.............. .................................................... ....................................................................................................TẬP ĐOÀN ĐIỆN Lực VIỆT NAM CỘNG HOÀ XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM

~ ~ _ Độc lập - Tự do - Hạnh phúcBAN KỸ THUẬT SẢN XUẤT ---- -—-------- :--------------------

Hà Nội, ngày 18 tháng 11 năm 2008

BÁO CÁO TÓM TẮT KẾT QUẢ NGHIÊN cúu KHOA HỌC

Tên đề tài: Nghiên cứu nguyên nhân và đề xuất biện pháp điều khiển ổn định hoá mức nước bao hơi Nhà máy nhiệt điện Phả Lại 2.A, QUÁ TRÌNH THUC HIỆN ĐỂ TÀIDự án NMNĐ PL2 được khởi công năm 1998, bàn giao đưa vào sử dụng năm 2003. Đến năm 2004, sau một năm bảo hành, khoảng dao động mức nước bao hơi ở chế độ tĩnh và động là ± 50 mm và ± 150 mm; Chế độ duy trì vận hành nhà máy khi mất 01 bơm nước cấp chưa thực hiện được do nhiều nguyên nhân khác nhau.Để nâng cao ổn định mức nước tại NMNĐ PL2 và hỗ trợ phân tích kỹ thuật ổn định cho các nhà máy nhiệt điện than mới sẽ được xây dựng theo công nghệ, thiết bị hiện đại (Nhà máy điện Hải Phòng (600MW), Uông Bí mở rộng 1, 2 (600 MW), Quảng Ninh (1200 MW), Ninh Bình mở rộng (300 MW), Nghi Sơn ( 1500 MW) v.v..), theo kiến nghị của Ban Kỹ thuật Sản xuất (trước kia là Ban Kỹ thuật nguồn điện), ngày 15/06/2004, Tập đoàn điện lực Việt Nam (trước kia là Tổng Công ty điện lực Việt Nam) đã có Quyết định số 1657/QĐ- EVN-KH-KHCNMT&VT V/v giao Ban KTNĐ thực hiện đề tài nghiên cứu khoa học “Nghiên cứu nguyên nhân và đề xuất biện pháp ổn định hoá mức nước bao hơi Nhà máy điện Phả Lại 2” với các nội dung chính sau:

1 , Nghiên cứu hệ thống điều khiển mức nước bao hoi N/M ĐPL2:+ Tổng quan hệ DCS điều khiển mức nước bao hơi nhà máy điện than: cấu trúc chung hệ DCS.+ Phân tích hệ thôhg điều khiển mức nước bao hơi N/M ĐPL2.+ Phân tích tình trạng hiện tại dao động mức nước bao hơi NMNĐ PL2. Thống kê và đánh giá sự cố do dao động mức nước bao hơi Nhà máy.2 . Tính toán và phân tích nguyên nhân gây mất ổn định mức nước bao hơi Nhà

máy điện Phả lại 2+ Mô tả toán học và lập mô hình thiết bị hệ thống điều khiển mức nước bao hơi theo biến đổi Laplace và Furie kết hợp với thí nghiêm xác định đặc tuyến cơ cấu thừa hành.+ Mô hình hoá hệ thống điều khiển nước bao hơi bằng chương trình mô phỏng MATLAB-SIMULINK+ Phân tích thông số tính toán đã được cài đặt ở Nhà máy theo phương pháp tối ưu tần số biên pha: lưu lượng nước cấp, mức nước bao hơi, tham số phản hổi dương lưu lượng hơi chính, lọc bù sôi bồng mức nước, dải ngừng tác động các bộ điều khiển, tham số điều khiển thích nghi...+ Xác định ảnh hưởng thực tế từ dao động quá trình cháy đến mức nước bao hơi.+ Ảnh hưởng thực tế từ biến động áp lực / lưu lượng hơi Turbine.+ Phân tích, đánh giá nguyên nhân gây mất ổn định mức nước bao hơi.1

Thực hiện Quyết định của Tập đoàn, Bộ phận thực hiện của Ban đã phối hợp với Nhà máy Phả Lại 2 triển khai các nội dung đề tài theo đúng các nội dung đã được phê duyệt. Cụ thể các công việc chính đã thực hiện:+ Phân tích hệ thống điều khiển mức nước bao hơi tại NMNĐ PL2+ Mô tả toán học bao hơi theo các phương trình cân bằng.+ Lấy các đặc tuyến cơ cấu chấp hành bằng các thí nghiệm tại hiện trường.+ Biến đổi Laplace các mô tả toán học tìm được.+ Lập các chương trình mô hình bao hơi, các cơ cấu thừa hành và toàn bộ hệ điều khiển mức nước bao hơi bằng phần mềm MATLAB-SIMULINK.+ Dựa trên mô hình, đánh giá chất lượng hệ thống, phân tích, tính toán tham số ổn định tối ưu ở các chế độ tính, động và mất bơm cấp.+ Thử điều chỉnh trên hệ thôhg thực tại nhà máy bằng tham số tối ưu tìm được. .+ Lập báo cáo, đánh giá kết quả đề tài và kiến nghị các biện pháp nâng cao ổn định mức nước bao hơi tại nhà máy.Trong thời gian thực hiện đề tài, do chưa hết thời gian bảo hành, Nhà thầu Sumitomo của Dự án NMNĐ Phả Lại 2 tiến hành hiệu chỉnh, xử lý các tồn tại trước khi nghiệm thu cuối cùng Nhà máy năm 2006. Do vậy, tuy có nhiều cố gắng nhưng đề tài hoàn thành chậm hơn so với dự kiến. Các khó khăn trong việc mô tả toán học và lập chương trình mô phỏng hệ thống cũng là một trong các nguyên nhân chậm trễ của đề tài.B, KẾT QUẢ NGHIÊN cứu CHÍNH

