regelventilanordnung gegeben wird, dadurch gekennzeichnet, dass von dem Abdampfdruck (ph) des Hochdruckteils (HD) eine verzögerte und im stationären Betrieb wenigstens annähernd auf Null abnehmende Rückführgrösse (k) abgeleitet und gegensinnig zur Stellgrösse (y) in den Regelkreis eingekoppelt wird.
2. Einrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass der Ausgang eines an den Abdampfdruck (ph) des dem Zwischenüberhitzer (ZU) vorangehenden Hochdruckteils (HD) angeschlossenen Druck-Messwandlers (Tr) durch eine Übertragungsschaltung (VDTI-) an einen gegensinning zur Stellgrösse (y) wirkenden Eingang eines im Regelkreis angeordneten Überlagerungsglieds (VU) angeschlossen ist und dass die Übertragungsfunktion der Übertragungsschaltung (VDTI) eine Differentialkomponente, d.h. D-Verhalten, und eine Verzögerungskomponente, d.h. T-Verhalten, aufweist.
3. Einrichtung nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, dass die Übertragungsfunktion der Übertragungsschaltung (VDTI) eine Differentialkomponente erster Ordnung mit einer der Zwischenüberhitzer-Zeitkonstanten wenigstens annähernd gleichen Differentialzeitkonstanten (Tl) aufweist.
4. Einrichtung nach Anspruch 2 oder 3, dadurch gekennzeichnet, dass die Übertragungsfunktion der Übertragungsschaltung (VDTI) eine Verzögerungskomponente mindestens zweiter Ordnung mit einer ersten und zweiten Verzögerungszeitkonstanten (Tl, T2) aufweist.
5. Einrichtung nach Anspruch 4, dadurch gekennzeichnet, dass die erste Verzögerungszeitkonstante (T2) der Übertragungsschaltung (VDTI) mindestens gleich der Zwischen überhitzer-Zeitkonstanten (Tl) bemessen ist.
6. Einrichtung nach Anspruch 4 oder 5, dadurch gekennzeichnet, dass die zweite Verzögerungszeitkonstante (T3) wenigstens annähernd entsprechend einer Nachbildung des Verzögerungsverhaltens der Druckübertragung im Zwischen überhitzer (ZU) bemessen ist.
7. Einrichtung nach einem der Ansprüche 4 bis 6, dadurch gekennzeichnet, dass die Übertragungsschaltung (VDTT) zwei hintereinandergeschaltete Verzögerungsglieder (VT2, VT3) aufweist und dass die Ausgänge beider Verzögerungsglieder an je einem von zwei zueinander gegensinnigen Eingängen eines subtraktiven Überlagerungsgliedes (Vs) angeschlossen sind, dessen Ausgang gegensinnig zur Stellgrösse (y) in den Regelkreis eingekoppelt ist.
8. Einrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass der Ausgang eines an den Ab dampfdruck (ph) des dem Zwischenüberhitzer (ZU) vorangehenden Hochdruckteils (HD) angeschlossenen ersten Druck-Messwandlers (Trl) sowie der Ausgang eines an den Zwischenüberhitzerdruck (pz) angeschlossenen zweiten Druck-Messwandlers (Tr2) an je einem von zwei zueinander gegensinnige Eingänge eines Differenzbildners (Vd) angeschlossen sind, dessen Ausgang über eine Übertragungsschaltung mit Verzögerungsverhalten (VTd) gegensinnig zur Stellgrösse (y) in den Regelkreis eingekoppelt ist.
Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zur Regelung einer Dampfturbine mit wenigstens einem zwischen einem Hochdruckteil und einem Niederdruckteil angeordneten Zwischenüberhitzer, bei dem ein Sollwert-Istwertvergleich der Drehzahl durchgeführt und eine von der Sollwert-Istwertdifferenz abgeleitete Stellgrösse auf eine Regelventilanordnung gegeben wird. Zum Gegenstand der Erfindung gehört ferner eine Einrichtung zur Durchführung eines solchen Verfahrens.
