OPTIMIZAREA SRA ALE CAZANULUIDINTR-O TERMOCENTRALĂ:

SISTEMUL DE REGLARE AUTOMATĂ APRESIUNII AERULUI DE ARDERE

– 2006 –

CUPRINS

1. INTRODUCERE1.1. Prezentarea generală a unei centrale termoelectrice 1.2. Cazanul de abur: procese, parametrii caracteristici

2. SISTEME DE REGLARE AUTOMATĂ 2.1. Rolul unui SRA 2.2. Performanţele SRA

3. SISTEME DE REGLARE AUTOMATĂ A CAZANULUI3.1. Prezentarea SRA ale cazanului3.2. Valorile limită ale performanţelor principalelor SRA ale cazanului3.3. Acordarea regulatoarelor3.4. Exemplu de aplicare a metodei de identificare Strejc

4. PROIECTAREA SRA A PRESIUNII AERULUI DE ARDERE LA CAZANUL NR. 3 – ROVINARI4.1. Modelarea matematică (funcţiile de transfer)4.2. Determinarea funcţiei de transfer a părţii fixe4.3. Determinarea parametrilor optimi de acord ai regulatorului PI

CONCLUZII

BIBLIOGRAFIE

36

1618

21334148

515866

Pagina 2

I. INTRODUCERE

Prezentare generală a unei centrale termoelectrice

O centrală electrică serveşte la transformarea energiei brute, existentă în natură, în energie electrică. În cazul în care pe calea transformării se generează şi energie termică, atunci se vorbeşte despre o centrală pe abur (termocentrală).

Într-o termocentrală, energia brută ce se găseşte în combustibilii fosili este transformată în energie termică în cazanul (generatorul) de abur. Această energie termică este apoi condusă spre turbină împreună cu suportul – abur; în turbină are loc transformarea energiei în energie mecanică, în generatorul electric având loc ultima transformare, transformarea energiei mecanice în energie electrică (figura 1.1).

Figura 1.1 Schema unei termocentrale

De multe ori produsul urmărit nu este energia electrică, ci se doreşte doar obţinerea de energie termică, având de a face cu centrale termice. În aceste centrale se obţine aburul necesar pentru încălzire, iar în centralele termice industriale se obţine aburul necesar anumitor procese industriale (de exemplu în industria chimică), generându-se în paralel şi energie electrică (dar ca produs secundar), având de a face cu CET-uri (centrale electrice de termoficare).

Se poate face deci o primă clasificare a termocentralelor şi anume:- CTE (centrale termoelectrice) – se produce numai energie electrică;- CT (centrale termice) – se produce numai energie termică (căldură);- CET (centrale electrice de termoficare) – se produce atât energie termică, cât

şi energie electrică.Se pot face şi alte clasificări ale termocentralelor, ca de exemplu în funcţie de combustibilul utilizat; se pot deosebi combustibili fosili sau combustibili nucleari. Combustibilii fosili pot fi solizi (cărbuni, şisturi, etc.), lichizi (păcură) sau gazoşi (gaze naturale sau gaze de furnal). Se pot folosi şi combinaţii ale acestor combustibili, unul fiind combustibil de bază, iar celălalt fiind folosit ca suport. După cum se va vedea în capitolele următoare, o deosebită importanţă pentru automatizare o au caracteristicile acestor combustibili.

Pagina 3

1.1.1. Principiul constructiv al unei termocentrale

Se vor prezenta câteva scheme principiale privind construcţia unei termocentrale, atât cât este necesar pentru prezentarea sistemelor de automatizare.

Se pot deosebi două scheme de bază: schema bloc sau schema cu repartizare pe bară colectoare.

1.1.1.1 Schema bloc

Schema uzuală actuală este schema bloc. Aşa cum se observă din figura 1.2, cazanul de abur, turbina şi generatorul, împreună cu toate instalaţiile auxiliare formează o unitate şi anume un bloc de centrală.

Figura 1.2. Principiul constructiv al unui bloc de centrală

Consumul propriu al fiecărui bloc energetic este separat astfel încât fiecare bloc poate fi exploatat independent de celelalte.

În cazul unor blocuri de mare putere, unitatea de bloc este formată din două cazane de abur şi o turbină.

Schema bloc oferă însă unele avantaje, care nu vor fi discutate aici. Se vor puncta numai avantajele ce au influenţă asupra sistemelor de reglare automată.

Mai întâi vom discuta despre problema supraîncălzirii intermediare, deoarece în schema bloc există o legătură clară între turbină şi supraîncălzitorul intermediar, se reduc deranjamentele şi astfel reglarea automată a temperaturii aburului intermediar devine mai uşoară.

Pagina 4

De asemenea şi reglarea automată a debitului de apă de alimentare este influenţată favorabil datorită faptului că pompele de alimentare aparţin unui singur cazan putându-se astfel interveni asupra turaţiei acestor pompe, reducând la minimum pierderile în ventilele de reglare a debitului de apă de alimentare (aceste aspecte vor fi discutate în detaliu la prezentarea diferitelor bucle de reglare automată ce echipează un bloc energetic).

Un al treilea avantaj al schemei bloc va fi evidenţiat la prezentarea reglării automate a sarcinii blocului, realizându-se o repartizare a unui singur cazan de abur la turbină.

1.1.1.2. Schema cu bară colectoare

O soluţie mai veche a fost repartizarea pe bară colectoare (figura 1.3) a aburului în centrale. Această repartizare s-a motivat prin siguranţa redusă în exploatare a cazanelor de abur (şi datorită lipsei unor sisteme de automatizare performante).

Figura 1.3. Principiul constructiv al unei centrale cu bară colectoare

Caracteristic acestei scheme de funcţionare cu bară colectoare este faptul că toate cazanele de abur generează aburul pe o bară colectoare de abur, iar alimentarea cu apă a fiecărui cazan de abur se face de pe o bară colectoare pentru apa de alimentare.

Pe lângă diverse dezavantaje (costuri specifice mai ridicate ale instalaţiei, pericol de murdărire a apei de alimentare) apar şi dezavantaje tehnice legate de problematica automatizării. Aşa cum s-a menţionat la punctul 1.1.1.1., probleme deosebite apar la reglarea automată a sarcinii, îndeosebi privind încărcarea diferită a cazanelor şi participarea procentuală corespunzătoare la modificările de sarcină.

Pagina 5

În ciuda dezavantajelor enumerate, această repartizare pe bară colectoare se regăseşte la centralele cu funcţionare de tip „insulă” şi la centralele industriale care asigură abur de proces.

În cazul centralelor de tip „insulă” (centrale care nu sunt conectate la reţea şi alimentează numai anumiţi consumatori) este posibilă punerea la dispoziţie a puterii printr-o bară colectoare. În cazul în care un cazan iese din funcţiune, fie celelalte cazane de abur vor prelua sarcina necesară, fie se va porni un cazan de rezervă.

La CET-urile industriale, cazanele de abur livrează aburul pe o conductă colectoare, de unde se face repartizarea spre consumatori.

Figura 1.4. Principiul constructiv al unei instalaţii cu colector pentru abur

În acest context trebuiesc menţionate instalaţiile auxiliare.Schema de mai sus (figura 1.4) se foloseşte atunci când se doreşte creşterea

eficienţei unei instalaţii de JP (joasă presiune) existentă, mai veche. După cum se observă, aburul de IP (înaltă presiune) se destinde într-o turbină cu contrapresiune şi este furnizat reţelei de abur de joasă presiune.

De asemenea, şi în CT se regăsesc conducte colectoare de abur pentru livrarea energiei termice.

Cazanul de abur: procese, parametri, caracteristici

Cazanele cu abur se împart în următoarele 3 tipuri principale:- cazane cu circulaţie naturală;- cazane cu circulaţie forţată:- cazane cu străbatere forţată.

Schema de principiu a unui cazan cu circulaţie naturală cu cărbune este reprezentată în figura 1.5.

În figura 1.5 s-au folosit următoarele notaţii:

Pagina 6

Fig

ura

1.5.

Sch

ema

de p

rinc

ipiu

a u

nui c

azan

de

abur

cu

circ

ulaţ

ie n

atur

ală.

Pagina 7

- BC buncăr de cărbune:- BT – bandă transportoare;- R – reductor;- MA – motor de acţionare;- AR – conductă pentru aerul de răcire;- MC – moară de cărbune;- AA – aer de ardere;- MAC – mecanism de acţionare a clapetei de aer;- ZA – zona arzătorului;- TF – ţevi fierbătoare;- TC – ţevi de coborâre;- CS – colector superior;- CI – colector inferior;- SR – supraîncălzitor de radiaţie;- SC – supraîncălzitor de convecţie;- INJ –injecţie pentru controlul temperaturii;- VR – ventil de reglaj;- BTC – transportor de cenuşă;- IEC – instalaţie pentru evacuarea cenuşii;- DAG – drumul ascendent al gazelor de ardere;- DDG – drumul descendent al gazelor de ardere;- Pa – preîncălzitor de aer;- PA – priză de aer;- E – economizor;- VA – ventilator de aer;- CG – canal de gaze;- FM – filtre mecanice;- FE – filtre electrostatice;- VG – ventilator de gaze de ardere;- CF – coş de fum;- CH – cuple hidraulice;- PAL – pompe de alimentare;- VRAA – ventil pentru reglarea debitului de apă de alimentare;- PIP – preîncălzitor de înaltă presiune;- CMA – conductă magistrală de aer.

Funcţionarea cazanului este redată în cele ce urmează.Cărbunele sosit de la staţia de concasare este depozitat în buncărul BC de

unde cu ajutorul benzii transportoare BT este introdus în moara de cărbune MC.Debitul de cărbune introdus în moară depinde de viteza benzii şi de

grosimea stratului pe bandă, mărimi care se pot regla. Cărbunele aspirat în moară odată cu gazele de ardere din focar este măcinat fin după care este refulat în zona arzătorului unde este ars în prezenţa aerului de ardere introdus prin intermediul unei clapete de reglare a debitului de aer. Prin ardere se dezvoltă o anumită cantitate de energie termică ce este transmisă ţevilor din cazan prin radiaţie.

Prin ţevi circulă fluidul de lucru (apa) care ajunge la temperatura de vaporizare. În tambur vaporii de apă sunt separaţi şi trec mai departe în instalaţia de supraîncălzire. Aburul supraîncălzit este introdus în corpul de înaltă presiune al turbinei.

După ieşirea din corpul de înaltă presiune aburul este introdus în circuitul de supraîncălzire intermediară unde i se creşte din nou temperatura şi apoi este introdus în corpul de medie presiune al turbinei.

În focarul F, datorită arderii, iau naştere gaze de ardere a căror temperatură poate fi de peste 1000 0C. Aceste gaze, în drumul lor către evacuare, „spală” ţevile schimbătoarelor de căldură şi le transferă acestora energie termică prin convecţie. După transferul de căldură către circuitul apă-abur, gazele de ardere parcurg preîncălzitorul de aer unde cedează căldură aerului de ardere.

În filtrele mecanice se reţin particulele solide din gazele de ardere prin filtrare mecanică (filtrare grosieră), iar în filtrele electrostatice aceste particule sunt reţinute prin ionizare în câmp electrostatic (filtrare fină).

Ventilatorul de gaze aspiră gazele de ardere care sunt evacuate în atmosferă prin coşul de fum.

Aerul necesar arderii este furnizat cu ajutorul ventilatorului de aer.Cazanul cu circulaţie forţată nu diferă de cel cu circulaţie naturală decât prin

faptul că există o pompă montată în circuitul format de ţevile de coborâre, ţevile de fierbere şi tambur, care forţează circulaţia apei, realizându-se astfel o vaporizare mai intensă.

Cazanul cu străbatere forţată nu are tambur şi ţevi de coborâre. La acest tip de cazan apa de alimentare trece direct prin ţevile fierbătoare pe parcursul cărora se vaporizează complet, circuitul ulterior fiind similar cu cel de la cazanele cu circulaţie naturală.

Pentru înţelegerea proceselor desfăşurate în cadrul unui cazan de abur se consideră schema bloc a unui cazan cu tambur (figura 1.6) în care sunt evidenţiate mărimile de intrare şi de ieşire ale proceselor ce au loc în circuitele cazanului.

După cum se cunoaşte, puterea mecanică dezvoltată de turbină este proporţională cu produsul dintre debitul de abur ce trece prin turbină şi căderea de entalpie a aburului în turbină (diferenţa dintre entalpia aburului la intrarea în turbină şi entalpia aburului la condensator).

În cazul în care doreşte variaţia puterii turbinei, este necesar a modifica debitul de abur ce trece prin aceasta. Pe scurt, procesele ce se desfăşoară în cadrul cazanului de abur sunt descrise astfel: pentru obţinerea unui anumit debit de abur la anumiţi parametrii, este necesar a introduce în cazan o anumită cantitate de apă şi este necesară arderea unei anumite cantităţi de combustibil. Pentru arderea cantităţii de combustibil este necesar a fi introdusă o anumită cantitate de aer (cu ajutorul ventilatoarelor de aer) pentru a avea o ardere cât mai bună (apropiată de arderea completă).

Schema din figura 1.6 poate fi reprezentată de asemenea sub forma unui tabel cu intrări şi ieşiri, în care se reprezintă răspunsul anumitor parametrii

Pagina 9

(temperatură, presiune, debit, etc. – consideraţi ieşiri) la variaţii treaptă ale altor parametrii (consideraţi intrări) – tabelul 1.1.

Figura 1.6. Schema bloc a unui cazan cu tambur

Tabelul 1.1Intrări

IeşiriDebit combustibil

Debit apă de

alimentareDebit aer Debit gaze Debit abur

Presiune abur

Nivel în tambur

Exces de aer

Presiune în focar

Temperatura abur viu

Temperatura abur

intermediar

Pagina 10

Din tabel se observă că majoritatea proceselor sunt elemente de întârziere de ordinul I sau II, cu sau fără timp mort.

Se observă că la modificarea debitului de combustibil, presiunea va avea o variaţie corespunzătoare unui element de ordinul I, iar temperatura aburului va avea răspunsul corespunzător unui proces de ordinul I cu timp mort.

Toate aceste funcţii de transfer prezentate în tabelul 1.1 sunt orientative, pentru determinarea exactă a acestora fiind necesare studii şi experimente aprofundate.

Grupul de 330 MW instalat la S.C. Complexul Energetic Rovinari S.A. este alcătuit din aşa numita schemă bloc care înseamnă legătura directă pe parte de abur dintre cazan şi turbină, care se aplică de regulă la grupurile de condensaţie cu supraîncălzire intermediară (fig.1.7). Aceasta schemă se caracterizează prin simplitate dar are dezavantajul că ansamblul cazan-turbină este afectat de indisponibilitatea relativ mai mare a cazanului.