I, Phân tích hệ thống điều khiển mức nước bao hơi NMNĐ PL2:1.1 Phân tích cấu trúc vật lý hệ thống: Trên cơ sở hệ thống thực tế, đề tài đã xác định cấu trúc vật lý của hệ thống mức nước bao hơi như Hình 1.

Hình 1: Cấu hình chung của hệ thống nước bao hơi NMNĐ Phả Lại 2Để có cơ sở phân tích hệ thống, đề tài đã nêu chi tiết cấu trúc, đặc tính lò hơi, nhiên liệu đốt, bao hơi, các đường ống cấp nước, van cấp nước, bơm cấp nước1.2 , Phân tích hệ thống điều khiển mức nước bao hơi:- Đề tài đã phân tích tổng quan hệ thống DCS điều khiển mức nước bao hơi.- Để có thể phân tích cấu trúc hệ điều khiển, đề tài đã nghiên cứu các nguyên điều khiển mức nước: Điều khiển 1, 2 và 3 phần tử; Điều khiển phản hồi dương lưu lượng nước cấp như Hình2.2

Hình 2: Điều khiển mức nước kiểu (a) 1 và (b) 3 phần tử - Điều khiển bù hiện tượng sôi bồng-co rút mức nước- Dựa trên cấu hình trúc điều khiển hệ cấp nước tại nhà máy; Dựa trên các mguyên lý điều khiển đã xét, đề tài tiến hành phân tích và tổng hợp hệ điều khiển dước dạng sơ đồ khối như Hình 3, theo đó hệ điều khiển mức nước bao gồm hai vòng điều khiển chính: Vòng trong điều khiển lưu lượng nước bằng cách điều khiển độ mở của van nước cấp với bộ điều khiển PI; Vòng ngoài điều khiển mức nước với bộ điều khiển PI mức nước. Ngoài ra, để hạn chế hiện tượng sôi bồng mức nước, tín hiệu phản hồi dương áp lực hơi được đưa vào đầu vào vòng điều khiển lưu lượng.Ghi chú: Hệ điều khiển chênh áp bơm cấp và Turbin-máy phát không thuộc phạm vi

đề tài

Hình 3, Sơ đổ khối hệ điều khiển mức nước bao hơiIII, Phân tích tình hình thực tế tại NMNĐ PL2- Đề tài đã thôhg kê các sự cố dẫn đến ngừng khối trong thời gian 02 năm; Phân loại sự cố theo nguyên nhân trực tiếp từ thiết bị (trục trặc trên phần cứng hệ đo lường- điều khiển, hỏng hóc đầu đo và thiết bị điều khiển cơ cấu chấp hành ...) và gián tiếp bản thân hệ thống DCS Đề tài rút ra kết luận sự cố ngừng khối do sự cố do dao động hê thống, đặc biệt là vòng điều khiển chân không buồng đốt và mức nước bao hơi, chiếm 26,1% (18 lần trong 2

3

năm vận hành ). Đây là khiếm khuyết lớn của DCS cần khắc phục để đảm bảo khả năng làm việc tin cậy, lâu dài, kinh tế của toàn Nhà máy.- Thí nghiệm xác định tình hình thực tế dao động mức nước bao hơi ở chế độ tĩnh và chế độ tăng công suất nhà máy như Hình 4 bằng cách tăng công suât từ 200 MW lên 300 MW ở chế độ áp lực không đổi.với tốc độ 1,5 MW / phút. Lưu lựợng nước đựợc điều khiển thay đổi từ 170 kg / s lên 240 kg/s .Kết quả nhận được cho thấy quá điểu chỉnh lưu lượng nước hơi là 5kg (=8%). Lưu lượng nước tăng tương ứng từ 150 kg / s lên 230 kg/s . Độ mở van 1 khoảng 56 - 70 %, van2 khoảng 40 - 55 % với dao động 2,5%.Dao động mức nước bao hơi hệ thống ± 50 mm trong toàn bộ quá trình thực nghiệm.Sau khi đạt ổn định ở 300 MW khoảng 2 giờ, điều khiển giảm tải về 200 MW.Lưu lượngVị trí van ->Mức nước