Dampfturbinenregelungen umfassen eine Drehzahlregelung im allgemeinen in Form einer direkten Drehzahlregelung mit im wesentlichen einfach geschlossenem Regelkreis oder in Form einer Drehzahl- bzw. Frequenz-Leistungsregelung, z.B. als Leistungsregelkreis mit unterlagertem Drehzahlregelkreis. In beiden Fällen wird ein Sollwert-Istwertvergleich der Drehzahl durchgeführt und von der Sollwert-Istwertdifferenz - direkt bzw. indirekt - eine Stellgrösse abgeleitet. Für die Stabilität und Güter der Regelung, d.h. für einen raschen und schwingungsfreien Übergang zwischen verschiedenen stationären Betriebszuständen nach Auftreten von stossartigen Störungen, z.B. durch Lastsprünge im Netz eines mit der Turbine gekuppelten elektrischen Generators, ist eine Optimierung des Übergangsverhaltens des Regelkreises mit entsprechender Dämpfung erforderlich.
Für diese Optimierung stehen bei komplexen Regelschaltungen verschiedene Übertragungsglieder mit einstellbaren oder wählbaren Parametern zur Verfügung, was jedoch mit vergleichsweise hohem Schaltungsaufwand verbunden ist. Insbesondere bei Anlagen mit mechanischen oder hydraulischen, proportional wirkenden Drehzahlregelungen kann die Erzielung eines raschen und schwingungsfreien Drehzahl-Übergangsverhaltens Schwierigkeiten bereiten.
Dies trifft vor allem für Turbinen-Generatorsätze zu, die sowohl im sogenannten Inselbetrieb wie auch im Verbundbetrieb arbeiten sollen.
Aufgabe der Erfindung ist daher die Schaffung eines Regelungsverfahrens und einer entsprechenden Einrichtung, mittels deren ein vorteilhaftes Drehzahl-Übergangsverhalten mit vergieichsweise geringem regelungstechnischen Aufwand erzielt werden kann, und zwar insbesondere für einfache Proportional-Drehzahlregelungen, z.B. für im Insel- und Verbundbetrieb arbeitende Turbinen. Die erfindungsgemässe Lösung dieser Aufgabe kennzeichnet sich bei einem Verfahren der eingangs genannten Art durch die im Patentanspruch 1 angegebenen Merkmale.
Für eine durch eine Störung, z.B. einen Lastsprung, verursachte Stellgrössenänderung wirkt die so erzeugte Rückführgrösse im Sinne einer Gegenkopplung, vermindert also grundsätzlich die entsprechende Stellgrössenänderung, jedoch mit einer Verzögerung entsprechend der Strömungsträgheit des Zwischenüberhitzers, d.h. entsprechend der Verzögerungszeitkonstanten der Druckübertragung durch den Zwischenüberhitzer, kurz Zwischenüberhitzer-Zeitkonstante genannt. Infolge dieser Trägheit reagiert der Druck am Ausgang des Zwischenüberhitzers mit einer Verzögerungszeitkonstante in der Grössenordnung von einigen Sekunden auf eine einlasseitige Druckänderung, d.h. auf eine Änderung des Abdampfdruckes des vorangehenden Hochdruckteiles der Turbine.
Der Abdampfdruck des Hochdruckteils seinerseits folgt mit nur geringer Verzögerung dem Eingriff der Regelventilanordnung unter der Wirkung der Stellgrösse. Die stabilisierende Wirkung der Rückführung kann nun im groben dadurch gedeutet werden, dass es im allgemeinen bevorzugt die Strömungsträgheit des Zwischenüberhitzers und damit die verzögerte Reaktion der Drehmomentkomponente des nachfolgenden Niederdruckteiles ist, welche zu Überschwingen und allenfalls Instabilität führen kann.