Apa de alimentare are de asemenea un traseu unic între turbina şi cazanul aceluiaşi bloc, pompele de apă de alimentare aspirând din rezervorul degazorului. Pe circuitul apei între turbina şi cazan se găsesc preîncălzitoarele din circuitul regenerativ dispuse de asemenea pe un singur fir.

Figura 1.7. Grup de 330 MW de condensaţie cu supraîncălzire intermediară (simplificat).

Dimensionarea unui grup de condensaţie se face respectând criteriul economicităţii astfel încât pentru o anumita putere electrică la generator vor corespunde la proiectarea blocului limite precise pentru parametrii aburului viu şi aburului supraîncălzit intermediar, precum şi pentru numărul de preîncălzitoare din circuitul regenerativ. În cazul de faţă (330 MW) limitele prescrise sunt:

- presiune abur viu între 140 bar şi 240 bar;- temperatura abur viu 540°C;- temperatura abur supraîncălzit intermediar 540°C;- număr preîncălzitoare pentru apa de alimentare: 7.

Pagina 11

Cazanul este cu străbatere forţată unică, de tip turn, executat sub licenţă Babcock şi foloseşte drept combustibil lignitul de Rovinari, iar în regim de pornire şi pentru susţinerea arderii se foloseşte gaz metan şi/sau păcură.

Pentru un cazan cu străbatere forţată unică, reprezentarea schematică a proceselor ce au loc este dată în figura 1.8. Această schemă scoate în evidenţă cele două elemente de bază ale unui cazan de abur:

- sistemul de ardere a combustibilului, compus din circuitele de alimentare cu combustibil, circuitele de alimentare cu aer, arzătoare, evacuarea gazelor de ardere, a zgurii şi cenuşii rezultate, etc.;

- sistemul de generare a aburului, format din ansamblul schimbătoarelor de căldură (ECO – economizor, VAP – vaporizator, SI – supraîncălzitoare).

Figura 1.8.

G e n e r a r ed e a b u r

N e c e s a r d ec o m b u s t i b i l

I n t e n s i t a t e a a r d e r i i

A p a d e a l i m e n t a r e

P r e s i u n e

S i s t e m u l d ea r d e r e

T e m p e r a t u r a

D e b i t+

+

Figura 1.9.

Pagina 12

Pentru a analiza comportarea dinamică a cazanului la variaţia diferiţilor parametri sau la necesitatea variaţiei sarcinii cazanului, acesta poate fi prezentat ca un obiect cu mărimi de intrare şi de ieşire (figura 1.9), care generează o matrice de transfer.

Mărimile de intrare sunt intensitatea arderii (determinată de combustibil şi de aerul de ardere cu instalaţiile aferente), debitul de apă de alimentare şi presiunea, iar ca mărimi de ieşire sunt debitul de abur şi temperatura aburului.

În matricea de transfer (figura 1.10) se observă procesul de generare a aburului şi capacitatea de stocare (acumulare) a cazanului.

Figura 1.10.

Parametrii aburului (variaţia acestora) la ieşirea din cazan sunt determinaţi de funcţionarea celor două sisteme principale ale unui cazan de abur: sistemul de ardere a combustibilului şi sistemul de generare a aburului. Influenţa acestor sisteme este prezentată în figura 1.11 – pentru modificări intervenite în cadrul sistemului de ardere (modificarea debitului de combustibil şi a debitului de aer), respectiv figura 1.12 – pentru modificări intervenite în sistemul de generare a aburului (modificarea debitului de apă de alimentare introdusă în cazan).

După cum se observă, este necesară coordonarea acţiunii asupra celor două sisteme ale cazanului astfel încât să se poată executa variaţii de sarcină fără solicitare suplimentare a agregatelor şi cu viteză suficient de mare. Această coordonare implică existenţa unor sisteme de automatizare complexe, care să satisfacă cerinţele impuse de necesarul de energie electrică şi de disponibilitate a grupului energetic.

Sistemele de reglare automată vor fi prezentate în capitolele următoare, o atenţie deosebită acordându-se reglării presiunii aerului de ardere, ce are implicaţii deosebite în sistemul de ardere.

Pagina 13

Figura 1.11. Răspunsul în cazul modificărilor din sistemul de ardere

Figura 1.12. Răspunsul în cazul modificării debitului de apă de alimentare

Coordonarea celor două sisteme, precum şi avantajele ce derivă din această coordonare sunt prezentate în figura 1.13, iar în figura 1.14 conceptul de reglaj „Feed Forward”.

Pagina 14

Figura 1.13. Coordonarea statică şi dinamică a celor două intrări ale cazanului

Figura 1.14. Conceptul de reglaj „Feed Forward”

Pagina 15

II. SISTEME DE REGLARE AUTOMATĂ

Rolul unui SRA

Scopul unui sistem de reglare automată este de a realiza la ieşirea sistemului automat o mărime impusă prin program, indiferent de perturbaţiile care acţionează asupra sistemului.

Un sistem de reglare automată este o conexiune paralelă înapoi a două obiecte ca în figura 2.1.

Figura 2.1.

Obiectul de pe calea directă este notat cu D, iar cel de pe calea inversă cu R. Prin intermediul legăturii inverse o fracţiune din mărimea de ieşire – y r(t) – este adusă la intrare şi este comparată cu mărimea de intrare v(t).

Din compararea celor două rezultă o mărime de abatere (t) care este folosită ca semnal de acţionare, iar principiul de funcţionare a unui astfel de sistem este cunoscut sub numele de principiul acţionării după abatere sau discordanţă.

De obicei, sistemele de reglare automată sunt supuse în permanenţă acţiunii unor perturbaţii care acţionează asupra mărimii de ieşire y(t). Punând în evidenţă şi perturbaţiile p(t), sistemul este reprezentat ca în figura 2.2.

Figura 2.2.

Sistemul de reglare automată urmăreşte, prin acţiunea sa, anularea abaterii (t).

Reacţia negativă conferă unui SRA următoarele avantaje:

Pagina 16

- reduce influenţa perturbaţiilor asupra mărimii de ieşire;- creşte banda de frecvenţă în care sistemul se comportă corespunzător.

Un SRA, în cea mai simplă concepţie a sa, se compune din (figura 2.3):- elementul de comparaţie EC;- regulatorul automat R;- elementul de execuţie EE;- procesul P sau instalaţia tehnologică IT supusă automatizării;- traductorul de măsură TM.

Figura 2.3. Schema de principiu a unui SRA

La nivelul elementului de comparare este calculată diferenţa (eroarea) dintre valoarea impusă v(t) şi valoarea măsurată din proces yr(t).

Elementul de reglare sau regulatorul R primeşte la intrare eroarea (t) pe care o prelucrează după o lege de reglare dată de tipul regulatorului (P, I, D, PI, PD, PID, bipoziţional, tripoziţional, etc.) şi elaborează o mărime de comandă c(t).

Elementul de execuţie primeşte la intrare mărimea de comandă şi elaborează mărimea de acţionare m(t) care va acţiona asupra procesului în sensul anulării (t).

La proiectarea sistemelor de reglare automată, toate aceste elemente vor fi reprezentate prin funcţiile de transfer corespunzătoare fiecărui element în parte.

Dacă se ţine cont că pentru a obţine performanţele dorite, proiectantul are prea puţine posibilităţi de a modifica parametrii procesului sau instalaţiei tehnologice, atunci ansamblul format din elementul de execuţie, proces şi traductorul de măsură poate fi considerat ca fiind partea fixă a SRA, iar schema bloc a SRA devine cea din figura 2.4.

Figura 2.4.

Pagina 17

Din figura 2.3. se observă că pe calea directă avem o conexiune serie de trei elemente cu funcţiile de transfer corespunzătoare. Această conexiune poate fi înlocuită cu un singur bloc având funcţia de transfer:

Hd(s) = HR(s) · HEE(s) · HIT(s)Funcţia de transfer pe calea inversă se notează cu Hr(s), iar schema bloc a SRA devine cea din figura 2.5.

Figura 2.5.

Performanţele unui SRA

Performanţele staţionare ale unui sistem se definesc pentru regimul staţionar al acestuia, iar performanţele tranzitorii pentru regimul tranzitoriu.

Determinarea performanţelor unui sistem de reglare automată presupune cunoaşterea răspunsului sistemului respectiv, deci a celor două componente ale acestuia (staţionară şi tranzitorie)

σ3

σ

x (t)e

e maxx

x =kxe i

esx

s

Figura 2.6

Pagina 18

Indicatorii necesari pentru aprecierea performanţelor unui sistem sunt următorii (figura 2.6):

2.2.2.1. Eroarea staţionară

Este definită pentru regimul staţionar (regimul care rezultă după anularea componentelor tranzitorii ale procesului tehnologic şi de reglare) şi caracterizează precizia de funcţionare a sistemului de reglare automată.

Eroarea se defineşte ca diferenţa între valoarea ideală a mărimii de ieşire xei=kxi (sistemul ideal este sistemul care transmite semnalul de la intrare la ieşire fără modificarea formei şi fără întârziere) şi valoarea reală xe:

(2.1)Eroarea staţionară se referă la valoarea mărimii de ieşire în regim staţionar:

(2.2)

În procente, expresia erorii staţionare este:

(2.3)

2.2.2.2. Suprareglajul σ

Suprareglajul este un indicator de calitate pentru regimul tranzitoriu (provocat fie de variaţia mărimii de intrare, fie de o perturbaţie).

Suprareglajul se defineşte ca fiind depăşirea maximă de către mărimea de ieşire, în timpul regimului tranzitoriu provocat de variaţia în treaptă a mărimii de intrare sau a perturbaţiei, a valorii staţionare care se stabileşte la terminarea acestui regim tranzitoriu.

(2.4)

în care:- xe max – valoarea maximă a mărimii reglate în procesul tranzitoriu provocat

de variaţia în treaptă a mărimii de intrare sau a perturbaţiei;- xes – valoarea staţionară a mărimii reglate după terminarea regimului

tranzitoriu.

Acest indicator are sens doar pentru sistemele stabile. Suprareglajul are valori limită impuse de procesul tehnologic.

2.2.2.3. Gradul de amortizare δ

Pagina 19

Gradul de amortizare reprezintă, de asemenea, un indicator de calitate pentru regimul tranzitoriu provocat fie de variaţia mărimii de intrare, fie de o perturbaţie.

Se defineşte ca fiind diferenţa dintre unitate şi raportul amplitudinilor a două semioscilaţii succesive de acelaşi sens ale mărimii de ieşire xe considerată faţă de valoarea staţionară xes, la variaţia mărimii de intrare sau a perturbaţiei.

(2.5)

Pentru ca mărimea să aibă sens (δ ≥ 0) este necesar ca variaţia mărimii de ieşire să fie amortizată.

2.2.2.4. Durata regimului tranzitoriu tt

Se defineşte ca fiind intervalul de timp măsurat de la începutul procesului tranzitoriu (momentul apariţiei variaţiei mărimii de intrare sau a perturbaţiei) până în momentul în care diferenţa dintre mărimea de ieşire xe şi valoarea sa staţionară xes, în valoare absolută, este mai mică decât o valoare limită fixată , fără a o mai depăşi ulterior.

│ xe − xes│< (2.6)

În funcţie de tipul procesului şi de aparatura folosită, trebuie să ia valorile de 0,02xes sau 0,05 xes. În majoritatea cazurilor, pentru calculul lui se foloseşte xes

de la sarcina nominală.

2.2.2.5. Timpul de creştere

Se defineşte ca fiind intervalul de timp în care mărimea de ieşire xe, la o variaţie în treaptă a mărimii de intrare, creşte de la 0,05xes la 0,95 xes.

Acest indicator de calitate pentru regimul tranzitoriu reflectă viteza de variaţie a mărimii de ieşire. Există instalaţii la care valoarea acestui indicator este impusă de considerente tehnologice şi constructive (de exemplu, pentru supraîncălzitoarele cazanelor de abur gradienţii de variaţie a presiunii şi temperaturii sunt limitaţi).

III. SISTEME DE REGLARE AUTOMATĂ A CAZANULUI

Pagina 20

Prezentarea SRA ale cazanului

Sistemele de reglare automată din cadrul unei centrale termoelectrice se pot clasifica în:

a) Din punct de vedere a structurilor de conducere :- reglări la nivelul blocului sau centralei - reglări la nivelul agregatelor principale (cazan, turbina, generator) - reglări la nivelul utilajelor auxiliare ale blocului (PAR, EPA, etc.) - reglări individuale ale parametrilor (nivel în rezervor, temperatură la

preîncălzitor, etc.).

b) După tipul de reglare automată:- reglare tot sau nimic – regulatoare bipoziţionale; - regulatoare tripoziţionale; - reglare parametrică – P, I, D, PI, PD, PID, - reglare în cascadă – pentru reglarea temperaturii aburului supraîncălzit

primar şi intermediar;- reglare cu structură variabilă – la reglarea apei de alimentare în regimurile

de pornire, oprire şi funcţionare în sarcină; - reglare de raport – reglare debit de aer-combustibil;- reglare cu regulator conducător – la reglarea debitului de combustibil;- reglare specializată - la reglarea turaţiei turbinei.

c) Din punct de vedere a semnalului de ieşire se pot utiliza: - regulatoare cu acţiune continuă; - regulatoare cu acţiune discontinuă (în impulsuri);

In figura 3.1 este reprezentată schema funcţională a sistemului de reglare al

unui bloc energetic.În reglarea proceselor din centralele termoelectrice se întâlnesc în general

următoarele tipuri de aparate primare:- termocupluri;- termorezistente;- adaptoare tensiune – curent sau rezistenţă – curent;- traductoare de presiune şi de presiune diferenţială;- traductoare de nivel;- presostate, termostate, nivostate;- traductoare de mărimi chimice (pH, conductivitate, etc.);- analizoare de gaze (CO2 , CO, O2 , H2 , etc.);- traductoare de turaţie; - traductoare de mărimi speciale (vibraţii, dilatări, deplasări) - diafragme şi ajutaje pentru măsurarea debitelor

Pagina 21

Pentru funcţiile de reglare este indicat a se utiliza traductoare separate de cele pentru monitorizarea parametrilor.

Figura 3.1. Schema funcţională a sistemului de reglare al unui bloc energetic

Instalaţiile de automatizare cu funcţii de reglare automată au rolul de a

menţine parametrii blocului energetic la valorile de regim în cazul perturbaţiilor interne sau externe, care pot sa apară în regimurile de exploatare.