.90 taoG 1900

* ÍM »Mt» A xa t"• ECONOMIZE* INFLOW

Hình 4: Thí nghiệm tăng - giảm tải thực tế- Trên cơ sở các kết quả nhận được, Đề tài đánh giá các khiếm khuyết cần khắc phục của hệ đo lường- điều khiển:Chất lượng các vòng điều khiển mức nước bao hơi và chân không buổng đốt còn thấp, chưa đạt yêu cầu. ( Mức nước bao hơi dao động trung bình là ± 50 mm ỏ chế độ làm việc ổn định so với yêu cầu là nhỏ hơn ± 10mm. ở chế độ quá độ, mức nước bao hơi là ±150mm so với yêu cầu là nhỏ hơn ± 50mm. Dao động áp lực buồng đốt lớn hơn ±10mmWG).Đề tài đánh giá các khiếm khuyết trên hệ DCS ( các vòng điều khiển chính chưa thoả mãn điều khiển tối ưu hệ thống ) sẽ làm giảm tuổi thọ thiết bị nhà máy, đặc biệt là các phần tử chuyển động liên tục như các van, tấm chắn v.v... hoặc các phần tử chịu ứng suất nhiệt cao như các ống dẫn hơi quá nhiệt v.v... Cụ thể qua khảo sát tại hiện trường, số lần tác động của các van cấp nước và tấm chắn gió cấp 2 là từ 15 đến 20 lần / phút so với tiêu chuẩn chung là 6-8 lần / phút.Đối vói chế độ vận hành khi có sự cố mất một bơm nước cấp, hệ thống điều khiền chưa có khả năng duy trì tổ máy vận hành ở mức tải cho phép của bơm cấp còn lại.Đề tài kiến nghị cần khắc phục các tồn tại trên để đảm bảo tổ máy vận hành an toàn, tiết kiệm theo yêu cầu.3, Mô tả toán học bao hơi:3.1, Các phương trình mô tả hệ thống:Hình 5 thể hiện cấu trúc vật lý lò hơi.

I

Hình 5, Cấu trúc vật lý lò hơiCoi đầu vào của hệ thống là lưu lượng nhiệt truyền vào các ống lên Q, lưu lượng nước cấp <7 / ’ lượng hơi Ợ và ễiả thiết đầu ra của hệ thống là áp lực bao hơi p, mức nước bao hơi 1, ta có thể viết các phương trình toán học mô tả bao hơi như sau:

Hình 5, Mô hình tổng quá lò hơi

o ________ h ________fe. nQ *qf ____„

______► 1<ỉ, ------- k

Để viết phương trình, ký hiệu:+ Tham số chính: V là thể tích ( m3), p là mật độ xác định ( kg/m3), u là năng lượng trong , h là enthalpy xác định, T là nhiệt độ ( 0 C) và q là lưu lượng khối lượng (kg/s).+ Ký hiệu phụ : s, w, f và m là hơi, nước, nước cấp và kim loại.+ Ký hiệu phụ đối với cụm thiết bị: ký hiệu phân loại t là tổng hệ thống, d là bao hơi, r là các ống lên.+ Tham số phụ: tổng khối lượng của các ống và bao hơi là ỴỴit ( kg), và sức nóng xác định của kim loại là Cp.Từ đó ta có:- Phương trình cân bằng của tổng khối lượng:d/dt[psVst + pwVwt] = qf - qs (1)- Phương trình cân bằng tổng năng lượng :d/dt[pshsVst + pwhwVwt - pVt + mtCpTm ] = Q + qfhf- qshs (2)- Phương trình cân bằng của khối lượng ống lên:ịt(psã'vVr +pw^-~ã^v^qdc-qr (3)- Phương trình cân bằng năng lượng ống lên:

Ỵt (ps hs av vr + hw 0 - a.,) Vr~PVr + mr Cp ts) = Q+qdc hw - (ar hc + hw) qr (4)Trong đó av: Hệ số hơi trung bình ống lên; qdc: Lưu lượng nước ống xuống; qr: Lưu lượng nước ống lên; Vr: Tổng thể tích ống lên.av= —í 1 - 7—-'n í 1 + T—Pw ... r

pw~ps I (pw-pjar I (pw-p,)ajj

(5)- Phương trình cân bằng động lượng dòng tuần hoàn vòng lên-xuống:

= pwAdc(pw-p)ãvV rg W- Phương trình cân bằng khối lượng của hơi nước dưới mức nước trong bao hơi:(jj^PsVsd) arqr qsd qcd '(8)Trong đó qdc là lưu lượng ngưng tụ - Phương trình mức nước: 5

I

Ị _ V wd V sd

Adlw^ I s (9)