Diese verzögerte Reaktion der Regelstrecke kann durch die vorliegende Gegenkopplung mehr oder weniger kompensiert werden, wobei die auf Null abnehmende Amplitude der Rückführgrösse eine zusätzliche Statikkomponente und
damit einen zusätzlichen stationären Regelfehler vermeidet.
Hinsichtlich der Einrichtung zur Durchführung des Regelungsverfahrens umfasst der Erfindungsgegenstand zwei Lösungen, die sich durch die in den Patentansprüchen 2 bzw.
8 angegebenen Merkmale kennzeichnen.
Bei der ersten Lösung wird das auf Null abnehmende Übergangsverhalten der Rückführgrösse auf einfache Weise mittels eines differenzierenden Übertragungsgliedes oder durch ein zusammengesetztes Übertragungsglied mit einer Übertragungsfunktion, die ein entsprechendes D-Verhalten aufweist. Ferner wird das Verzögerungsverhalten, in der Literatur bekanntlich auch als T-Verhalten bezeichnet, so eingestellt, dass die Strömungsträgheit in der Druckübertragung des Zwischenüberhitzers mehr oder weniger weitgehend nachgebildet wird und sich darüber hinaus eine Verzögerung des so nachgebildeten Zwischenüberhitzerdruckes entsprechend der erstrebten Stabilisierungswirkung ergibt. Eine solche Einrichtung zeichnet sich durch vergleichsweise geringen apparativen Aufwand und hohe Betriebssicherheit aus.
Die zweite Lösung sieht eine Differenzbildung der in entsprechende Signale umgesetzten Drücke auf beiden Seiten des Zwischenüberhitzers vor, wobei das im stationären Betrieb sehr geringe Druckgefälle im Zwischenüberhitzer für das Abnehmen der Rückführgrösse auf wenigstens annähernd Null ausgenutzt wird. Eine solche Schaltung erfordert auf der Signalseite einen etwas geringeren Schaltungsaufwand, dafür jedoch einen grösseren apparativen Aufwand, der im allgemeinen stärker ins Gewicht fällt. Auch wegen der Anordnung des einzigen erforderlichen Druck-Messwandlers im Bereich der niedrigeren Dampftemperaturen vor dem Zwischenüberhitzer und der somit geringeren Wandlerbelastung sowie verbesserten Betriebssicherheit ist die erste Lösung vielfach zu bevorzugen.
Weitere Merkmale und Vorteile der Erfindung werden anhand der in den Zeichnungen schematisch veranschaulichten Ausführungsbeispiele erläutert. Hierin zeigt:
Fig. 1 das Prinzip-Wirkschaltbild einer Dampfturbine mit Hochdruckteil, Zwischenüberhitzer, Niederdruckteil und Drehzahlregelkreis sowie Rückführung einer vom Abdampfdruck des Hochdruckteils abgeleiteten Grösse im Regelkreis,
Fig. 2 einen abgewandelten Schaltungsbaustein aus der Anordnung gemäss Fig. 1.,
Fig. 3 das Prinzipschaltbild einer Dampfturbine entsprechend Fig. I,jedoch mit Rückführung einer von der Druckdifferenz über dem Zwischenüberhitzer abgeleiteten Grösse in den Regelkreis, und
Fig. 4 ein Diagramm der auf die Nenndrehzahl no bezogenen Drehzahländerung A n über der Zeit t als Antwort auf eine sprungartige Abnahme der Turbinenleistung (negativer Lastsprung).
Die in Fig. 1 angedeutete Turbine besteht aus einer über eine Regelventilanordnung RV gespeisten Hochdruckstufe HD mit nachfolgendem Zwischenüberhitzer ZU und von letzterem gespeister Niederdfuckstufe ND. An die Turbine als Regelstrecke ist ein Tachogenerator Gn als Messglied angeschlossen, welches die Turbinendrehzahl in ein entsprechendes Istwertsignal m umsetzt. Letzteres wird in einem als Sollwert-Istwertvergleicher wirkenden Überlagerungsglied SIV subtraktiv mit einem von einem entsprechenden Geber gelieferten Sollwertsignal ns überlagert.