Perturbaţiile externe pentru sistemul de reglaj al blocului energetic sunt considerate variaţiile de frecvenţa din SEN, care, în cazul funcţionarii turbinei în regim de reglaj primar sau reglaj de putere, conduc la modificarea debitului de abur care este admis în turbină, cu efecte directe asupra presiunii aburului înaintea turbinei şi implicit cu efecte asupra reglajului cazanului/cazanelor în sensul măririi sau micşorării sarcinii.

Perturbaţiile interne considerate a fi cele mai importante sunt variaţiile calitative ale combustibilului, care determină variaţii ale parametrilor aburului datorită modificării constantelor de timp ale procesului de ardere şi datorită modificării raportului optim combustibil/aer, ceea ce înseamnă necesitatea reacordării cel puţin a buclelor de reglaj combustibil şi aer.

Sistemul de reglare automată este în mod cert cea mai solicitata parte a sistemului de automatizare a unui bloc energetic, atât datorită complexităţii şi interdependenţei buclelor de reglaj, cât şi datorită numărului mare de comenzi ce trebuiesc elaborate şi executate. Orice traductor care trimite o informaţie eronată, orice element de execuţie care nu îşi îndeplineşte sarcina sau orice perturbaţie în una din buclele de reglaj pot să ducă instalaţia într-un regim anormal de funcţionare sau chiar într-un regim periculos. Este important să menţionăm ca în acordarea unei bucle de reglaj trebuie să se ţină seama atât de obţinerea unei

Pagina 22

variaţii cat mai mici a parametrului reglat, cât şi de protejarea elementului de execuţie. În cazurile în care procesul este foarte greu de controlat din motive care nu ţin de bucla respectivă de reglaj, este indicat să nu se facă o acordare la limită a regulatorului, în sensul compensării perturbaţiilor din proces prin comenzi mai rapide sau prin micşorarea intervalelor dintre impulsurile de comandă, deoarece acest mod de funcţionare nu poate să dureze (uzură mecanică prematură a elementului de execuţie, funcţionarea protecţiei termice a motorului acţionării, arderea bobinajului motorului), rezultatul fiind, în marea majoritate a cazurilor, indisponibilizarea buclei atât în regim automat cât şi manual.

În figura 3.2 este prezentată schema a unui bloc energetic şi parametrii care trebuie reglaţi pentru obţinerea unor rezultate optime privind furnizarea de energie electrică: presiunea aburului la ieşirea din cazan, debitul de abur viu prin turbină, etc., iar în figurile 1.7 şi 1.8 sunt prezentate şi modalităţi de realizare a reglării automate a parametrilor menţionaţi (scheme de principiu).

În cazul variantei prezentate în figura 3.3, pentru blocul 2 se reglează presiunea aburului în faţa turbinei, aceasta fiind menţinută la valoarea impusă prin acţiunea asupra ventilelor de reglare a admisiei aburului în turbină. Prin această schemă se evită folosirea posibilităţii de stocare a energie a cazanului.

Figura 3.2. Schema unui bloc energetic

Întreaga modificare de sarcină cerută din partea consumatorului va trebui asigurată de blocul activ. Dacă vom calcula necesarul de putere activă ce trebuie furnizat în cazul variaţiilor de frecvenţă se va observă că, dacă avem un singur bloc activ, variaţiile de frecvenţă vor fi mult mai mari decât în cazul funcţionării cu două grupuri active, fapt care impune folosirea a cât mai multor grupuri reglante într-un sistem energetic. Astfel se poate asigura stabilitatea marilor reţele şi se poate preveni pericolul reacţiei în lanţ în cazul suprasolicitărilor. Participarea în putere pentru menţinerea frecvenţei la valoarea nominală trebuie extinsă şi la centralele pe lignit, relativ lente, deoarece odată cu creşterea puterii instalate se va distribui corespunzător aportul de putere (cu statismul fiecărui bloc în parte).

Pagina 23

Figura 3.3. Schemă de principiu: un bloc activ, celălalt pasiv

În figura 3.4 se prezintă o altă variantă a blocului pasiv. Turbina grupului 2 este prevăzută cu un sistem de reglare automată a puterii, astfel încât puterea electrică furnizată la bornele generatorului este reglată prin acţiunea asupra ventilelor pentru admisia aburului în turbină. Reglajul asupra cazanului se face în acelaşi mod ca şi la blocul activ, presiunea aburului fiind indicatorul cel mai fidel al raportului dintre energia aburului produs de cazan şi energia preluată de turbină.

Diferenţa dintre cele două scheme prezentate anterior, pentru blocurile pasive, constă în faptul că la schema din figura 3.4 o modificare voită a sarcinii se execută mult mai repede. Astfel, dacă se modifică valoarea de referinţă pentru sarcina electrică (în sensul creşterii), ventilele de admisie a aburului în turbină vor fi comandate la deschis până la atingerea noii valori impuse a sarcinii grupului. Acest proces se desfăşoară foarte rapid, mărirea debitului de abur spre turbină realizându-se pe baza posibilităţii de stocare a cazanului de abur. Presiunea p a aburului va scădea corespunzător, intrând în acţiune regulatorul de tip PID care va mări debitul de combustibil introdus în focarul cazanului pentru a se restabili un nou regim staţionar.

La schema din figura 3.3, în cazul în care se doreşte mărirea sarcinii, se va creste debitul de combustibil introdus în cazan, crescând astfel şi presiunea aburului, regulatorul de presiune comandând deschiderea ventilelor de reglare a admisiei aburului în turbină (acest tip de reglaj fiind mult mai lent). Datorită acestui comportament lent, această schemă este folosită foarte rar; se preferă reglarea puterii cu repartizare cu reacţie rapidă, schemă care poate fi lărgită uşor pentru un regim activ.

Pagina 24

Figura 3.4. Schemă de principiu: un bloc activ, celălalt pasiv

În cazul în care se măsoară suplimentar şi frecvenţa, se poate introduce şi o corecţie de frecvenţă la regulatorul de putere astfel încât şi acest bloc va participa la menţinerea frecvenţei.

Exista două regimuri de funcţionare ale blocului energetic : - regim de sarcină fixă (de bază);- regim de sarcină variabilă.

În aceste regimuri el poate funcţiona cu presiune fixă (respectiv în trepte) sau cu presiune variabilă (glisantă). Daca înainte de anul 2000 majoritatea centralelor funcţionau în regim de bază, pe cât posibil aproape de punctul lor optim de funcţionare, în momentul de faţă regulile SEN, care este interconectat la celelalte sisteme energetice europene, cât şi necesitatea obţinerii unui preţ mai bun pentru energia livrată (serviciile de reţea se plătesc), impun funcţionarea în regim de sarcină variabilă, grupul energetic participând la reglajul frecvenţei în sistem.

La funcţionarea în regim de sarcină variabilă acţiunile de reglare exercitate asupra turbinei trebuiesc transmise şi către cazan/cazane pentru modificarea puterii calorice a focarului.

O situaţie mai delicată pentru sistemul de reglaj este cea în care grupul, care funcţionează la sarcina nominală, în cazul unui deranjament extern trebuie sa rămână în funcţiune pe servicii proprii (la declanşarea întrerupătorului de bloc, sau la aruncare de sarcină), situaţie în care se poate face aprecierea performantelor atât pentru sistemul de reglare al turbinei, cât şi pentru buclele de reglaj ale cazanelor. Pentru obţinerea parametrilor calitativi pentru energia electrică livrată, este necesar ca toate buclele de reglare automată (SRA) ale cazanului să funcţioneze în regimul automat cât mai aproape de performanţele optime.

Pagina 25

Reglarea sarcinii cazanelor

Indiferent că este vorba de un cazan cu circulaţie naturală sau de un cazan cu străbatere forţată, în general bucla de reglaj sarcină urmăreşte să menţină constantă presiunea aburului la ieşire din cazan, acţionând asupra cantităţii de combustibil şi asupra debitului aerului de ardere. În cazul cazanelor cu tambur, la variaţii mici de sarcină la turbină, presiunea în tambur se modifică nesemnificativ, datorita capacitaţii tamburului şi sistemului de vaporizare şi nu este necesară o modificare a puterii de foc. La cazanele cu străbatere forţată, a căror inerţie este mult mai mica (1/3….1/4 faţă de cazanele cu tambur) reglajul presiunii aburului are nevoie şi de un semnal elaborat de regulatorul de sarcină a blocului, pentru a anticipa modificarea presiunii aburului în funcţie de deschiderea ventilelor de reglaj ale turbinei. Acest semnal poate fi poziţia servomotorului ventilelor de reglaj de IP, debitul de abur viu sau puterea la bornele generatorului.

Figura 3.5. Reglarea sarcinii cazanului

Reglajul combustibilului.

Pentru cazanele care funcţionează pe păcură se utilizează o buclă de reglare în cascadă, ce conţine un regulator principal de sarcina (de tip PID) şi un regulator de combustibil (PI) în bucla de urmărire. Stabilitatea buclei poate fi mărita prin introducerea în reglaj a semnalului de debit de abur ca mărime perturbatoare.

După aceasta schemă se configurează practic şi reglajul sarcinii termice în cazul cazanelor pe gaze sau pe combustibil solid, diferenţa constând în faptul ca la

Pagina 26

gaz se acţionează asupra clapetei de reglaj debit gaz, iar la cărbune se acţionează asupra turaţiei benzilor de alimentare cu cărbune a morilor (BR – benzi Redler).

Se observă că în acest caz cantitatea de cărbune o reprezintă suma turaţiilor benzilor Redler. Elementele de execuţie sunt variatoarele de turaţie ale benzilor (care pot fi convertizoare de frecvenţă sau variatoare mecanice de turaţie) şi clapeta de reglare a debitului de gaz. Acestea sunt comandate prin intermediul unor regulatoare proporţionale. Regulatorul principal de sarcină (regulatorul de presiune abur - PID) şi debitul de abur preluat de turbină stabilesc o valoare de referinţă pentru cantitatea de combustibil (gaz + cărbune), care este apoi comparată cu suma debitelor de gaz şi de cărbune, iar semnalul obţinut se introduce în regulatorul de combustibil care va determina mărirea sau micşorarea puterii de foc a cazanului.

Figura 3.6. Exemplu pentru cazan pe cărbune şi gaze naturale

Există şi scheme de reglare mai complexe, în care exista un regulator principal de sarcină (PID) şi câte un regulator pentru fiecare tip de combustibil (PI), cu posibilitatea de a stabili o referinţă fixă pe cărbune sau pe gaz, cu stabilirea unui coeficient de participare la reglaj a fiecărei benzi. Pentru o mai bună măsurare a cantităţii de cărbune este indicat a se ţine seama atât de turaţia benzii, cât şi de înălţimea stratului de cărbune de pe bandă, în cazul măsurării numai a turaţiei benzilor apărând situaţii în care bucla de reglaj nu mai este acordată corect, rezultatul fiind întârzieri sau suprareglaje care pot conduce la fluctuaţii deranjante ale presiunii aburului.

Pagina 27

Reglajul aerului de ardere.

Cea mai simplă schemă de reglare a aerului de ardere este cea în care debitul de aer este stabilit doar în funcţie de valoarea de referinţă pentru debitul de combustibil, la care se adăugă un consemn suplimentar pentru stabilirea excesului de aer.

Exista şi posibilitatea utilizării, în bucla de reglare a aerului, a unei corecţii automate a conţinutului de oxigen din gazele arse, pentru obţinerea unei arderi cat mai bune. Acest lucru determină însă alte probleme şi este indicat ca acest tip de reglaj sa fie utilizat numai dacă arderea pe fiecare arzător este corectă şi dacă prelevarea pentru probe a gazelor arse se face dintr-un loc reprezentativ pentru orice regim de funcţionare a cazanului. De asemenea se mai pune şi problema întârzierii între momentul prelevării probei şi transmiterea semnalului de corecţie, un dezavantaj major în cazul grupurilor care funcţionează la o sarcină variabilă (reglaj primar, secundar).

Figura 3.7. Reglarea aerului de ardere

Pagina 28

În cazul cazanelor mari, cu două ventilatoare de aer, reglarea debitului de aer se face prin acţionare asupra clapetelor de pe circuitele de aer pentru morile de cărbune, pentru arzătorii superiori, sau pentru arzătorii inferiori. Clapetele de reglaj montate pe aspiraţiile ventilatoarelor de aer (paletele directoare) au rolul de reglare a presiunii aerului de ardere după preîncălzitorii de aer. Reglarea aerului se va face distinct pe fiecare circuit (aer pentru gaz cota inferioară, aer pentru gaz cota superioară, aer pentru cărbune), ţinând cont de debitele corespunzătoare de combustibil.

In funcţie de construcţia instalaţiei tehnologice, pot fi proiectate şi bucle de reglare a aerului secundar, pe fiecare moară în parte, asigurându-se astfel o ardere optima (se reglează şi temperatura în separatorul morii).

De cele mai multe ori reglajul aerului se organizează în mai multe trepte: - reglajul aerului total – se reglează presiunea pe inelul de alimentare cu aer a

cazanului;- reglajul temperaturii în separatorul morii;- reglajul aerului secundar – în funcţie de cantitatea de combustibil introdus în

focar.Observaţie:

Nu se admite în nici o situaţie funcţionarea cazanului când o parte din instalaţia de reglare a procesului de ardere funcţionează pe automat (de exemplu alimentarea cu combustibil) şi cealaltă parte funcţionează pe manual (alimentarea cu aer).

 

Reglarea alimentarii cu apă a cazanelor cu tambur.

Marea problemă la stabilirea schemei bloc pentru reglarea nivelului în tambur o reprezintă faptul ca o variaţie de nivel poate fi provocata de:

- variaţiile de presiune în tambur (scăderea presiunii provoacă fenomenul de umflare a nivelului prin intensificarea vaporizării)

- variaţiile de debit de apă de alimentare (scăderea nivelului imediat după mărirea cantităţii de apa introdusă în tambur şi apoi creşterea nivelului)

- variaţiile temperaturii apei de alimentare.Datorită acestor fenomene, pentru reglarea nivelului în tambur, în special la

cazane la care au loc variaţii de sarcină, nu este indicat a se utiliza o schemă de reglaj cu o singură componentă (care să măsoare doar nivelul în tambur – figura 3.8.a) sau cu două componente (figura 3.8.b).