3.2, Biến đổi về phương trình trạng thái:Do phần lớn phần mềm kích thích hiện nay đòi hỏi hệ phương trình trạng thái nên chúng ta cần chuyển hệ hệ phương trình đại số trên về dạng hệ phương trình trạng thái.- Chọn các biến trạng tháiCác biến trạng thái có thể được chọn bằng nhiều cách khác nhau. Cách truyền thống là chọn biến trạng thái là các biến thể hiện được bản chất vật lý, mô tả sự tích luỹ khối lượng, năng lượng và động năng. Sự tích luỹ của nước được thể hiện bởi tổng thể tích nước Vwt. Tổng năng lượng được thể hiện bởi áp lực bao hơi p, sự phân bố của hơi và nước thể hiện bởi tỷ lệ hơi trong các ống lên (ỵr và thể tích hơi trong bao hơi ysd.- Biến đổi các phương trình nêu trên, ta nhận được hệ phương trình trạng thái:‘’’I ~v2'+e22 -7- - Q+<Ịfhf -Qíh'21 dỉ 22 dĩ f f 1 ■

dp . da,. _ ,

et! Ề+elí ỉụ .ỂỊrt _ Vllì42 đĩ 4- dt 44 dt ĩđ Ịd h' fTrong đó el 1 ... e44 là các hệ số phi tuyến ell.. ,e44

eii = Pw ~Pỉ0 — V I Ị/ ^p í

12 w dp i! dpẠ1 = “ pjh

í 1. dp„ , _ dp,.. dp. . _ dp. 'I „ . dt.eĩi =ỈZ.rf + A” +)Z« + n,'CPhZ\ dp dp ) 1 dp dp J p dp

Í . dhK . „ >. dp ) i dp. dh.e52 = A.+arht (1 - a, )Vr +i(i-ai)hi-^-+p1-^- IS V

\ dp dp J V dp dp J

+ (A + ( A- - pt X 3“- - dpAs = ((l-a,.)A +arpv)hcVr^-

da,.dp 1 ( 3/?

e42 - +T~ +dp hc dp

rr+wrc r dp

dhv „ . Z-.

Kd +nidcp-^- dp r dpàp„+ a,.(l + p)Vr (l-ay)-^- + (A -pw)~^-

V dp dp dpe45=ar(l + /?)(A-AjFr|^

dar

#44 =P;

6

- Phương trình (25) có => cấu trúc tam giác với các biến trạng thái có thể nhóm lại như sau:Ở dây, các biến phía trong của mỗi ngoặc đơn có thể được tính toán độc lập. Mô hình do vậy có thể coi như một mô hình nối tiếp bậc hai, ba và 4. Mô hình bậc hai mô tả áp lực và tống thể tích nước trong hệ thống dựa vào các phương trình là cân bằng tổng năng lượng và khối lượng. Mô hình bậc 3 thể hiện động học của hơi trong các ống lên thông qua hệ số hơi ar và mô hình bậc 4 thể hiện tích luỹ của hoi trong nước bằng thể tích hơi dưới nước bao hơi. - Cuối cùng, mức nước bao hơi được xác định đơn giản bằng phương trình đại số:I — V wd_____sd ì _ 1l ~ . I w I s

A d

3, Mô hình hoá bao hơi bằng chương trình mô phỏng MATLAB - SIMULINK3.1, Xác định các hệ số phương trình trạng thái: Để giải được hệ phương trình trạng thái mô tả bao hơi, cần phải xác định các hệ số el 1 ... e44 theo các bước sau:Bước 1: Xác định các tham số hệ thống là thông số vật lý đặc trưng của lò:• Thể tích bao hơi y d,• Thể tích ống lên y r,• Thể tích ống xuống y dc,• Diện tích bao hơi Ád ’ tại mức ưước định mức,• Tổng khối lượng kim loại mt,• Tổng khối lượng ống lên ,Bước 2: Dùng các bảng hơi để tính toán gần đúng hs’hw’P ’dp /dp, õ p /õp,õ hs/õp,d hw/dp,ts,õ ts/dp tại áp lực bão hoà p. Đề tài nghiên cứu này đã sử dụng hàm bậc hai để thể hiện bảng hơi nước trên toàn bộ dải làm việc thực tế. Điều này đã làm công việc tính toán của đạo hàm riêng với đối số là áp lực p trở nên đặc biệt đơn giản do vì chúng trở thành các quan hệ tuyến tính. Một phương pháp chính xác hơn là sử dụng các bảng look-up nhưng thời gian tính toán dài hơn rất nhiều. Đạo hàm riêng của phần thể tích vói đối số là áp lực và khối lượng cũng được tính toán gần đúng theo bảng hơi bão hoà để tính các hệ số £>■■.■ t-ịịĐề tài đã sử dụng hàm polyfit của chương trình Matlab để tính gần đúng bang hơi bằng hàm bậc 2 với sai số chấp nhân được như trên hình 7.