Die sich hieraus ergebende Sollwert-Istwertdifferenz wird im Falle der dargestellten, einfachen Proportionalregelung in einem Regelverstärker VR in eine Stellgrösse y umgesetzt, die über einen nicht näher dargestellten, z.B. elektrohydraulischen Wandler den Antrieb der Regelventilanordnung RV steuert.
Ein solcher Drehzahl-Regelkreis ergibt bei einem negativen Lastsprung typisch einen Ausgleichsvorgang, wie er in Fig. 4 durch die Kurve I angedeutet ist. Die auf Nenndrehzahl no bezogene Drehzahländerung A n/no geht nach ausgeprägten Schwingungen, die sich typisch über eine Zeitdauer von etwa 15 Sekunden erstrecken, in einen durch die Statik des Regelkreises bestimmten, stationären Wert über. Dabei erreicht die maximale Überschwingungsamplitude von An/no etwa den 2,5fachen Wert der stationären Drehzahl änderung. Ein derartiges Übergangsverhalten ist insbesondere für den Inselbetrieb eines grösseren Turbosatzes im Hinblick auf die entsprechenden Polradpendelungen des Generators und Begrenzschwankungen im Lastnetz unerwünscht oder sogar unzulässig.
Zur Dämpfungsoptimierung ist in Fig. 1 die Rückführung einer vom Abdampfdruck ph des Hochdruckteils HD über einen Druck-Messwandler Tr abgeleiteten Grösse in den Regelkreis mit gegensinniger Wirkung zur Stellgrösse vorgesehen. In dem hierzu gebildeten Rückführzweig R der Schaltung wird das Ausgangssignal des Wandlers Tr mittels einer Übertragungsschaltung VDTT in eine Rückführgrösse k umgesetzt, die an einen gegensinnig zur Polarität des Sollwertsignals ns und damit gegensinnig zu der Polarität der Stellgrösse y wirkenden Eingang eines zusätzlichen, subtraktiven Überlagerungsgliedes VU im Ausgangskreis des Regelverstärkers VR angeschlossen ist.
Die Übertragungsfunktion der Übertragungsschaltung VDTT ist vom Typ Ti s/(l +T2. s). (1 +T3. s), wobei s der Laplace-Operator und Ti die Zeitkonstante der D-Komponente, d.h. des differenzierenden Zählerterms der Übertragungsfunktion ist. Diese D-Komponente bewirkt ein auf Null nachgebendes Übergangsverhalten der Rückführgrösse k, wodurch ein statischer Fehler bzw. eine zusätzliche bleibende Regelabweichnung vermieden wird. Die D-Zeitkonstante Ti wird im allgemeinen wenigstens annähernd entsprechend der Zwischenüberhitzer-Zeitkonstanten eingestellt.
Die Übertragungsfunktion weist ausserdem ein Verzögerungsverhalten (T-Verhalten) zweiter Ordnung entsprechend dem angegebenen Nennerterm mit den beiden Zeitkonstanten T2 und T3 auf. Eine dieser Zeitkonstanten, beispielsweise T3, wird entsprechend einer Nachbildung der Strömungsträgheit und damit der Verzögerung in der Druckübertragung des Zwischenüberhitzers eingestellt, während die andere Zeitkonstante, hier also T2, auf einen mindestens der Zwischenüberhitzer-Zeitkonstanten entsprechenden Wert eingestellt wird, z.B. also auf einen grösseren Wert, um die erstrebte Stabilisierung und Schwingungsdämpfung im Übergangsverhalten des Regelkreises zu verwirklichen. Die Zeitkonstanten Ti, T2 und T3 sind als Betriebsparameter an entsprechenden Eingängen der Übertragungsschaltung VDTT einstellbar, wie dies in Fig. 1 angedeutet ist.
Fig. 2 zeigt eine schaltungstechnisch einfach realisierbare Ausführung der Übertragungsschaltung VDTT unter Verwendung zweier einfacher Verzögerungsglieder VT2 und VT3 mit den Übertragungsfunktionen 1/(1 +T2- s) bzw.