La cazanele mari de abur este obligatorie utilizarea unei scheme de reglare cu trei componente (nivel, debit abur, debit apă alimentare) – figura 3.8.c. Bucla de reglaj se va găsi în echilibru abia când nivelul măsurat este egal cu referinţa şi debitele de abur şi apă de alimentare sunt egale. Un dezavantaj al schemei din figura 3.8.c constă în faptul că erorile de măsură pentru debitele de apă sau abur pot duce la o deplasare permanentă a nivelului în tambur.

Pagina 29

Figura 3.8. Reglarea alimentarii cu apă a cazanelor cu tambur  Reglarea alimentarii cu apă a cazanelor cu străbatere forţată.

La cazanele Benson lipseşte tamburul şi este necesar ca referinţa privind gradul de umplere a cazanului să fie dată de regulatorul de sarcină a cazanului. Se va ţine seama şi de raportul dintre debitul de apă de injecţie şi cel de apă de alimentare pentru a putea menţine ventilele de injecţie în domeniul de reglaj (să avem o diferenţă de temperatură pe răcitorul de injecţie pentru a putea face reglajul de temperatură a aburului viu, atât la creştere cât şi la scădere).

Debitul de apă de alimentare va fi reglat ţinând cont de semnalul de sarcină sau de debitul de abur viu. Valoarea de referinţă a debitului de apă va fi ajustată de către un regulator corector ce ţine cont de temperaturile înainte şi după răcitorul de injecţie 1.

Pentru un cazan Benson schema de principiu pentru reglarea debitului apei de alimentare este reprezentata simplificat în figura 3.9.

Debitul de apă de alimentare se va regla mereu corespunzător sarcinii momentane a cazanului. Va fi dimensionat în aşa fel încât reglajul temperaturii aburului de înaltă presiune prin răcitoarele cu injecţie să rămână în cadrul domeniului lor de reglaj şi atunci când sunt deranjamente sau modificări de sarcină mai mari. Valoarea referinţei pentru diferenţa de temperatură pe răcitorul 1 de injecţie se va fixa în funcţie de cum decurge arderea în cazan şi în funcţie de presiunea aburului (poate lua valori intre 0…100 0C).

Atât pentru cazanele Benson, cât şi pentru cele cu tambur există şi o bucla de reglare a diferenţei de presiune pe ventilele de reglare a debitului de apă de alimentare (prin reglarea turaţiei pompelor de alimentare). Menţinerea constantă a

Pagina 30

diferenţei de presiune are o mare importanţă în obţinerea unui reglaj bun pentru debitul apei de alimentare (păstrarea caracteristicii deschidere/debit pentru ventilul de reglaj).

Figura 3.9. Schema de principiu pentru reglarea debitului apei de alimentarepentru cazanul Benson

 

Reglarea temperaturii aburului supraîncălzit

Figura 3.10. Bucla de reglare a temperaturii aburului supraîncălzit

Pagina 31

În toate regimurile de exploatare, sarcina cea mai importantă de reglaj este, ţinând seama de solicitarea termică a turbinei, să se menţină temperatura aburului viu în limitele admise. Influenţarea temperaturii finale se face prin răcitoare de injecţie care sunt amplasate înaintea supraîncălzitorului final pe fiecare parte a cazanului. Pentru reglajul temperaturii aburului viu se utilizează o schema în cascadă, cu un regulator director PID care ţine cont de variaţiile temperaturii finale, şi un regulator de urmărire PI care compensează influenţa deranjamentelor ce au efect asupra temperaturii înaintea răcitorului (figura 3.10).La cazanele mari reglajul temperaturii aburului se face prin două răcitoare de injecţie. Prima injecţie are rolul de a regla temperatura înaintea răcitorului 2 de injecţie. Este indicat ca temperatura aburului înaintea injecţiei 2 să fie reglată în funcţie de ieşirea regulatorului director al injecţiei 2. Schema de principiu pentru injecţia 1 este identică celei pentru reglarea temperaturii prin injecţia 2.

Reglarea depresiunii în focar.

Figura 3.11. Bucla de reglare a depresiunii în focar.

Gazele rezultate în urma arderii trebuiesc evacuate în exterior. Majoritatea cazanelor de abur funcţionează cu depresiune în focar şi sunt dotate cu două

Pagina 32

ventilatoare de aer şi două ventilatoare de gaze. Depresiunea este menţinută prin reglarea ventilatoarelor de gaze, prin modificarea secţiunii de trecere a gazelor arse pe aspiraţia lor. Este importantă încărcarea echilibrată a ventilatoarelor de gaze, bucla de reglare necesitând elemente care să asigure sincronizarea deschiderii clapetelor de pe aspiraţiile ventilatoarelor. Schema de principiu este reprezentata în figura 3.11. Reglarea prin modificarea turaţiei ventilatoarelor nu se utilizează datorita inerţiei mari a rotorilor ventilatoarelor.Cea mai folosită schemă de echilibrare a încărcării celor două ventilatoare este aceea de a măsura curentul absorbit de motoarele ventilatoarelor şi prin intermediul unui algoritm de reglare se comandă deschiderea diferită (dacă este cazul) a aparatelor directoare pe fiecare ventilator.

Valorile limită ale performanţelor principalelor SRA ale cazanului

Valorile optime ale indicatorilor de calitate reprezintă performanţele impuse SRA. Deoarece nu se pot stabili valori limită generale ale performanţelor SRA ale cazanului datorită diversităţii proceselor, în tabelul 3.1 se vor prezenta câteva indicaţii pentru fiecare dintre principalele SRA ale cazanului.

Referitor la gradul de amortizare, se observă că pentru procesele rapid amortizate valoarea sa trebuie să fie cât mai apropiată de 1. Ca valoare minimă admisibilă pentru procesele termice se recomandă 0,2. Această valoare este foarte redusă, ducând la procese tranzitorii slab amortizate. Ţinând cont că oscilaţiile în interiorul zonei 0,02xes în jurul valorii staţionare sunt complet neimportante, fixarea unei valori de 0,7 pentru gradul de amortizare este perfect realizabilă.

În tabelul 3.1. sunt prevăzute valorile maxime ale semnalelor treaptă ce se pot aplica la intrarea fiecărui SRA. În funcţie de situaţia specifică a fiecărei centrale, se vor aplica valori treaptă diferite de cele din tabel pentru a nu periclita instalaţia tehnologică.

Valoarea semnalului treaptă este dată în procente din valoarea nominală a mărimii prin care se aplică variaţia, cu excepţia depresiunii în focar unde este exprimată în mmH2O.

Suprareglajul este în procente faţă de valoarea staţionară cu aceeaşi excepţie (depresiunea în focar).

Tabelul 3.1

Mărimea reglată

Mărimea de intrare (referinţa)

Valoareasemnalului

treaptăde intrare[%] din valoarea nominală

Valorile maxime admisibile ale performanţelor

Eroareastaţionară [%]

Supra-reglajul

[%]

Gradul de amortizare

Durata regimului

tranzitoriu tt

[sec.]

1 2 3 4 5 6 7

Presiune abur supraîncălzit

Sarcină 101 3 0,8 200

Presiune abur supraîncălzit 51 2 3 4 5 6 7

Pagina 33

Temperatura abur supraîn-călzit primar şi intermediar

Sarcină 10

0,2 3 0,8 400Debit combustibil 10Temperatură 2…4Debit apă de alimentare 10

Debit apă de alimentare

Sarcină 101 3 0,8 30

Debit apă de alimentare 10Debit combusti-bil lichid/gazos

Debit de combustibil 101 3 0,8 15

Debit apă de alimentare 10Debit combusti-bil solid

Debit apă de alimentare 101 3 0,8 30

Sarcină 10Temperatură amestec mori

Temperatură amestec 5 1 1,5 0,8 100

Debit aerDebit combustibil 10

2 3 0,8 15Sarcină 10Debit apă alimentare 10

Debit gaze arseDepresiunea în focar 5 mm H2O

10 1 mm H2O 0,8 10Debit aer 10Sarcină 10

Nivelul în tambur

Nivel în tambur 10Debit apă 10Debit abur 10

Metode experimentale de identificare

Identificarea proceselor din buclele de reglare automată are ca scop obţinerea funcţiilor de transfer ale proceselor. Aceasta cuprinde: organizarea şi realizarea experimentărilor, interpretarea şi prelucrarea rezultatelor experimentărilor şi deducerea modelului matematic al procesului.

Metodele de identificare expuse în continuare presupun cunoaşterea anticipată a tipului funcţiei de transfer şi a răspunsului indicial (răspunsul sistemului la aplicarea unui semnal treaptă unitară la intrare), rămânând să se determine constantele de timp şi cele de amplificare ale acestor funcţii; de asemenea se, determină ordinul unor poli multipli.S-a ales metoda de analiză indicială deoarece rezultatele obţinute pe această cale sunt reprezentate prin curbe experimentale care cuprind elementele necesare pentru determinarea completă a modelului matematic liniarizat al procesului, atât în domeniul timpului, cât şi în domeniul complex. Metoda se bazează pe aplicarea unei mărimi de intrare treaptă unitară, răspunsul fiind în majoritatea cazurilor unul aperiodic (figura 3.12).

Amplitudinea treptei aplicate va fi predeterminată în funcţie de experienţa acumulată în timpul exploatării. În tabelul 3.1 au fost prezentate valorile propuse pentru mărimile de intrare sub formă de treaptă ce se pot aplica la principalele bucle de reglare automată ale cazanului.

La instalaţiile termice apare imposibilitatea generării unui semnal treaptă pentru anumite mărimi. În acest caz se va genera un semnal rampă.

În multe cazuri, sistemul studiat este neliniar, adică funcţia sa de transfer variază cu sarcina. Deoarece metodele de identificare duc la modele matematice

Pagina 34

liniarizate, experimentările se vor face în zona de funcţionare la parametri nominali ai cazanului.

x

e

x i

t

Figura 3.12.

Înregistrările vor cuprinde atât variaţia mărimii de ieşire, cât şi variaţia mărimii de intrare, înregistrări care constituie informaţie brută asupra caracteristicilor dinamice ale procesului, în continuare fiind necesare operaţii de analiză şi prelucrare.

Metodele de identificare ce se analizează în continuare se referă la un număr relativ restrâns de funcţii de transfer bazate pe forma răspunsurilor indiciale.

3.2.1.1. Metodă de identificare pentru un element proporţional cu întârziere de ordinul I

Funcţia de transfer a unui astfel de element este: .

Răspunsul indicial este prezentat în figura 3.13.Factorul de amplificare K se determină din raportul dintre valoarea

staţionară a mărimii de ieşire şi valoarea semnalului treaptă aplicat. Constanta de timp se determină prin măsurarea segmentului AB, punctul B fiind determinat de intersecţia tangentei în origine la curba răspunsului indicial cu valoarea de regim staţionar.

0

Ak x i

x i1

x e

CT

B

t

t

Figura 3.13.

Pagina 35

3.2.1.2. Metodă de identificare pentru un element proporţional cu întârziere de ordinul II

Funcţia de transfer a unui astfel de element este: în

care necunoscutele sunt constanta de amplificare K, constanta de timp T şi coeficientul b.

Răspunsul indicial este prezentat în figura 3.14.a.Constanta de amplificare K se determină va la punctul anterior. Pentru

determinarea lui T şi b se procedează în felul următor:- prin punctul de inflexiune A se duce tangenta la curba răspunsului indicial

xe(t) şi se determină constantele de timp T1, T2 şi T3.- se calculează T2/T1, iar din nomograma din figura 3.14.c se determină

constanta b;- corespunzător acestei valori a lui b din nomograma din figura 3.14.b se

determină raportul T3/T şi se calculează valoarea lui T.

x e

2 0

c )

84b

0

TT 1

2

1 2

1 6

8

A

T 3

T 1 T 2

a )

t

K

b )

0

1

2T 3T

4b

Figura 3.14.

3.2.1.3. Metodă de identificare pentru un element proporţional cu întârziere de ordinul n şi timp mort (metoda lui Strejc).

Funcţia de transfer a unui astfel de element este: .

Metoda deducerii din curba indicială a parametrilor acestei funcţii de transfer cu bună aproximaţie este metoda lui Strejc.Metoda se bazează pe o serie de construcţii grafice realizate pe curba indicială din figura 3.5. Punctul I reprezintă punctul de inflexiune al răspunsului indicial.

Pentru obţinerea parametrilor n şi T după măsurarea valorilor Tn, Ta, Ti, Tt şi xei se va folosi tabelul 3.2.

Pagina 36

Figura 3.15

Ordinul n este dat în coloana 1 de valorile corespunzând coloanei 4 din tabel. Practic, raportul Tn/Ta calculat cu valorile segmentelor din figura 3.15 nu va coincide cu datele înscrise în coloana 4 şi se recomandă să se ia pentru n numărul întreg imediat inferior. Dacă nu există o influenţă perturbatoare se pot controla rezultatele obţinute folosind coloanele 5…8. Ordinul n fiind cunoscut, constanta de timp se poate obţine cu ajutorul coloanelor 2 şi 3.

Timpul mort nu coincide în general cu timpul Tm dedus din porţiunea iniţială a curbei indiciale experimentale, ci este un timp mort de calcul, determinat astfel încât funcţia de transfer să reprezinte o aproximare cât mai bună a răspunsului indicial. Timpul mort reprezintă suma dintre Tm citit pe diagramă şi un timp mort fictiv ’ introdus ca urmare a rotunjirii raportului Tn/Ta, impusă de obţinerea unui n întreg.

Dacă rezultatele obţinute pentru constanta de timp T folosind coloanele 2 şi 3 nu sunt aproximativ egale (datorită erorilor de citire şi măsurare) se va da o translaţie curbei către stânga, deci se va modifica Tm până ce pentru T se va obţine aceeaşi valoare. Această translaţie reprezintă tocmai valoarea timpului mort fictiv.

Tabelul 3.2

n xei

1 1 0 0 0 0 1 12 2,718 0,282 0,104 1 0,264 2,000 0,7363 3,695 0,805 0,218 2 0,323 2,500 0,6774 4,463 1,425 0,319 3 0,353 2,888 0,6475 5,119 2,100 0,410 4 0,371 3,219 0,6296 5,699 2,811 0,493 5 0,384 3,510 0,6167 6,226 3,549 0,570 6 0,394 3,775 0,6068 6,711 4,307 0,642 7 0,401 4,018 0,5999 7,164 5,081 0,709 8 0,407 4,245 0,59310 7,590 5,869 0,773 9 0,413 4,458 0,587

Pagina 37

Când pentru ordinul n se ia valoarea exactă (corespunzătoare lui Tn/Ta) timpul mort care se ia în considerare este Tm.

În unele cazuri, existenţa unui timp mort este o piedică în folosirea metodelor de acordare.