7

I

(a) Quan hệ mât độ hơi ps, nước pw theo áp lực pTheo bảng hơi bão hoà, — Theo quan hệ gần đúng bậc hai

(b) Quan hệ enthalpy hơi hs, nước hs theo áp lực p—Theo bảng hơi bão hoà, — Theo quan hệ gần đúng bậc haiHình 7, Tính gần đúng bảng hơi bằng hàm bậc 2.3.2, Biến đổi Laplace của hệ phương trình toán học mô tả bao hơi.Để có thể mô phỏng bao hoi bằng chương trình MATLAB - Simulink, cần phải biến đổi hệ phương trình toán học mô tả bao hoi (25) về trường toán tử Laplace. Nhờ phép biến đổi Laplace, ta có hệ phương trình đại số mô tả bao hơi trong trường toán tử Laplace:ellVwt s + el2 p s = qf-qse21Vwt s + e22 p s = Q + qfhf - qshs (34)e32 p s + e33 ar s = Q - ar hc qdce42 p s + e43 ar s + e44 Vsd s= qct + qfTrong đó s là toán tử Laplace3.3, Mô hình bao hơi trên chương trình MATLAB-Simulink:Nhờ các các hệ phương trình, các phép tính và biến đổi Laplace nêu trên, ta hoàn toàn có thể mô hình hoá bao hơi trên trên chương trình MATLAB-Simulink bằng cách phối hợp các hàm S-Function với các blocks lập trình sẵn của MATLAB-Simulink.8

Để thuận tiện trong phân tích và tăng tốc độ xử lý, chương trình mô phỏng được cấu trúc thành bốn lớp, lớp ngoài thực hiện các chức năng độc lập và kế thừa các kết quả tính toán của các lớp trongTrên hình 8 thể hiện lớp ngoài cung, mô hình chung của bao hơi; Hình 9 thể hiện lớp mô hình con dước chương trình chính theo cấu trúc phương trình trạng thái: Chương trình con thứ nhất mô tả áp lực và tổng thể tích nước trong hệ thống tạo mô hình bậc 2; Chương trình con thứ hai mô tả hệ số hơi ar theo áp lực và tổng thể tích nước tạo mô hình bậc 3 và chương trình con thứ ba tính toán thể tích hơi dưới nước bao hơitạo mô hình bậc 4. Hình 10 thể hiện một trong các chương trình con lớp thứ 2 mô tả quan hệ áp lực và thể tích nước theo phương trình cân băng khối lượng và năng lượng. Các chương trình lớp 2 còn lại được lập tương tự.Chương trình con lớp thứ ba để tính các hệ số ell...e44. Lớp thứ tư, lớp trong cùng được viết trên hàm s Function của MATLAB - Simulink để tuyến tính hoá bảng hơi bão hoà

Hình 8, Mô hình chung của bao hơi

De tai khoa hoc20D5 ■ Ban KTND • EVNHình 9, Các chương trình con dưới chương trình chính

9

Hình 10, Chương trình con lớp 2 tính p, Vwt4, Mô hình hoá cơ cấu thừa hành và hệ điều khiển4.1, Mô hình hoá cơ cấu thừa hành:- Mô tả toán học: Khác với bao hơi, đề tài sử dụng phương pháp thí nghiệm lấy đặc tuyến để xác định phương trình mô tả cơ cấu thừa hành. Trên Hình 11 thể hiện kết quả thí nghiệm láy mẫu van cấp nước.Nếu coi van cấp nước là hàm bậc 1, có thể xác định hằng số thòi gian (Thời gian đáp ứng thay đổi đến 0.9 giá trị đặt) là X = 0.2 s. Hệ số ơ của hàm bậc 1 sẽ là ơ = 1/ T. Ta có : Aa(t)= exp(-ơt).As(t)

Hình 11, Thí nghiệm đặc tuyến van cấp nước. Khi chuyển sang trường toán tử Laplace, ta có:Aa(s)= [l/(s+ơ)] As(s)Sử dụng chương trình MATLAB, xét khe hở van, tốc độ van, tính phi tuyến của van ta có mô hình van cấp nước như hình 12

10

Hình 14, Mô hình hệ điều khiển lưu lượng hơi chính - Tổng hợp mô hình điều khiển mức nước bao hơi:Da tai khoa hoc Ban KTNỮ - EVN 2005

Hình 28, Mô hình hệ thống điều khiển mức nước bao hoiDựa trên sơ đồ điều khiển mức nước bao hơi của Nhà máy nhiệt điện Phả Lại 2 đã được đề tài phân tích, dựa trên mô hình hoá bao hơi và mô hình cơ cấu chấp hành có thể lập mô hình toàn bô hệ thống điều khiển mức nước bao hơi trên trên chương trình mô phỏng MABLAB - Simulink như hình 15.Mô hình thể hiện hoàn toàn chính xác hệ thống điều khiển mức mức nước bao hơi theo đúng cấu trúc điều khiển đã được thiết kế, lắp đặt cho NMNĐ Phả Lại 25, Phân tích hệ thống điều khiển mức nước bao hơi NMNĐ Phả Lại 2 và đề

xuất phương pháp tăng cường ổn định5.1, Đánh giá phản ứng của Bao hơi khi không điều khiển:;Sử dụng mô hình bao hơi với kích thích đầu vào là bước nhẩy 10 kg/s lưu lượng nhiệt lượng, lưu lượng hơi nước và lưu lượng nước cấp, ta nhận được kết quả tóm tắt như Hình 16.