1/(1 +T3 s). Die Zeitkonstanten T2 und T3 werden an zugehörigen Eingängen eingestellt. Die beiden Verzögerungsglieder sind in Reihe geschaltet, wobei für die Verwirklichung des nachgebenden Übergangsverhaltens entsprechend einer D-Komponente durch subtraktive Überlagerung des Ausgangssignals von VT3 mit dem Ausgang von VT2 in einem Überlagerungsglied Vs erzeugt wird. Eine Umrechnung zeigt, dass auf diese Weise eine Übertragungsfunktion mit D-Verhalten erster Ordnung sowie T-Verhalten zweiter Ordnung, wie weiter oben angegeben, erhalten wird.
Für die Einstellung der D-Zeitkonstanten T bzw. der den Konstantenzählerfaktor der Übertragungsfunktion bestimmenden Proportionalverstärkung im Rückführzweig ist dem Ausgang des Überlagerungsgliedes Vs noch ein Multiplikator M mit einem Verstärkungs-Steuereingang für Ti nachgeordnet.
Bei der Ausführung nach Fig. 3 umfasst der Rückführzweig Rd zwei Druck-Messwandler Trl und Tr2, deren erster an den Abdampfdruck ph des Hochdruckteils HD und deren anderer an den Zwischenüberhitzerdruck pz angeschlossen ist. Ein Differenzbildner Vd bildet ein der Druckdifferenz über dem Zwischenüberhitzer entsprechendes Signal, welches über einen Multiplikator Md mit einstellbarer Verstärkung g und eine Übertragungsschaltung (VTd), die hier als einfaches Verzögerungsglied ausgebildet ist, in eine Rückführgrösse kd für die subtraktive Überlagerung mit der Stellgrösse y in einem entsprechenden Überlagerungsglied VS umgesetzt wird.
Infolge des höheren apparativen Aufwandes für die beiden Messwandleranordnungen bedarf es auf der Signalseite keiner besonderen D-Komponente für das erstrebte nachgebende Übergangsverhalten sowie keiner Nachbildung des Zwischenüberhitzerdruckes. Dadurch ergibt sich die Verwendung eines einfachen Verzögerungsgliedes mit der Zeitkonstanten T und einstellbarer Proportionalverstärkung g im Multiplikator Md.
Kurve II in Fig. 4 zeigt die Wirkung des Rückführzweiges für folgende Parametereinstellung: Verstärkungsfaktor 91/2, Zeitkonstante T=Zwischenüberhitzer-Zeitkonstante. Ersichtlich wird dadurch eine wesentliche Verbesserung des Übergangsverhaltens mit praktisch vollständiger Vermeidung von Pendelungen erzielt, und zwar bemerkenswerterweise praktisch ohne Vergrösserung der maximalen Drehzahlüberhöhung im Vergleich zu der maximalen Überschwingungsamplitude der Kurve 1. Eine noch weitergehende Optimierung der Parametereinstellung mit g= 1,5 und wiederum T=Zwischenüberhitzer-Zeitkonstante zeigt Kurve III, die nicht nur frei von Pendelungen ist,
sondern auch merklich früher als Kurve II in den neuen stationären Drehzahlwert einmündet und daher etwa dem anzustrebenden Idealfall der aperiodischen Dämpfung entspricht. Verstärkungswerte im Bereich ztwischen 1 und 2 sind also zu bevorzugen. Im einzelnen nicht wiedergegebene Untersuchungen führten ferner zum Ergebnis, dass die Verzögerungszeitkonstante T die Zwischenüberhitzer Zeitkonstante nicht unterschreiten, sondern eher überschreiten sollte.