Pentru aceasta se poate face o asimilare a timpului mort (e -∙s) cu un element de întârziere.

Având o funcţie de transfer de forma

obţinută prin una dintre metodele prezentate, se poate face aproximaţia:

Se calculează n’ astfel ca raportul / n’ să fie egal cu constanta de timp T obţinută mai sus. Deci n’ = /T.

Funcţia de transfer se prezintă sub forma unui produs:

3.2.1.4. Alegerea unei metode de identificare

În cazul general în care nu există informaţii apriorice asupra tipului de proces de identificat (nu se cunoaşte nimic referitor la forma funcţiei de transfer) se va aplica metoda de identificare a lui Strejc, valabilă pentru n ≥ 1.

În cazul în care se cunoaşte tipul funcţiei de transfer, se vor aplica metodele prezentate pentru funcţiile particulare (pentru elementele de întârziere de ordinul I şi II).

Reguli de aplicare a metodei de identificare în condiţii de exploatare

3.2.2.1. Condiţii iniţiale

1. În vederea experimentărilor procesul trebuie adus în regim staţionar, caracterizat prin stabilizarea mărimilor de intrare şi de ieşire. Valorile de stabilizare trebuie astfel alese încât ţinând seama de suprapunerea semnalelor de probă, să nu se depăşească limitele stabilite pentru funcţionarea liniară sau anumite limite tehnologice. Pentru procesele prevăzute cu mai multe bucle de reglare automată se caută stabilizarea şi a altor mărimi care acţionează asupra procesului.

2. Fiecare experiment va fi efectuat în jurul valorii nominale de funcţionare şi după o perioadă de funcţionare stabilă a centralei; se consideră că o

Pagina 38

funcţionare stabilă de 20…30 de minute este suficientă în majoritatea cazurilor.

3. Buclele de reglare vor fi scoase din funcţiune şi semnalele treaptă vor fi aplicate succesiv la fiecare din mărimile de intrare. Este absolut necesar să nu se perturbe decât o mărime la fiecare experiment pentru a se obţine răspunsul mărimilor de ieşire la o singură perturbaţie cunoscută.

4. Este obligatorie scoaterea din funcţiune a sistemelor de reglare automată susceptibile de a influenţa parametrul studiat, pentru evitarea acumulării mai multor fenomene, deoarece precizia de identificare este influenţată (înrăutăţită) de existenţa perturbaţiilor.

5. La stabilirea valorii maxime a amplitudinii treptei trebuie să se ţină seama atât de anumite prevederi tehnologice în legătură cu valorile admisibile pentru mărimile de funcţionare a procesului, cât şi de nivelul perturbaţiilor externe. În acest sens, dacă limitele admisibile de variaţie sunt xe max şi factorul de amplificare pentru proces este K (o estimare aproximativă a acestuia se poate face practic în toate cazurile), atunci amplitudinea A a semnalului de probă trebuie să satisfacă inegalitatea:

.

Amplitudinea treptei aplicate va fi predeterminată în funcţie de experienţa acumulată în timpul exploatării cazanului. De regulă, o treaptă de 10% din cursa totală a organului de reglare va fi suficientă. În tabelul 3.1 sunt recomandate valorile amplitudinilor treptelor aplicate la sistemele de reglare automată principale ale cazanului.

6. Dacă se apreciază că influenţa perturbaţiilor poate fi neglijată (nivelul acestora fiind redus în comparaţie cu semnalul util), sunt suficiente 3…5 experimentări pentru fiecare semnal de probă aplicat la intrare.

7. Utilizarea succesivă a unor semnale de amplitudini şi sensuri diferite este justificată prin necesitatea de a pune în evidenţă caracteristicile statice ale procesului, prezenţa unor eventuale neliniarităţi (saturaţie, histerezis, zonă de insensibilitate), verificându-se totodată condiţiile de neliniaritate ale acestuia. Această verificare se poate efectua simplu calculând factorul de

amplificare K după fiecare experiment după formula , unde xes este

variaţia în regim staţionar a mărimii de ieşire înainte şi după aplicarea treptei, iar A este amplitudinea treptei. În cazul în care apar diferenţe apreciabile între valorile lui K la diferite experimentări, va fi necesară reducerea amplitudinii A şi repetarea experimentărilor.

Pagina 39

8. În situaţia de stabilizare a procesului la valori bine determinate, se aplică semnalul de probă adoptat, care se lasă să acţioneze un timp ceva mai lung decât durata regimului tranzitoriu (atunci când această durată a putut fi evaluată din informaţii anterioare) sau până când se poate constata stabilizarea mărimii de ieşire a procesului. În cazul în care procesul conţine elemente integratoare şi la integrare se aplică o variaţie treaptă a semnalului de intrare, stabilizarea are loc în momentul în care viteza de variaţie a mărimii de ieşire devine constantă.

3.2.2.2. Reguli de prelucrare a răspunsurilor indiciale obţinute cu ajutorul metodei de identificare propusă.

Având în vedere că pentru procesele simple identificarea este relativ uşoară, se vor prezenta regulile de aplicare a metodei Strejc, metodă valabilă pentru majoritatea proceselor termice din cazan. Notaţiile folosite sunt cele din figura 3.15.

Pentru determinarea coeficientului de amplificare se va calcula raportul dintre diferenţa semnalului de ieşire (diferenţa dintre noua valoare de regim staţionar şi valoarea înainte de aplicarea treptei la intrare) şi valoare semnalului treaptă aplicat. Acest coeficient de amplificare este o mărime dimensională.

Pentru determinarea constantei de timp se vor efectua următoarele operaţii:

1. Prin punctul de inflexiune I se duce tangenta la curba răspunsului indicial. Se determină punctul B la intersecţia cu axa absciselor şi punctul C care reprezintă proiecţia punctului D (intersecţia tangentei cu noua valoare de regim staţionar) pe axa absciselor.

2. Din punctul de inflexiune se ridică o verticală care determină la intersecţia cu noua valoare de regim staţionar punctul E.

3. Se determină punctul F la intersecţia verticalei prin A cu noua valoare de regim staţionar. A este punctul de început al procesului tranzitoriu.

4. Se determină prin măsurare valorile pentru Tn, Ta, Ti, Tr şi în cazul în care există, se va determina valoarea timpului mort real Tm.

5. Se vor calcula rapoartele Tn/Ta şi Tr/Ta. Valoarea ordonatei în punctul I reprezintă xei.

6. Valoarea găsită pentru Tn/Ta se va introduce în tabelul 3.2, alegând valoarea imediat inferioară în cazul în care valoarea raportului nu coincide cu una din

Pagina 40

valorile din tabel. Corespunzător acestei valori se determină ordinul n al numitorului funcţiei de transfer.

7. Cu ajutorul coloanei a doua din tabel se poate determina constanta de timp T, Ta fiind cunoscut.

8. Folosind coloana a treia din tabelul 3.2 şi valoarea lui T se va determina o valoare de calcul Tnc corespunzătoare valorii n deja alese.

9. Se va face diferenţa între Tn măsurat pe diagramă şi Tnc şi se obţine valoarea timpului mort de corecţie ’.

10.Se va scrie funcţia de transfer sub forma:

11.În cazul existenţei unui timp mort real Tm, funcţia de transfer se va scrie sub forma:

,

în care = Tm + ’.

12.Când dorim ca în funcţia de transfer să nu mai apară timpul mort , atunci acesta se aproximează cu un element de întârziere de ordinul n’ în care n’ = /T şi deci funcţia de transfer se va scrie:

.

Observaţie: Operaţiile de alegere ale lui n şi T se pot verifica cu ajutorul coloanelor 5…8 din tabelul 3.2, procedând în acelaşi fel ca mai sus pentru constantele Tn şi Ta.

Acordarea regulatoarelor

Odată cunoscute funcţiile de transfer ale elementelor buclei de reglare automată se foloseşte un criteriu de acordare optimă pentru obţinerea performanţelor impuse buclei respective.

Pagina 41

Criterii integrale

Prin intermediul criteriilor integrale nu se apreciază un anumit indice de calitate a procesului tranzitoriu, ci calitatea acestui proces în ansamblu, considerându-se simultan atât problema gradului de amortizare, cât şi a duratei regimului tranzitoriu. Din aplicarea criteriilor integrale va rezulta că acest proces are o calitate bună va fi rapid amortizat (gradul de amortizare ridicat) şi dacă durata regimului tranzitoriu va fi redusă.

Pentru aplicarea criteriilor integrale se va folosi eroarea care se obţine la ieşirea din comparator şi care are expresia

(t) = xi(t) – xe(t)în absenţa mărimilor perturbatoare.

Calculul integral corespunzător va fi:

Acest criteriu este aplicabil numai pentru aprecierea calităţii proceselor cu răspuns aperiodic (figura 3.16). Presupunând s = 0, se constată că valoarea integralei I1 este egală cu aria cuprinsă între curbele x i = 1 şi xe, rezultând cu semnul plus deoarece xi ≥ xe şi (t) = xi – xe ≥ 0.

xx ex ii

x e

x i

t

Figura 3.16.

Cu cât integrala I1 are o valoare mai mică (aria cuprinsă între cele două curbe este mai mică), cu atât procesul tranzitoriu vai mai apropiat de cel optim.

În cazul în care s ≠ 0 valoarea integralei este infinită pentru t → ∞; de aceea aprecierea calităţii proceselor tranzitorii aperiodice din sistemele de reglare cu s ≠ 0 se foloseşte un criteriu integral de forma:

Valoarea acestei integrale este reprezentată de aria cuprinsă între orizontala xes şi xe din figura 3.17.

Pagina 42

x i

x e

xx ex ii

s

x

t

e s

Figura 3.17.

Pentru procesele tranzitorii oscilante integrale, integralele de forma I1 şi I2

nu mai sunt utilizabile din cauza apariţiei unor arii cu semne diferite (figura 3.18).Chiar în ipoteza s = 0, I1 şi I2 vor avea valori mici pentru procese puternic

oscilante datorită însumării algebrice a ariilor. Pentru asemenea procese tranzitorii se folosesc criterii integrale de forma:

sau

.

Figura 3.18.

În afara acestor integrale se mai pot folosi integrale în care se face o ponderare în timp a abaterii mărimii de ieşire faţă de valoarea staţionară. Expresiile acestor integrale sunt:

;

.

Aceste ultime două criterii integrale prezintă dificultăţi la aplicarea în centrale.

Pagina 43

Criterii practice de optimizare

Criterii experimentale de acordare a regulatoarelor

Dificultăţile legate de identificarea cu precizie a proceselor lente, comportarea neliniară a unor asemenea procese precum şi caracterul aleatoriu al anumitor perturbaţii ce intervin în funcţionarea proceselor fac ca metodele analitice de acordare a regulatoarelor să aibă un caracter limitat. De cele mai multe ori, după o acordare pe baza unui criteriu dat, se impune verificarea performanţelor şi reajustarea parametrilor de acord. De asemenea, în funcţie de frecvenţa şi amplitudinea perturbaţiilor, se impune corectarea parametrilor de acord.

Metodele practice de acordare au la bază experienţa acumulată în alegerea şi acordarea regulatoarelor. Astfel, pentru un sistem dat în funcţiune, cu mărimea de referinţă şi perturbaţiile menţinute constante, prin modificarea parametrilor de acord până se ajunge la limita de stabilitate, se determină amplitudinea şi frecvenţa oscilaţiilor întreţinute. Folosind aceste mărimi caracteristice, ce caracterizează limita de stabilitate a sistemului, se determină valorile parametrilor de acord ai regulatorului.

Metoda Ziegler-Nichols se aplică la acordarea regulatoarelor pentru procese lente la care perturbaţiile sunt determinate de sarcină şi au o durată mare.

Pentru regulatorul PID se fixează Ti la valoarea maximă (Ti → ∞) şi Td = 0. şi se modifică KP până ce mărimea de ieşire a sistemului intră într-un regim de oscilaţii neamortizate, deci sistemul ajunge la limita de stabilitate. Valoarea factorului de amplificare corespunzătoare acestui regim KP cr şi perioada oscilaţiilor neamortizate T0 sunt utilizate pentru determinarea parametrilor de acordare optimi. Pornind de la asigurarea unui raport de ¼ între amplitudinea celei de-a doua oscilaţii pozitive („amortizare sfert de amplitudine”), criteriul Ziegler-Nichols recomandă următoarele valori optime în funcţie de KP cr şi T0.

a) Pentru regulatoare P:KP opt = 0,5∙ KP cr.

b) Pentru regulatoare PI:KP opt = 0,45 ∙ KP cr;Ti opt = 0,8 ∙ T0.

Se remarcă o scădere a factorului de amplificare faţă de regulatorul P, justificată ca urmare a necesităţii efectelor nefavorabile ale componentei integrale supra procesului tranzitoriu.

c) Pentru regulatoare PID:KP opt = 0,75 ∙ KP cr;Ti opt = 0,6 ∙ T0;Td opt = 0,1 ∙ T0

pentru factor de interinfluenţă q = 0.

Pagina 44

Se remarcă o creştere a factorului de amplificare şi o reducere a lui T i care determină creşterea factorului total de amplificare, care este permisă datorită îmbunătăţirii performanţelor tranzitorii datorită componentei D.

Pentru factor de interinfluenţă q = 1 se recomandă:KP opt = 0,6 ∙ KP cr;Ti opt = 0,5 ∙ T0;Td opt = 0,12 ∙ T0.

În acest caz, factorul total de amplificare KP opt/ Ti opt se reduce foarte puţin faşă de cazul în care q = 0.

Metoda Offereins permite determinarea parametrilor de acord pornind de la KP cr şi T0 determinate ca în metoda Ziegler-Nichols.

Pentru un regulator PI se recomandă pentru a se obţine un răspuns optim la aplicarea unei perturbări:

KP opt = 0,5 ∙ KP cr;Ti opt = 3 ∙ Ti0.

unde Ti0 reprezintă valoarea limită a lui Ti pentru care se depăşeşte limita de stabilitate menţinând KP opt. Astfel se măreşte factorul KP opt/ Ti opt până la depăşirea limitei de stabilitate a sistemului şi se reţine valoarea lui Ti0.