12

Hình 16, Phản ứng mức nước bao hơi và áp lực hơi khi thay đổi lưu lượng nhiệt lượng, lưu lượng hơi vàlưu lượng nước'cấp.Có thể nhận thấy ảnh hưởng của hiện tượng sôi bồng và co rút mức nước là rất rõ ràng(s) Đề tài đã tiến hành phân tích nguyên nhân cho từng trường hợp.Đề tài cũng đã sử dụng mô hình bao hơi và các kích thích để phân tích phản ứng thể tích nước và hơi, phân bố hoi trong hệ thống v.v...Một cách tương tự, người dùng có thể phân tích phản ứng của các tham số khác nếu cần thiết.5.2, Phân tích và biện pháp ổn định mức nước ỏ chế độ tĩnh.Sử dụng mô hình điều khiển toàn hệ thống như đã trình bầy, áp dụng các tham số các bộ điều khiển sử dụng NMNĐ Phả Lại, nhận được phản ứng của lo khi tăng công suất bằng phương pháp điều khiển lưu lượng hơi vói áp lực không đổi như Hình 17. ở chế độ tĩnh, đao động mức nước A1 = ± 40 mm; Số lần tác động của van nước cấp 4-6 lần/phút.13

I

Hình 16, Dao động mức nước thực tếĐặt một bước nhẩy lưu lượng nhiệt lượng 10 kg/s ta có phản ứng của mức nước như Hình 18a với biên độ dao động của mức nước là +28 / - 40 mm; ảnh hưởng của sôi bồng mức nước là 10 mm.Để giảm thời gian ổn định, giảm biên độ, có hai biện pháp cơ bản: tăng tốc độ van cấp nước và tính toán tối ưu tham số điều khiển các bộ PI.Sau khi tăng tốc độ van cấp và tính toán tối ưu tham số các bộ điều khiển PI theo phương pháp Biên - Pha ta nhận được Bộ PI (w) : K= 0.1; 1=120 ; Bộ PI(qf): K=0.05; I = 0.4 và phản ứng mức nước như Hình 18b, theo đó dao động mức nước giảm +14 / -30 mm; ảnh hưởng của sôi bồng mức nước không đổi là 10 mm.

14

Hình 18a, Phản ứng thực tế mức nước hệ kín với bước nhẩy nhiệt lượng +10 kg/s

Hình 18b, Phản ứng mức nước hệ kín với bước nhẩy nhiệt lượng +10 kg/s theo tham số điều khiển tối ưu.Áp dụng các kết quả trên cho mô hình thực tế của hệ thống, ta nhận được kết quả như Hình 19

15

1DO

1OO .. " ~ '.. ..--- ... . ...... . . .. --ĩĩ- .. ........ ------------- --- -- ----------—

Điều khiển theo nhiễu nhiệt Lưu lượng nước (kg/s)____ _lượng Q theo tham số tôi ưu

! .............. —--- .--—- <—---■ ... ...... ' . ...-... —........—■. ‘ . .....'... — - — : < I4t) _ Độ mở van cấp 1&2 (%) -■—V 'yVvv' y/v Mức nước (mm)

■4OO 500 1OOO 1500Tliời £ỉỉaii ís>Hình 19, Dao động mức nước với tham số tối ưu.

Từ đó có thể rút ra nhận xét• Khi chưa thay đổi tham số điều khiển, dao động mức nước đạt ± 40 mm• Khi giảm thời gian tăng tốc của van nước cấp, dao động mức nước đạt ± 38 mm• Với tham số điều khiển tối ưu các bộ điều khiển lưu lượng nước cấp và mức nước bao hơi, dao động mức nước đạt ± 30 mm• ảnh hưởng của sôi bồng và co rút mức nước +10 mm / - 8 mm là không lớn so với ảnh hưởng do bản thân lò, bao hoi và hệ thống điều khiển mức nước• Số lần tác động của van nước cấp từ 4-6 lần/phút giảm còn 3-5 lần/phút• Dao động mức nước bao hơi ở chế độ tĩnh không thể nhỏ hơn ± 30 mm. Với kết cấu lò hơi và bao hơi hiện tại, việc giảm dao động nêu trên chỉ có thể thực hiện được bằng cách chọn, thay thế van điều khiển nước cấp tác động nhanh, đạt 100% góc mở van nhỏ hơn 20 s.5.3, Phân tích tham số hệ thống ở chế độ động và biện pháp ổn định:Một cách tương tự như chế độ tĩnh, ta có phản ứng mức nước ở chế dộ động sau khi tối ưu hoá tham số hệ điều khiển như Hình 20Tương tự ở chế độ tĩnh, có thể kết luận dao động mức nước bao hơi ở chế độ không nhiễu không thể nhỏ hơn ± 30 mm, với nhiễu không nhỏ hơn ± 60 mm . Với kết cấu lò hơi và bao hơi hiện tại, việc giảm dao động nêu trên chỉ có thể thực hiện được bằng cách chọn, thay thế van điều khiển nước cấp có thố gian đạt 100 % góc mở nhỏ hơn 20 s.16