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PATENT CLAIMS
1. A method for controlling a steam turbine with at least one intermediate superheater arranged between a high-pressure part and a low-pressure part, in which a setpoint-actual value comparison of the rotational speed is carried out and a manipulated variable derived from the setpoint-actual value difference is given to a control valve arrangement, characterized in that the exhaust steam pressure (ph) of the high-pressure part (HD), a delayed feedback variable (k) that decreases in stationary operation at least approximately to zero and is coupled into the control loop in the opposite direction to the manipulated variable (y).
2. Device for carrying out the method according to claim 1, characterized in that the output of a to the exhaust steam pressure (ph) of the intermediate superheater (ZU) preceding high pressure part (HD) connected pressure transducer (Tr) through a transmission circuit (VDTI-) an input acting in opposition to the manipulated variable (y) of an overlay element (VU) arranged in the control circuit is connected and that the transfer function of the transfer circuit (VDTI) is a differential component, ie D behavior, and a delay component, i.e. T behavior.
3. Device according to claim 2, characterized in that the transfer function of the transfer circuit (VDTI) has a first order differential component with one of the reheater time constants at least approximately the same differential time constant (Tl).
4. Device according to claim 2 or 3, characterized in that the transfer function of the transfer circuit (VDTI) has a delay component of at least second order with a first and second delay time constants (Tl, T2).
5. Device according to claim 4, characterized in that the first delay time constant (T2) of the transmission circuit (VDTI) is dimensioned at least equal to the intermediate superheater time constant (Tl).
6. Device according to claim 4 or 5, characterized in that the second delay time constant (T3) is dimensioned at least approximately in accordance with a simulation of the delay behavior of the pressure transfer in the reheater (ZU).
7. Device according to one of claims 4 to 6, characterized in that the transmission circuit (VDTT) has two series-connected delay elements (VT2, VT3) and that the outputs of both delay elements are each connected to one of two mutually opposite inputs of a subtractive overlay element (Vs) are whose output is coupled into the control loop in the opposite direction to the manipulated variable (y).
8. Device for performing the method according to claim 1, characterized in that the output of a steam pressure (ph) from the intermediate superheater (ZU) preceding high pressure part (HD) connected to the first pressure transducer (Trl) and the output of a to Second pressure transducers (Tr2) connected between superheater pressure (pz) are each connected to one of two mutually opposite inputs of a differential generator (Vd), the output of which is coupled into the control loop via a transmission circuit with delay behavior (VTd) in the opposite direction to the manipulated variable (y).
The invention relates to a method for regulating a steam turbine with at least one intermediate superheater arranged between a high-pressure part and a low-pressure part, in which a setpoint-actual value comparison of the speed is carried out and an actuating variable derived from the setpoint-actual value difference is applied to a control valve arrangement. The subject matter of the invention also includes a device for carrying out such a method.
Steam turbine controls include speed control generally in the form of direct speed control with an essentially simply closed loop or in the form of speed or frequency power control, e.g. as a power control loop with a subordinate speed control loop. In both cases, a setpoint / actual value comparison of the speed is carried out and a manipulated variable is derived - directly or indirectly - from the setpoint / actual value difference. For the stability and goods of the scheme, i.e. for a quick and vibration-free transition between different steady-state operating states after the occurrence of sudden disturbances, e.g. due to load jumps in the network of an electrical generator coupled to the turbine, an optimization of the transition behavior of the control loop with appropriate damping is necessary.
For this optimization, different transmission elements with adjustable or selectable parameters are available for complex control circuits, but this is associated with a comparatively high circuit complexity. Especially in systems with mechanical or hydraulic, proportionally acting speed controls, it can be difficult to achieve a rapid and vibration-free speed transition behavior.
This is especially true for turbine generator sets, which are supposed to work both in so-called island operation and in combined operation.
The object of the invention is therefore to provide a control method and a corresponding device by means of which an advantageous speed transition behavior can be achieved with comparatively little control effort, in particular for simple proportional speed controls, e.g. for turbines operating in stand-alone and combined operation. The inventive solution to this problem is characterized in a method of the type mentioned by the features specified in claim 1.