În ceea ce priveşte componenta D, metoda prevede verificarea prealabilă a eficienţei acestei componente asupra performanţelor sistemului. Această verificare se face punând acordul pentru Ti la valoarea maximă şi pentru Td la valoare minimă, iar valoarea lui KP se modifică până aproape de KP cr. Dacă mărirea lui Td

are ca efect mărirea gradului de stabilitate îmbunătăţind performanţele tranzitorii şi depărtând sistemul de limita de stabilitate, atunci influenţa componenţei D este pozitivă. Pentru determinarea valorii optime a constantei Td se menţine KP în jurul valorii KP cr şi se măreşte Td până când calitatea regimului tranzitoriu şi deci gradul de stabilitate nu se mai îmbunătăţesc. Valoarea lui Td la care se obţine acest efect este considerată valoare optimă.

Criterii de cordare bazate pe rezultatele identificării

Alte metode practice de determinare a parametrilor optimi de acord au la bază raportul /T caracteristic pentru un proces cu timp mort şi o constantă de

timp T a cărei funcţie de transfer este .

Relaţiile Ziegler-Nichols

a) Pentru regulator P:

.

b) Pentru regulator PI:

Pagina 45

;

.

c) Pentru regulator PID, cu q = 0:

;

;.

Pentru regulator PID, cu q = 1:

;

;.

Relaţiile W. Oppelt

a) Pentru regulator P:

.

b) Pentru regulator PI:

;

.

c) Pentru regulator PID:

;

;.

Relaţiile Kopelovici

Pe baza unor cercetări experimentale au fost stabilite relaţii pentru calculul parametrilor optimi de acord, asigurând un răspuns tranzitoriu aperiodic cu durata minimă şi un răspuns cu suprareglaj maxim = 20%. În tabelul 3.3 sunt prezentate aceste relaţii de calcul.

Tabelul 3.3. Valorile parametrilor de acord după Kopelovici

Tipul regulatorului

Răspuns aperiodic cu durata minimă Răspuns oscilant cu = 20%

I

Pagina 46

P

PI

PID

Relaţiile Chien, Hrones, Reswich

Pe baza unor încercări pe modele sunt prezentate în tabelele 3.4 şi 3.5 relaţiile de calcul ale parametrilor de acord optimi pentru o comportare optimă la variaţii treaptă ale intrării şi la variaţia perturbaţiei. S-au luat în discuţie răspunsuri aperiodice cu durată minimă şi răspuns cu suprareglaj = 20% şi durată minimă atât la variaţii ale mărimii de intrare (tabelul 3.4), cât şi pentru comportarea optimă la perturbaţii (tabelul 3.5). reprezentarea grafică în scară logaritmică a relaţiilor ce permit determinarea parametrilor de acord ai uui regulator PID, pentru un proces ce conţine timp mort şi o constantă de timp (/T = a) ilustrează dependenţa parametrilor de acord faţă de acest raport /T. de remarcat importanţa deosebită a acestui raport asupra performanţelor sistemului cu timp mort.

Tabelul 3.4. Valorile parametrilor de acord la variaţia intrării

Tipul regulatorului

Răspuns aperiodic şi durată arăspunsului minimă

Răspuns oscilant cu = 20% şidurată minimă

P

PI

PID

Tabelul 3.5. Valorile parametrilor de acord la variaţia perturbaţiilor

Tipul regulatorului

Răspuns aperiodic şi durată arăspunsului minimă

Răspuns oscilant cu = 20% şidurată minimă

P

Pagina 47

PI

PID

Exemplu de aplicare a metodei de identificare Strejc

Se consideră diagrama răspunsului indicial din figura 3.19, răspuns obţinut prin aplicarea unui semnal de 10% asupra unui element de execuţie, parametrul reglat stabilizându-se la o valoare cu 25 de unităţi mai ridicată. Funcţia de transfer se va scrie sub forma:

2 0 4 0 6 0 8 0

x

t ( s e c )

T m T n T a

e

1 5

1 0

5BA

2 5

2 0 e

I

C

D

x

x

e s

Figura 3.19

Originea timpului a fost considerată ca fiind momentul aplicării semnalului treaptă. Se notează cu A punctul din care parametrul reglat începe să-şi modifice valoarea. Între origine şi punctul A se citeşte valoarea timpului mort Tm.

Se trasează tangenta la curbă prin punctul de inflexiune I al curbei, tangentă care determină cu axa timpului punctul B, iar cu dreapta xes punctul D. Proiecţia punctului D pe axa timpului este C.

Segmentele AB şi BC reprezintă Tn, respectiv Ta. Se citesc pe figură valorile:

Tm = 10 sec.

Pagina 48

Tn = 20 sec.Ta = 50 sec.

Se calculează raportul Tn/ Ta : .

Din tabelul 3.2 se alege valoarea lui n imediat inferioară a raportului Tn/ Ta. Se observă că valoare imediat inferioară lui 0,4 este 0,319 căreia îi corespunde n = 4.

Pentru n = 4 se obţine, din coloana a doua şi a treia a tabelului, valoarea constantei de timp T, şi anume:

- din coloana a doua se citeşte , de unde

- din coloana a treia se citeşte , de unde

Deoarece valorile lui T obţinute folosind cele două coloane nu sunt egale se trece la calcului timpului mort fictiv.

Se scrie, conform tabelului: , de unde Tnc = 1,425 ∙ 11,2 = 15,96

s.Se calculează diferenţa dintre Tn măsurat pe diagramă şi Tnc determinat prin

calcul şi se obţine timpul mort de corecţie.’ = Tn - Tnc = 4,04 sec.

Se face calculul timpului mort real: = ’ + Tm = 10 + 4,04 = 14,4 sec ≈ 14 sec.

Constanta de amplificare K se determină ca fiind raportul dintre x es (25) şi amplitudinea semnalului treaptă aplicat (10%).

K = 2,5.

Funcţia de transfer capătă forma: .

Dacă dorim ca în funcţia de transfer să nu mai apară timpul mort , se consideră

.

Se calculează n’ astfel ca raportul / n’ să fie egal cu constanta de timp T

obţinută mai sus. Deci .

Funcţia de transfer va căpăta forma:

.

Pagina 49

IV. PROIECTAREA SRA A PRESIUNII AERULUI DE ARDERE DE LA CAZANUL NR. 3 - ROVINARI

Modelarea matematică (funcţiile de transfer)

Schema circuitului aerului de ardere

Schema circuitului de alimentare cu aer a cazanului de la grupurile de 330 MW de la termocentrala Rovinari este prezentată în figura 4.1.a, în care:

Pagina 50

- VA – ventilator de aer;- VGA – ventilator de gaze de ardere;- PAA – preîncălzitor de aer cu abur;- PAR – preîncălzitor de aer rotativ;- EF – electrofiltru;- MV – moară-ventilator.

Cele două ventilatoare de aer aspiră aerul rece din atmosferă. Debitul de aer vehiculat de fiecare ventilator de aer se reglează prin intermediul aparatelor directoare din aspiraţia ventilatoarelor.

Aerul refulat de ventilator trece prin cele două preîncălzitoare de aer (cu abur şi cel rotativ) pentru a i se creşte temperatura înainte de introducerea în focarul cazanului.

Ieşirile din cele două preîncălzitoare de aer rotative sunt conectate la colectorul comun de aer, colector a cărei presiune trebuie reglată.

Din colector, circuitul de aer se împarte către arzătorii de păcură (pe faţa cazanului – grupele 2 şi 3, iar pe spatele cazanului – grupele 5 şi 6) şi către morile ventilator (1, 2 şi 6, respectiv 3, 4 şi 5).

Pe fiecare canal de aer către arzătorii de păcură există clapete de reglare a debitului de aer către aceşti arzători. De asemenea, există clapete de reglare a debitului total de aer pe grupe de mori (1, 2 şi 6, respectiv 3, 4 şi 5).

Aerul general de la grupele de mori este împărţit pe fiecare moară în parte în aer secundar, care este direcţionat la arzătoarele de praf cărbune şi în aer primar care este direcţionat în aspiraţia morii ventilator.

Pentru fiecare moară în parte există clapete de reglare atât pentru debitul de aer secundar, cât şi pentru debitul de aer primar.

Tot din canalele de aer general pe grupe de mori se prelevează aerul terţiar pentru grătarele postardere. Şi pentru debitul de aer terţiar există clapete de reglare a debitului.

În figura 4.1.b este prezentată interfaţa grafică pe calculator a circuitului aerului de ardere realizată în cadrul sistemului Ovation. Această grafică este prezentă pe display-ul operatorului din camera de comandă.

Pagina 51

Figura 4.1.a. Schema circuitului de aer la cazanul de 1035 t/h

Pagina 52

Fig

ura

4.1.

b. I

nter

faţa

gra

fică

a c

ircu

itul

ui d

e ae

r la

caz

anul

de

1035

t/h

Pagina 53

Necesitatea reglării automate a presiunii aerului de ardere

În funcţie de sarcina la care funcţionează cazanul, trebuie introdus în focarul cazanului un anumit debit de combustibil. Pentru arderea completă a acestui debit de combustibil este necesar a fi introdusă o cantitate de aer corespunzătoare.

Cantitatea de aer introdusă pentru fiecare din combustibilii utilizaţi (cărbune, gaz sau păcură) este reglată prin intermediul clapetelor de reglare a debitului de aer. Pentru ca aceste clapete să fie menţinute în domeniul de reglare (undeva între 25% şi 75% deschidere, zonă în care caracteristica debit – cursă a acestor clapete este aproximativ liniară), este necesară menţinerea unei anumite presiuni a aerului de ardere în colectorul de aer aflat în amonte de clapetele de reglare a debitului de aer.

Menţinerea la valoarea prescrisă a presiunii aerului de ardere în colectorul de aer permite adaptarea necesarului de aer la variaţiile de sarcină ale grupului şi implicit o funcţionare corespunzătoare a întregii instalaţii tehnologice în conformitate cu cerinţele pieţei de energie.

Alegerea schemei de principiu a sistemului de reglare automată a presiunii aerului de ardere

Ţinând cont de schema circuitului de aer de la cazanul de 1035 t/h, pentru reglarea automată a presiunii aerului de ardere în colectorul comun de aer se alege o schemă în buclă de reglare cu reacţie de poziţie (figura 4.2) în care:

- C1, C2 – comparatoare;- R1, R2 – regulatoare;- EE – element de execuţie;- IT – Instalaţia tehnologică;- TP – traductor de poziţie a elementului de execuţie;- TM – traductor de măsură (a presiunii aerului de ardere).

R 2

T M

-

R e f e r i n t a C 1+R 1

-

+ C 2E E I T

T P

Figura 4.2

Regulatorul R1 este un regulator continuu reprezentat de un algoritm PID (din care se vor selecta fie toate componentele legii de reglare – P, I, D – fie numai

Pagina 54

anumite componente, în funcţie de tipul procesului, în cazul nostru alegându-se un regulator PI, funcţia D fiind inhibată).

Regulatorul R2 este un regulator discontinuu, de tip tripoziţional, care furnizează semnalul de comandă către elementul de execuţie.

Elementul de execuţie este reprezentat de cele două aparate directoare ale ventilatoarelor de aer.

Traductorul de poziţie TP a elementului de execuţie furnizează un semnal de 4…20 mA pentru toată cursa aparatului director (de la închis complet la deschis complet).

Traductorul de măsură TM a presiunii furnizează un semnal de 4…20 mA pentru domeniul de presiune 0…750 mmH2O.

Plecând de la cele expuse, sistemul de reglare automată a presiunii aerului de ardere este implementat în cadrul unui sistem distribuit de control (DCS) – Ovation – furnizat de firma Emerson Process Management.

Schema de principiu a sistemului de reglare automată a presiunii aerului de ardere de la blocul nr. 3 de la termocentrala Rovinari este prezentată în figura 4.3, în care:

- P.A.A. – preîncălzitor de aer cu abur (calorifer);- P.A.R. – preîncălzitor de aer rotativ.

La intrările regulatorului PI sunt prezente semnalul de referinţă pentru presiunea aerului de ardere (la intrarea STPT – „setpoint”) şi semnalul de presiune aer ardere după P.A.R. (la intrarea PV – „process variable”). Cele două intrări sunt în domeniul 0…750 mm H2O, domeniu corespunzător celor două traductoare de măsură a presiunii.

Referinţa de presiune a aerului de ardere poate fi setată manual de către operatorul din camera de comandă termică a grupului sau poate fi setată automat în funcţie de sarcina grupului (un semnal ce provine de la regulatorul de sarcină bloc – LDC – „Load Demand Calculator”).

Traductoarele de măsură a presiunii sunt în domeniul 0…750 mm H2O / 4…20 mA. La intrarea în sistem acest semnal este convertit din nou în domeniul 0…750 mm H2O printr-o conversie liniară de forma C0 · X + C1 unde X reprezintă curentul de intrare în amperi. Astfel, pentru aceşti coeficienţi se obţin valorile C0 = 46785, respectiv C1 = –187,5. Aceste semnale sunt prezente la intrarea unui bloc „1 din 2” care furnizează la ieşire fie numai una dintre mărimile de intrare, fie cea mai mică, fie cea mai mare, fie media celor două (cel mai des folosită). Acest bloc este extrem de util în cazul defectării unuia dintre cele două traductoare, având posibilitatea de a selecta on-line ca mărime de control valoarea provenită de la traductorul care funcţionează corect.

Semnalul de ieşire din regulatorul PI (în domeniul 0..100%) este prezent la intrarea celor două blocuri de comandă (Mastation – „Master Station”) din care se setează consemnul de deschidere pentru cele două aparate directoare ale ventilatoarelor de aer. Consemnul de deschidere este prezent la intrarea unui regulator tripoziţional împreună cu semnalul de poziţie a aparatului director. În funcţie de diferenţa dintre consemn şi semnalul de poziţie regulatorul tripoziţional

Pagina 55

va comanda în impulsuri fie închiderea aparatului director, fie deschiderea acestuia, fie se va afla în aşteptare.

M a s t a t i o n 1

P . A . R .

P . A . R .

T r a d u c t o a r ed e p r e s i u n e

La c

lape

te r

egla

re d

e bit

a er

P . A . A .

P . A . A .

T r a d u c t o rd e p o z i t i e

I

MZ

1 d i n 2

IT r a d u c t o rd e p o z i t i e M

Z

R e f e r i n t ap r e s i u n e a e r

S e m n a l d ee c h i l i b r a r e

- 1 0 % . . . + 1 0 %

1 0 0 %

P I

M a s t a t i o n 2

Figura 4.3. Schema de principiu a SRA a presiunii aerului de ardere.

Cele două Mastation pot funcţiona în regim manual, caz în care operatorul setează consemnul de deschidere, sau în regim automat, caz în care consemnul de deschidere este setat în funcţie de ieşirea din regulatorul PI.