Hình 20, Phản ứng hệ thống khi tăng công suất ở chế độ áp lực không đổi với tham số điều khiển tối ưu5.4, Phản ứng mức nước khi mất 01 bơm cấp:

Hình 21, Phản ứng mức nước khi mất bơm cấp số 1 có xét nhiễu nhiệt lượng1OO

SOĐiểm cân bằng lưu lượng nước cấp và hoi 80 s

-50

-1OO

Mức nước giảm do mất cân bằng nước cấp và hơi

□

Trễ do đăc tính lò300 400 500

Mức nước bao hơi

Lưu lượng hợi Vqs (kg/s)\_________ _ ......... ...................Lưu lượng nước cấp Vqf (kg/s))

Ngưỡng dừng sự cốMất bơm nước cấp số 1

SOO 700 800 900 1OOOThời ffian (s)Hình 22, Phản ứng mức nước khi mất bơm cấp số 1 không xét nhiễu nhiệt lượngTừ Hình 22, ta có thể phân tích diễn biến mức nước bao hơi như sau:17

- Tại thời điểm mất bơm cấp số 1, lưu lượng nước giảm đột ngột 40 kg/s. Mức nước tăng 30 mm do hiện tượng sôi bồng, sau đó bắt đàu giảm nhanh do mất cân bằng lưu lượng hơi và lưu lượng nước.- Để bù lưu lượng nước còn thiếu, van cấp nước số mở nhanh; Lưu lượng nước do vậy tăng dần. Tuy nhiên do lưu lượng nước vẫn nhỏ hơn lưu lượng hơi nên mức nước tiếp tục giảm. - Sau khi lưu lượng nước và hơi đạt cân bằng, mức nước vẫn giảm trong khoảng thời gian 25s do đặc tính trễ của hệ thống sau đó bắt đầu tăng dần.- Cũng do bởi đặc tính trễ của hệ thông, lưu lượng nước tồn tại quá điều chỉnh như trên Hình 22, sau đó giảm dần và đạt ổn định ở mức cân bằng với lưu lượng hơi.Trong trường hợp thực tế nêu trên, mức nước đạt cực tiểu tại - 115 mm, nhỏ hơn ngưỡng bảo vệ mức nước thấp của hệ thống dẫn đến các liên động bảo vệ làm việc để dừng toàn bộ nhà máy. Khả năng duy trì công suất không thực hiện được. Nói cách khác, thử nghiệm mất một bơm cấp (Run Back Test) không thành công.1DD

Điểm nước I

so

50

1OO

Lưu lượng hơiNgưỡng dừng sự cố

Mức nước bao hơi

Lưu lượng nước cấp Vqf (kg/s))-o

-1SO

Mất bơm nước cấp số 1

Giảm Công suất (giảm hơi qs)t I . I. . . . ................................................ .....o 1QO 200 300 400 600 600 700 SOO 900 1000

Th. gjan (s)Hình 23, Giảm dao động mức nước khi mất bơm cấp bằng cách giảm lưu lượng hơiĐể giảm dao động mức nước khi mất bom cấp, về nguyên tắc cần rút ngắn thời gian cân bằng lưu lượng nước / hơi tính từ thời điểm mất bơm. Đề tài xét hai phương pháp cơ bản sau:1. Nhanh chóng giảm lưu lượng hơi ngay sau khi mất bơm cấp ở mọi công suất như Hình 23. Khi đó, điểm cân bằng giảm xuống còn 55 s; Mức nước thấp đạt -80mmTuy nhiên, do vì công suất phát không thể giảm nhanh. Do vậy lưu lượng hơi nước không thể giảm nhanh như mong muốn. Với tốc độ giảm tối đa 3MW/phút như thuẹc tế tại NMNĐ Phả Lại 2, thời gian đạt cân bằng lưu lượng hơi / nước giảm không nhiều dẫn đến dao động mức nước tuy giảm nhưng vẫn đạt giá trị bão vệ mức nước thấp.2, Ngoài phưong pháp nêu trên, đề tài mô phỏng phản ứng mức nước khi lựa chọn van cấp có thời gian tác động nhanh đạt 100 % góc mở 10 - 20 s. Khi đó, thời gian đạt cân bằng lưu lượng hơi / nước đạt 45s; Dao động mức nước khi mất bơm cấp do vây đạt - 65 mm như Hình 24; Khi xét đến nhiễu nhiệt lượng ta có Hình 25

18

1OOĐiểm cân bằng lưu lượng nước cấp và hoi 45 s Mức nước bao hơi

50

-5D

1ODNgưỡng dừng sự cố

Lưu lượng hơi Vqs (kg/s)Lưu lượng nước cấp Vqf (kg/s))

o

1 50 1 —t' I------ 1—□ 1OO 200 3110

Mất bơm nước cấp số 1

Tặng tốc độ phản ứng bơm 2

400 500 soo 700 SOO soo 1 oooTtiêi gian (s)Hình 24, Dao động mức nước khi mất bơm cấp với bơm tác động nhanh