For one caused by a disturbance, e.g. a change in the load caused by the manipulated variable, the feedback variable generated in this way acts in the sense of negative feedback, thus basically reducing the corresponding manipulated variable change, but with a delay corresponding to the inertia of the reheater corresponding to the delay time constant of the pressure transmission through the reheater, briefly called the reheater time constant. As a result of this inertia, the pressure at the outlet of the reheater reacts with a delay time constant of the order of a few seconds to a pressure change on the inlet side, i.e. to a change in the evaporation pressure of the preceding high-pressure part of the turbine.
The vapor pressure of the high-pressure part in turn follows the intervention of the control valve arrangement under the effect of the manipulated variable with only a slight delay. The stabilizing effect of the recirculation can now be roughly interpreted by the fact that it is generally the flow inertia of the reheater and thus the delayed reaction of the torque component of the subsequent low-pressure part, which can lead to overshoot and possibly instability.
This delayed reaction of the controlled system can be more or less compensated for by the negative feedback present, the amplitude of the feedback variable decreasing to zero being an additional static component and
thus avoiding an additional stationary control error.
With regard to the device for carrying out the control process, the subject matter of the invention comprises two solutions, which are characterized by the features set out in patent claims 2 and
Mark 8 specified characteristics.
In the first solution, the transition behavior of the feedback variable, which decreases to zero, is easily determined by means of a differentiating transmission element or by a composite transmission element with a transmission function that has a corresponding D behavior. Furthermore, the deceleration behavior, known in the literature also as the T behavior, is set so that the flow inertia in the pressure transfer of the reheater is more or less largely simulated and, moreover, there is a delay in the reheater pressure thus simulated in accordance with the desired stabilization effect. Such a device is characterized by comparatively little outlay on equipment and high operational reliability.
The second solution provides for a difference between the pressures converted into corresponding signals on both sides of the reheater, the pressure drop in the reheater, which is very small in stationary operation, being used to reduce the return variable to at least approximately zero. Such a circuit requires a little less circuitry on the signal side, but more equipment, which is generally more important. Also because of the arrangement of the only pressure transducer required in the area of the lower steam temperatures upstream of the reheater and thus the lower transducer load and improved operational safety, the first solution is often preferable.
Further features and advantages of the invention are explained on the basis of the exemplary embodiments schematically illustrated in the drawings. Herein shows:
1 shows the principle circuit diagram of a steam turbine with a high-pressure part, reheater, low-pressure part and speed control loop and feedback of a variable derived from the vapor pressure of the high-pressure part in the control loop,
2 shows a modified circuit module from the arrangement according to FIG. 1,
3 shows the basic circuit diagram of a steam turbine corresponding to FIG. I, but with feedback of a variable derived from the pressure difference across the reheater into the control circuit, and
Fig. 4 is a diagram of the speed change A n related to the nominal speed no over time t in response to a sudden decrease in turbine power (negative load jump).
The turbine indicated in FIG. 1 consists of a high-pressure stage HD fed via a control valve arrangement RV with a subsequent reheater ZU and the low-pressure stage ND fed by the latter. A tachogenerator Gn is connected as a measuring element to the turbine as a controlled system and converts the turbine speed into a corresponding actual value signal m. The latter is subtractively superimposed in a superposition element SIV acting as a setpoint / actual value comparator with a setpoint signal ns supplied by a corresponding encoder.
The resulting setpoint / actual value difference is converted into a manipulated variable y in the case of the simple proportional control shown in a control amplifier VR, which is controlled by a variable not shown, e.g. electrohydraulic converter controls the drive of the control valve arrangement RV.
In the event of a negative load step, such a speed control loop typically results in an equalization process, as indicated by curve I in FIG. 4. The speed change A n / no related to the nominal speed no changes to a stationary value determined by the statics of the control loop after pronounced vibrations, which typically extend over a period of about 15 seconds. The maximum overshoot amplitude of An / no reaches about 2.5 times the value of the stationary speed change. Such a transition behavior is undesirable or even inadmissible, in particular for the island operation of a larger turbo set with regard to the corresponding magnet wheel oscillations of the generator and limit fluctuations in the load network.