În regim automat, semnalul de ieşire din regulatorul PI este corectat prin înmulţirea cu o mărime cuprinsă între 0,9 şi 1,1 (suma corecţiilor pentru cele două ventilatoare va fi egală întotdeauna cu 2) pentru a se putea asigura aceeaşi încărcare a ventilatoarelor de aer (acelaşi curent electric absorbit de motoarele ventilatoarelor de aer) şi deci se poate funcţiona cu deschideri diferite ale aparatelor directoare.

Exemplificarea funcţiilor de transfer

Ţinând cont de schema de principiu a SRA a presiunii aerului de ardere vom considera parte fixă a acestui SRA ansamblul format din cele două Mastation,

Pagina 56

regulatoarele tripoziţionale, elementele de execuţie, traductoarele de poziţie a aparatelor directoare şi instalaţia tehnologică. Funcţia de transfer a părţii fixe se va nota HPF(s). Această parte fixă a SRA are aceleaşi caracteristici indiferent dacă sistemul de reglare automată a presiunii aerului de ardere este în regim de funcţionare „automat” sau „manual”.

Schema simplificată a SRA devine cea prezentată în figura 4.4, unde:- PI – regulator de tip PI;- PF – partea fixă a SRA;- TM – traductor de măsură a presiunii.-

P IR e f e r i n t a p r e s i u n e

P F

T M

Figura 4.4.

Simbolizând obiectele cu ajutorul funcţiilor de transfer corespunzătoare se obţine schema din figura 4.5 unde H(s) reprezintă funcţia de transfer a regulatorului PI.

H ( s )R e f e r i n t a p r e s i u n e

P FH ( s )

K

Figura 4.5

Pentru traductoarele de măsură a presiunii, funcţia de transfer este în general similară cu a unui element de întârziere de ordinul I:

.

Traductoarele de măsură a presiunii aerului de ardere sunt cu protocol HART şi sunt furnizate de firma Endress & Hauser. Timpul de răspuns pentru aceste traductoare este foarte mic (fiind setabil şi este de ordinul a 100 ms), fiind neglijabil în comparaţie cu celelalte constante de timp ale procesului. Prin urmare, funcţia de transfer a traductorului de măsură poate fi asimilată cu o constantă.

Pagina 57

Determinarea funcţiei de transfer a părţii fixe a SRA

Pentru determinarea funcţiei de transfer a părţii fixe s-a folosit o metodă experimentală, prin aplicarea unui semnal treaptă la intrarea acestui bloc şi determinarea răspunsului.

Având cele două Mastation în regim de funcţionare „automat” s-au simulat variaţii treaptă ale semnalului de ieşire din regulatorul PI în ambele sensuri (la scădere şi la creştere). Aceste variaţii au fost de 5% în ambele sensuri (variaţie admisă a se aplica pentru presiunea aerului de ardere).

S-a obţinut înregistrările prezentate în diagrama din figura 4.6, în care:- NG10P003-S1 – presiune aer de ardere;- AIRMSTR-OUT1 – ieşire regulator presiune aer de ardere;- NG10Z001 – poziţie aparat director VA1;- NG20Z001 – poziţie aparat director VA2.După cum se observă, variaţiile de presiune au cam aceeaşi valoare atât la

închiderea aparatelor directoare, cât şi la deschiderea aparatelor directoare.Aceste înregistrări au început după simularea semnalului treaptă având

prezent un regim staţionar, înregistrarea terminându-se după atingerea unui alt regim staţionar.

Toate buclele de reglare automată ce sunt susceptibile de a modifica presiunea aerului de ardere (în special cele de reglare a debitului de aer) erau comutate în regimul de funcţionare „manual” şi nu s-a efectuat nici o comandă manuală asupra organelor de reglare aferente acestora, pentru ca răspunsul să fie determinat numai de variaţia deschiderii aparatelor directoare ale ventilatoarelor de aer.

Pentru determinarea funcţiei de transfer a părţii fixe înregistrările au fost salvate ca fişier text şi apoi exportate într-un fişier Microsoft Excel, obţinându-se un tabel de date (luând în considerare numai partea de deschidere a aparatelor directoare) în care la fiecare secundă este redată valoarea parametrilor înregistraţi.

Selectând numai o anumită porţiune din acest răspuns şi prelucrând aceste date se obţine diagrama din figura 4.7.

În figura 4.7, cu culoarea albastru (Serie 1) este reprezentată presiunea aerului de ardere (scala din dreapta – în mmH2O), iar cu culoarea roşie (Serie 2) este reprezentat semnalul treaptă aplicat (scala din stânga – în %).

După cum se observă, răspunsul este cel al unui element de ordinul n cu timp mort, iar pentru identificare se va utiliza metoda Strejc. Funcţia de transfer este de forma:

Pagina 58

Fig

ura

4.6

Pagina 59

Date/Time NG10P003-S1 AIRMSTR-OUT1 NG10Z001XQ50 NG20Z001XQ503/28/2006 10:46:25 AM 259,38 74 79,63 68,423/28/2006 10:46:26 AM 259,21 74 79,62 68,423/28/2006 10:46:27 AM 259,18 74 79,62 68,423/28/2006 10:46:28 AM 259,26 74 79,64 68,423/28/2006 10:46:29 AM 259,36 74 79,66 68,423/28/2006 10:46:30 AM 259,42 74 79,65 68,423/28/2006 10:46:31 AM 259,39 74 79,67 68,433/28/2006 10:46:32 AM 259,3 74 79,65 68,433/28/2006 10:46:33 AM 259,27 74 79,64 68,433/28/2006 10:46:34 AM 259,37 74 79,66 68,433/28/2006 10:46:35 AM 259,52 74 79,67 68,433/28/2006 10:46:36 AM 259,57 74 79,68 68,423/28/2006 10:46:37 AM 259,61 74 79,67 68,423/28/2006 10:46:38 AM 259,59 74 79,67 68,433/28/2006 10:46:39 AM 259,48 74 79,68 68,433/28/2006 10:46:40 AM 259,31 74 79,68 68,433/28/2006 10:46:41 AM 259,2 74 79,68 68,423/28/2006 10:46:42 AM 259,1 74 79,68 68,433/28/2006 10:46:43 AM 258,95 74 79,69 68,423/28/2006 10:46:44 AM 258,84 74 79,71 68,423/28/2006 10:46:45 AM 258,83 74 79,71 68,433/28/2006 10:46:46 AM 258,99 74 79,71 68,433/28/2006 10:46:47 AM 259,13 74 79,68 68,423/28/2006 10:46:48 AM 259,07 74 79,71 68,433/28/2006 10:46:49 AM 258,97 74 79,71 68,423/28/2006 10:46:50 AM 258,99 74 79,74 68,423/28/2006 10:46:51 AM 259,07 74 79,74 68,423/28/2006 10:46:52 AM 259,11 74 79,75 68,423/28/2006 10:46:53 AM 259,08 74 79,77 68,433/28/2006 10:46:54 AM 259,03 74 79,76 68,433/28/2006 10:46:55 AM 258,95 74 79,76 68,433/28/2006 10:46:56 AM 258,82 74 79,74 68,433/28/2006 10:46:57 AM 258,49 74 79,73 68,433/28/2006 10:46:58 AM 258,13 74 79,74 68,433/28/2006 10:46:59 AM 258,12 74 79,71 68,433/28/2006 10:47:00 AM 258,37 74 79,72 68,433/28/2006 10:47:01 AM 258,72 74 79,71 68,423/28/2006 10:47:02 AM 259,02 74 79,75 68,423/28/2006 10:47:03 AM 259,17 74 79,73 68,423/28/2006 10:47:04 AM 259,14 74 79,73 68,423/28/2006 10:47:05 AM 259 74 79,74 68,423/28/2006 10:47:06 AM 258,97 74 79,77 68,423/28/2006 10:47:07 AM 258,89 74 79,76 68,423/28/2006 10:47:08 AM 258,75 74 79,74 68,423/28/2006 10:47:09 AM 258,68 74 79,73 68,423/28/2006 10:47:10 AM 258,43 74 79,76 68,423/28/2006 10:47:11 AM 258,05 74 79,74 68,423/28/2006 10:47:12 AM 257,83 74 79,72 68,42

Pagina 60

3/28/2006 10:47:13 AM 257,76 74 79,76 68,423/28/2006 10:47:14 AM 257,96 74 79,74 68,423/28/2006 10:47:15 AM 258,33 74 79,76 68,423/28/2006 10:47:16 AM 258,46 76,5 79,64 68,423/28/2006 10:47:17 AM 258,52 79 79,64 68,663/28/2006 10:47:18 AM 258,65 79 79,55 69,123/28/2006 10:47:19 AM 258,64 79 81 69,563/28/2006 10:47:20 AM 258,67 79 81 71,043/28/2006 10:47:21 AM 258,94 79 82,3 71,043/28/2006 10:47:22 AM 259,36 79 82,84 71,873/28/2006 10:47:23 AM 259,9 79 83,22 71,883/28/2006 10:47:24 AM 260,76 79 84,71 71,883/28/2006 10:47:25 AM 261,86 79 84,7 71,883/28/2006 10:47:26 AM 263,04 79 84,7 72,793/28/2006 10:47:27 AM 264,1 79 84,7 72,793/28/2006 10:47:28 AM 264,99 79 84,7 72,793/28/2006 10:47:29 AM 265,87 79 84,7 72,793/28/2006 10:47:30 AM 266,97 79 84,7 72,793/28/2006 10:47:31 AM 268,14 79 84,7 72,793/28/2006 10:47:32 AM 269,13 79 84,71 72,793/28/2006 10:47:33 AM 269,78 79 84,7 73,673/28/2006 10:47:34 AM 270,19 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:35 AM 270,62 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:36 AM 271,06 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:37 AM 271,4 79 84,69 73,683/28/2006 10:47:38 AM 271,59 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:39 AM 271,75 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:40 AM 271,89 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:41 AM 272,08 79 84,71 73,683/28/2006 10:47:42 AM 272,38 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:43 AM 272,68 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:44 AM 272,91 79 84,71 73,683/28/2006 10:47:45 AM 273 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:46 AM 272,97 79 84,71 73,683/28/2006 10:47:47 AM 272,99 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:48 AM 272,96 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:49 AM 272,82 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:50 AM 272,71 79 84,71 73,683/28/2006 10:47:51 AM 272,57 79 84,7 73,683/28/2006 10:47:52 AM 272,46 79 84,71 73,683/28/2006 10:47:53 AM 272,64 79 84,72 73,683/28/2006 10:47:54 AM 273,05 79 84,73 73,683/28/2006 10:47:55 AM 273,37 79 84,72 73,683/28/2006 10:47:56 AM 273,59 79 84,73 73,683/28/2006 10:47:57 AM 273,74 79 84,71 73,683/28/2006 10:47:58 AM 273,81 79 84,72 73,683/28/2006 10:47:59 AM 273,87 79 84,72 73,683/28/2006 10:48:00 AM 273,79 79 84,72 73,683/28/2006 10:48:01 AM 273,63 79 84,72 73,683/28/2006 10:48:02 AM 273,45 79 84,71 73,68

Pagina 61

3/28/2006 10:48:03 AM 273,11 79 84,72 73,683/28/2006 10:48:04 AM 272,84 79 84,71 73,683/28/2006 10:48:05 AM 272,67 79 84,72 73,683/28/2006 10:48:06 AM 272,63 79 84,72 73,683/28/2006 10:48:07 AM 272,78 79 84,72 73,683/28/2006 10:48:08 AM 273,11 79 84,72 73,683/28/2006 10:48:09 AM 273,44 79 84,73 73,683/28/2006 10:48:10 AM 273,63 79 84,73 73,683/28/2006 10:48:11 AM 273,83 79 84,73 73,683/28/2006 10:48:12 AM 273,97 79 84,73 73,683/28/2006 10:48:13 AM 274,02 79 84,73 73,683/28/2006 10:48:14 AM 273,94 79 84,73 73,683/28/2006 10:48:15 AM 273,69 79 84,73 73,683/28/2006 10:48:16 AM 273,44 79 84,73 73,683/28/2006 10:48:17 AM 273,31 79 84,73 73,683/28/2006 10:48:18 AM 273,25 79 84,73 73,683/28/2006 10:48:19 AM 273,23 79 84,73 73,683/28/2006 10:48:20 AM 273,23 79 84,73 73,683/28/2006 10:48:21 AM 273,12 79 84,75 73,683/28/2006 10:48:22 AM 272,93 79 84,75 73,683/28/2006 10:48:23 AM 272,79 79 84,76 73,683/28/2006 10:48:24 AM 272,84 79 84,76 73,683/28/2006 10:48:25 AM 273,02 79 84,75 73,683/28/2006 10:48:26 AM 273,1 79 84,76 73,683/28/2006 10:48:27 AM 273,17 79 84,76 73,693/28/2006 10:48:28 AM 273,27 79 84,76 73,693/28/2006 10:48:29 AM 273,32 79 84,77 73,693/28/2006 10:48:30 AM 273,34 79 84,76 73,693/28/2006 10:48:31 AM 273,21 79 84,76 73,683/28/2006 10:48:32 AM 273 79 84,75 73,693/28/2006 10:48:33 AM 272,87 79 84,76 73,683/28/2006 10:48:34 AM 272,88 79 84,76 73,693/28/2006 10:48:35 AM 272,89 79 84,76 73,693/28/2006 10:48:36 AM 272,93 79 84,76 73,683/28/2006 10:48:37 AM 273,16 79 84,75 73,683/28/2006 10:48:38 AM 273,44 79 84,76 73,683/28/2006 10:48:39 AM 273,58 79 84,76 73,693/28/2006 10:48:40 AM 273,43 79 84,78 73,683/28/2006 10:48:41 AM 273,12 79 84,76 73,683/28/2006 10:48:42 AM 272,97 79 84,77 73,693/28/2006 10:48:43 AM 273,08 79 84,77 73,683/28/2006 10:48:44 AM 273,29 79 84,77 73,693/28/2006 10:48:45 AM 273,33 79 84,76 73,683/28/2006 10:48:46 AM 273,26 79 84,79 73,693/28/2006 10:48:47 AM 273,25 79 84,78 73,693/28/2006 10:48:48 AM 273,33 79 84,79 73,693/28/2006 10:48:49 AM 273,34 79 84,79 73,683/28/2006 10:48:50 AM 273,16 79 84,79 73,683/28/2006 10:48:51 AM 272,89 79 84,79 73,683/28/2006 10:48:52 AM 272,74 79 84,79 73,68