In order to optimize damping, the return of a variable derived from the evaporation pressure ph of the high-pressure part HD via a pressure transducer Tr is provided in the control loop with an opposite effect to the manipulated variable. In the feedback branch R of the circuit formed for this purpose, the output signal of the converter Tr is converted by means of a transmission circuit VDTT into a feedback variable k, which is connected to an input of an additional, subtractive superposition element VU which acts in the opposite direction to the polarity of the setpoint signal ns and thus in the opposite direction to the polarity of the manipulated variable y is connected in the output circuit of the VR control amplifier.
The transfer function of the transfer circuit VDTT is of the type Ti s / (l + T2. S). (1 + T3. S), where s is the Laplace operator and Ti is the time constant of the D component, i.e. of the differentiating counter term of the transfer function. This D component causes a transition behavior of the feedback variable k, which yields to zero, as a result of which a static error or an additional permanent control deviation is avoided. The D time constant Ti is generally set at least approximately according to the reheater time constant.
The transfer function also has a second-order delay behavior (T behavior) corresponding to the specified denominator term with the two time constants T2 and T3. One of these time constants, for example T3, is set according to a simulation of the flow inertia and thus the delay in the pressure transfer of the reheater, while the other time constant, here T2, is set to a value corresponding to at least the reheater time constant, e.g. So to a larger value in order to achieve the desired stabilization and vibration damping in the transition behavior of the control loop. The time constants Ti, T2 and T3 can be set as operating parameters at corresponding inputs of the transmission circuit VDTT, as is indicated in FIG. 1.
2 shows an embodiment of the transmission circuit VDTT that can be easily implemented in terms of circuitry, using two simple delay elements VT2 and VT3 with the transmission functions 1 / (1 + T2-s) and
1 / (1 + T3 s). The time constants T2 and T3 are set at associated inputs. The two delay elements are connected in series, and for the implementation of the yielding transition behavior corresponding to a D component is generated by subtractive superposition of the output signal from VT3 with the output of VT2 in a superposition element Vs. A conversion shows that in this way a transfer function with D-behavior of first order and T-behavior of second order is obtained, as stated above.
For the setting of the D-time constant T or the proportional gain in the feedback branch, which determines the constant counter factor of the transfer function, the output of the superposition element Vs is followed by a multiplier M with a gain control input for Ti.
3, the feedback branch Rd comprises two pressure transducers Trl and Tr2, the first of which is connected to the evaporation pressure ph of the high-pressure part HD and the other of which is connected to the reheater pressure pz. A difference generator Vd forms a signal corresponding to the pressure difference across the reheater, which is transmitted via a multiplier Md with adjustable gain g and a transmission circuit (VTd), which is designed here as a simple delay element, into a feedback variable kd for subtractive superimposition with the manipulated variable y in a corresponding overlay element VS is implemented.
As a result of the higher expenditure on equipment for the two transducer arrangements, no special D component is required on the signal side for the desired yielding transition behavior and no simulation of the reheater pressure. This results in the use of a simple delay element with the time constant T and adjustable proportional gain g in the multiplier Md.
Curve II in FIG. 4 shows the effect of the feedback branch for the following parameter setting: gain factor 91/2, time constant T = reheater time constant. Obviously, this results in a significant improvement in the transition behavior with practically complete avoidance of oscillations, and remarkably practically without increasing the maximum speed increase in comparison to the maximum overshoot amplitude of curve 1. A further optimization of the parameter setting with g = 1.5 and again T = Reheater time constant shows curve III, which is not only free of oscillations,
but also flows into the new stationary speed value noticeably earlier than curve II and therefore corresponds approximately to the ideal case of aperiodic damping to be aimed for. Gain values in the range between 1 and 2 are therefore preferred. Investigations which were not reproduced in detail also led to the result that the delay time constant T should not fall below the reheater time constant, but rather should exceed it.