Pagina 62

3/28/2006 10:48:53 AM 272,78 79 84,79 73,683/28/2006 10:48:54 AM 272,87 79 84,79 73,683/28/2006 10:48:55 AM 272,83 79 84,81 73,683/28/2006 10:48:56 AM 272,63 79 84,81 73,683/28/2006 10:48:57 AM 272,4 79 84,83 73,683/28/2006 10:48:58 AM 272,36 79 84,81 73,683/28/2006 10:48:59 AM 272,4 79 84,83 73,693/28/2006 10:49:00 AM 272,47 79 84,83 73,693/28/2006 10:49:01 AM 272,69 79 84,83 73,693/28/2006 10:49:02 AM 272,91 79 84,83 73,683/28/2006 10:49:03 AM 272,88 79 84,83 73,683/28/2006 10:49:04 AM 272,71 79 84,84 73,683/28/2006 10:49:05 AM 272,59 79 84,86 73,693/28/2006 10:49:06 AM 272,63 79 84,86 73,683/28/2006 10:49:07 AM 272,79 79 84,87 73,693/28/2006 10:49:08 AM 272,84 79 84,88 73,683/28/2006 10:49:09 AM 272,74 79 84,89 73,683/28/2006 10:49:10 AM 272,65 79 84,9 73,683/28/2006 10:49:11 AM 272,85 79 84,89 73,683/28/2006 10:49:12 AM 273,14 79 84,9 73,683/28/2006 10:49:13 AM 273,29 79 84,92 73,683/28/2006 10:49:14 AM 273,42 79 84,9 73,683/28/2006 10:49:15 AM 273,44 79 84,91 73,683/28/2006 10:49:16 AM 273,44 79 84,94 73,683/28/2006 10:49:17 AM 273,45 79 84,93 73,683/28/2006 10:49:18 AM 273,38 79 84,97 73,683/28/2006 10:49:19 AM 273,33 79 84,95 73,683/28/2006 10:49:20 AM 273,15 79 84,95 73,683/28/2006 10:49:21 AM 272,89 79 84,96 73,683/28/2006 10:49:22 AM 272,99 79 84,98 73,683/28/2006 10:49:23 AM 273,38 79 84,99 73,683/28/2006 10:49:24 AM 273,58 79 85 73,683/28/2006 10:49:25 AM 273,53 79 84,99 73,693/28/2006 10:49:26 AM 273,38 79 85,01 73,683/28/2006 10:49:27 AM 273,42 79 85,02 73,693/28/2006 10:49:28 AM 273,71 79 85,04 73,683/28/2006 10:49:29 AM 273,95 79 85,06 73,683/28/2006 10:49:30 AM 273,99 79 85,06 73,693/28/2006 10:49:31 AM 273,91 79 85,04 73,683/28/2006 10:49:32 AM 273,69 79 85,08 73,683/28/2006 10:49:33 AM 273,29 79 85,1 73,693/28/2006 10:49:34 AM 272,98 79 85,11 73,693/28/2006 10:49:35 AM 272,83 79 85,12 73,693/28/2006 10:49:36 AM 272,87 79 85,14 73,683/28/2006 10:49:37 AM 272,97 79 85,16 73,683/28/2006 10:49:38 AM 273,04 79 85,15 73,683/28/2006 10:49:39 AM 273,23 79 85,15 73,683/28/2006 10:49:40 AM 273,4 79 85,18 73,683/28/2006 10:49:41 AM 273,49 79 85,24 73,683/28/2006 10:49:42 AM 273,47 79 85,26 73,68

Pagina 63

Pagina 64

Din figură se citesc următoarele valori:- Tm= 4,5 s;- Tn= 3 s;- Ta= 12,7 s;- Ti= 9,5 s;- Tr= 6,2 s;

La aplicarea semnalului treaptă de 5% s-a obţinut o variaţie a presiunii aerului de ardere de la 258 la 273 mmH2O.

Constanta K are valoarea: .

Se calculează raportul .

Din tabelul 3.2 se alege valoarea lui n imediat inferioară a raportului Tn/ Ta. Se observă că valoare imediat inferioară lui 0,236 este 0,218 căreia îi corespunde n = 3.

Pentru n = 3 se obţine, din coloana a doua şi a treia a tabelului, valoarea constantei de timp T, şi anume:

- din coloana a doua se citeşte , de unde

- din coloana a treia se citeşte , de unde

Deoarece valorile lui T obţinute folosind cele două coloane nu sunt egale se trece la calcului timpului mort fictiv.

Se scrie, conform tabelului: , de unde Tnc = 0,805 ∙ 3,43 = 2,76

sec.Se calculează diferenţa dintre Tn măsurat pe diagramă şi Tnc determinat prin

calcul şi se obţine timpul mort de corecţie.’ = Tn - Tnc = 3 – 2,76 = 0,24 sec.

Se face calculul timpului mort real: = ’ + Tm = 4,5 + 0,24 = 4,74 sec.

Funcţia de transfer capătă forma:

.

Dacă dorim ca în funcţia de transfer să nu mai apară timpul mort , se consideră

.

Pagina 65

Se calculează n’ astfel ca raportul / n’ să fie egal cu constanta de timp T

obţinută mai sus. Deci .

Funcţia de transfer va căpăta forma:

.

Determinarea parametrilor de acord optimi ai regulatorului PI

Descrierea algoritmului PID din cadrul sistemului Ovation

Algoritmul PID din cadrul sistemului Ovation asigură funcţiile de reglare P, I, D conectate în paralel. Valoarea de ieşire din acest algoritm este limitată prin limite definite de utilizator.

Simbolul funcţional al unui astfel de algoritm este reprezentat în figura 4.8, în care:

- STPT (Setpoint) – intrare semnal de referinţă;- PV (Process Variable) – intrare semnal de măsură;- PGAIN – constanta de proporţionalitate;- DGAIN – constanta de derivare;- DRAT – timpul de derivare;- OUT – semnalul de ieşire.

Figura 4.8. Algoritm PID

Pentru ambele semnale de intrare (STPT şi PV) există valori setabile pentru GAIN şi BIAS care trebuie setate astfel încât la intrarea PID să fie în domeniul 0…100%.

Diagrama funcţională (cu funcţiile de transfer) a PID este redată în figura 4.9, iar valoarea semnalului de ieşire în funcţie de semnalul de intrare este dată de relaţia:

Pagina 66

în care:- OUT – semnalul de ieşire:- KP – constanta de proporţionalitate;- Error – diferenţa dintre PV şi STPT;- τi – timp de integrare;- Kd – constantă de derivare;- τd – timp de derivare;- s – operatorul Laplace.

Figura 4.9. Diagrama funcţională (cu funcţiile de transfer) a PID.

Notă: Semnalul de ieşire este limitat inferior şi superior de limitele impuse algoritmului.

În cadrul sistemului Ovation, pentru vizualizarea mărimilor de intrare – ieşire, vizualizarea parametrilor precum şi setarea acestor parametri, algoritmul PID se prezintă sub forma unor „ferestre” sub Windows – figura 4.10 a, b, c şi d.

În meniul „In/Out” se pot citi valorile PV – mărimea din proces, STPT – valoarea de referinţă şi OUT – semnalul de ieşire din regulator (semnale care se regăsesc şi sub meniul „Control”), precum şi alte mărimi de stare ale regulatorului.

În meniul „Tune” se pot vizualiza parametrii de acord ai regulatorului. În acest meniu există şi posibilitatea modificării on-line a tuturor parametrilor (de la „PID Error Deadband” până la „Output Bottom of Scale”.

În meniul „Misc” se regăsesc şi alte condiţii funcţionale ale algoritmului PID.

Pagina 67

Pagina 68

Pagina 69

Determinarea parametrilor de acord optimi ai regulatorului PI

Pentru determinarea parametrilor de acord optimi ai regulatorului PI s-au folosit două metode, ambele experimentale, metode prezentate în cele ce urmează.

Prima metodă constă în setarea on-line a parametrilor de acord KP şi Ti

direct în cadrul sistemului Ovation (deci modificarea comportării sistemului de reglare automată) şi analiza comportării SRA în buclă închisă.

Plecând de la funcţia de transfer a părţii fixe şi ţinând

cont că diferitele metode practice de optimizare recomandă (pentru procesele cu timp mort) o valoare a timpului de integrare (3…3,3)·τ, s-a setat iniţial pentru timpul de integrare o valoare ceva mai ridicată, şi anume 30 secunde.

Primul test a fost efectuat cu o valoare foarte scăzută a factorului de proporţionalitate (KP = 0,2). Modificând semnalul de referinţă a presiunii aerului de ardere s-a obţinut răspunsul din figura 4.11.

După cum se observă din figura 4.11, influenţa componentei proporţionale a regulatorului este practic nulă, anularea abaterii de reglaj datorându-se numai componentei integrale.

Deşi s-a obţinut un răspuns cu suprareglaj nul şi abaterea de reglaj s-a anulat, acesta nu este satisfăcător din cauza duratei mari a regimului tranzitoriu (aproximativ 8 minute).

Comportarea sistemului cu aceşti parametrii de acord a scos în relief faptul că valoarea timpului de integrare este relativ mare, această valoare de 30 de secunde a timpului de integrare s-a păstrat la efectuarea următoarelor teste.

Cea de a doua determinare s-a efectuat cu parametrii setaţi astfel: KP = 1,2 şi Ti = 30 s şi obţinut răspunsul din figura 4.12.

Răspunsul sistemului este de asemenea aperiodic, se constată o îmbunătăţire a dinamicii, suprareglajul fiind nul dar se menţine o valoare ridicată a duratei regimului tranzitoriu.

Analizând răspunsul sistemului pentru KP = 1,2 şi Ti = 30 s se constată necesitatea dublării factorului de proporţionalitate şi necesitatea reducerii timpului de integrare.

Valorile setate pentru regulatorul PI au fost KP = 2,5 şi Ti = 12 s (de aproximativ 3 ori valoarea timpului mort).

Cu aceste valori setate s-a trecut la monitorizarea funcţionării de lungă durată şi analiza comportării SRA la diferitele situaţii din exploatare (modificări ale referinţei presiunii aerului de ardere, modificări ale deschiderii clapetelor de reglare a debitului de aer).

S-a preferat a se obţine răspunsuri aperiodice, fără oscilaţii, chiar dacă anularea abaterii de reglare necesită timp ceva mai îndelungat, pentru a nu afecta funcţionarea de ansamblu a cazanului.

Analizând comportarea sistemului atât la modificări de referinţă, cât şi la perturbaţii, aceste valori au fost considerate ca fiind optime (KP = 2,5 şi Ti = 12 s) – figurile 4.13a şi b, 4.14 a şi b şi 4.15 a şi b (înregistrări de 24 de ore).

Pagina 70

Pagina 71

Pagina 72

Pagina 73

Pagina 74

Pagina 75

Pagina 76

Pagina 77

Pagina 78

Pentru o analiză mai amănunţită şi experimentare a mai multor perechi de parametrii KP şi Ti , având în vedere că este dificil de a modifica valorile de referinţă a diferiţilor parametrii funcţionali ai cazanului (presiuni, temperaturi, debite, nivele, etc.) datorită faptului că grupul trebuie să funcţioneze la o anumită putere program, cu abateri foarte mici faţă de această putere, în conformitate cu cerinţele pieţei de energie (iar modificările necesare optimizării ar genera variaţii de sarcină), s-a folosit o a doua metodă de determinare a parametrilor de acord optimi şi anume transpunerea SRA a presiunii aerului de ardere în LabWindows şi efectuarea de simulări.

SRA se prezintă ca în figurile 4.4. şi 4.5.

Figura 4.16. Presiunea aerului de ardere în cadrul sistemului Ovation.

Pagina 79

În cadrul sistemului Ovation măsurile de presiune se regăsesc în valoare numerică în domeniul de 0…750 mmH2O prin conversia explicată la descrierea SRA, conversie ilustrată în figura 4.16.

Ţinând cont de faptul că în algoritmul PID mărimile de intrare sunt aduse în domeniul 0…100% (presiunea aerului de ardere şi semnalul de referinţă pentru presiunea aerului de ardere sunt înmulţite cu 0,1333) şi introducând funcţiile de transfer în schema bloc, se obţine sistemul din figura 4.17.

Figura 4.17. Schema bloc cu funcţiile de transfer.

Pentru determinarea parametrilor de acord optimi s-a folosit criteriul Nichols-Ziegler şi s-a obţinut următoarea pereche de valori:

KP = şi Ti = s.

Pagina 80

V. CONCLUZII

Ca şi concluzii la lucrarea prezentată, putem afirma că procesele desfăşurate în cadrul unui cazan de abur sunt dintre cele mai complexe şi sunt foarte dificil de modelat pe cale analitică, modelarea acestora realizându-se pe baza unor înregistrări şi prelucrarea acestora.

Având în vedere dificultatea de a aduce sistemele de reglare automată la limitat de stabilitate (într-un regim oscilant întreţinut), este de preferat transpunerea proceselor tehnologice în programe de simulare şi efectuarea de teste, rezultatele acestor teste urmând a fi implementate în cadrul SRA şi analizarea comportării ulterioare a SRA.

Importanţa acestei lucrări este aceea de a fi cules date reale din proces (având la îndemână şi instrumentele necesare – sisteme de reglare numerice, cu posibilitatea de a înregistra valori numerice, de a realiza trend-uri, foarte utile pentru analiza ulterioară), prelucrarea acestor date, obţinerea de rezultate şi implementarea acestor rezultate în cadrul sistemelor analizate.

Pentru sistemul de reglare automată considerat (presiunea aerului de ardere) s-au obţinut valori apropiate ale parametrilor de acord optimi, atât în cazul optimizării on-line în cadrul sistemului Ovation, cât şi prin folosirea unui criteriu practic de optimizare la simularea procesului.

Pagina 81

BIBLIOGRAFIE

Belea, C.

Dumitrache, Ion

Klefenz, Gunter

Marin, Constantin ş.a.

Papadache, Ilie

Vînătoru, Matei

ICEMENERG

***

Teoria sistemelor automate – Reprografia Universităşii din Craiova, 1971

Tehnica reglării automate – Bucureşti, Editura Didactică şi Pedagogică, 1980.

Die Regelung von Dampkraftverken – Mannheim, Wien, Zurich, 1991.

Teoria sistemelor – Craiova, Editura Universitaria, 2001

Alegerea şi acordarea regulatoarelor – Bucureşti, Editura Tehnică, 1975

Procese industriale automatizate – Craiova, Editura Universitaria, 1996.

Instrucţiuni de verificare în condiţii de exploatare a performanţelor instalaţiilor de automatizare din CTE

Instrucţiuni de exploatare a cazanului de 1035 t/h de la CTE Rovinari

Pagina 82