Hình 25, Dao động mức nước khi mất bơm cấp với bơm tác động nhanh có xét nhiễu nhiệt lượngQua mô phỏng hệ thống như trên, có thể rút ra một số nhận xét ở chế độ mất bơm cấp:• Đối với hệ thống hiện hữu tại NMNĐ Phả Lại, dao động mức nước bao hơi khi mất một bơm cấp là lớn hơn giá trị bảo vệ mức nước thấp. Chế độ thử nghiệm sa thải một bơm cấp (Run Back Test) do vậy khó thực hiện được.• ảnh hưởng sôi bồng mức nước ± 30 mm là không lớn so với ảnh hưởng bản thân kết cấu hệ thống. Hơn thế, đây la ảnh hưởng dương (Tăng mức nước bao hơi khi mất bơm cấp) nên không thể là nguyên nhân tác động xấu đến chế đọ sa thải bơm cấp.• Để khắc phục nhược điểm trên, có thể xét sử dụng bơm cấp với thời gian tăng tốc đến định mức 5 -10 s, kết hợp phản hồi dưong sai lệch lưu lượng hơi cho vòng điêu khiển mức nước.

19

KẾT LUẬNĐề tài đã bám sát, thực hiện các nội dung theo yêu cầu, cụ thể:- Nghiên cứu hệ thống điều khiển mức nước bao hơi N/M ĐPL2 nhờ DCS- Mô hình hoá hệ thống bao gồm mô tả toán học bao hơi; Mô hình hoá bao hơi; Thí nghiệm lấy đặc tuyến và mô tả cơ cấu thừa hành.- Phân tích tham số điều khiển mức nước bao hơi tại PL2 theo p.pháp tối ưu tần số biên pha- Xác định ảnh hưởng từ dao động quá trình cháy và lưu lượng, áp lực hơi chính.- Phân tích và đề xuất các biện pháp ổn định hoá mức nước bao hơi ở chế độ tĩnh, chế độ động (tăng giảm tải) và chế độ sa thải 01 bơm nước cấp.Đề tài rút ra các kết luân chính như sau:1, Đối với mô hình hoá hệ thống:• Có thể mô tả toán học toàn bộ bao hơi của lò hơi bằng các phương trình cân bằng khối lượng, cân bằng năng lượng, phân bố hơi tại các ống truyền nhiệt và các phương trình đại số liên quan.• Có thể sử dụng chương trình mô phỏng MATLAB để mô hình hoá bao hơi cũng như toàn bộ hệ điều khiển bao hơi.• Các cơ cấu chấp hành được mô tả bằng phương pháp lấy đặc tuyến cho kết quả với sai số chấp nhận được.2, Các ứng dụng đối với mô hình bao hơi và hệ điều khiển bao hơi:• Đánh giá về vật lý hệ thống lò hơi như năng lượng tích trữ trong kim loại, nước và hơi nước ở áp lực, nhiệt độ danh định tại các điều kiện phát công suất khác nhau v.v...• Cóthể phân tích, xác định tham só tối ưu hệ điều khiển bao hơi; Từ đó đưa ra các cấu trúc điều khiển, các phương án lựa chọn thiết bị phù hợp với yêu cầu hệ thống.3, Đối với bao hơi và hệ điều khiển bao hơi tại NMNĐ PL:• Ở chế độ tĩnh, với tham số điều khiển tối ưu các bộ điều khiển lưu lượng nước cấp và mức nước bao hơi, dao động mức nước đạt ± 30 mm; ảnh hưởng của sôi bồng và co rút mức nước +10 mm / - 8 mm là không lớn so với ảnh hưởng do cấu trúc bản thân lò, bao hơi và hệ thống điều khiển mức nước; Số lần tác động của van nước cấp 3-5 lần/phútVới kết cấu lò hơi và bao hơi hiện tại, việc giảm dao động dưới ± 30 mm có thể thực hiện được bằng cách chọn, thay thế van điều khiển nước cấp có thời gian tăng tốc dến góc mơ 100% nhỏ hơn 20 s.• Ở chế độ tăng giảm tải, với tham số điều khiển tối ưu các bộ điều khiển lưu lượng nước cấp và mức nước bao hoi, dao động mức nước ở chế độ động không nhỏ hơn ± 60 mm khi có ảnh hưởng của nhiễu nhiệt lượng; ảnh hưởng của sôi bồng và co rút mức nước + 10 mm / - 8 mm là không lớn so với ảnh hưởng do cấu trúc bản thân lò, bao hơi và hệ thống điều khiển mức nướcTương tự ở chế độ tĩnh, với kết cấu lò hơi và bao hơi hiện tại, việc giảm dao động nêu trên có thể thực hiện được bằng cách chọn, thay thế van điều khiển nước cấp có thời gian tăng tốc dêh góc mở 100% nhỏ hơn 20 s• Ở chế độ mất 01 bơm nước cấp, dao động mức nước bao hơn lớn hơn giá trị bảo vệ mức nước thấp. Chế độ thử nghiệm sa thải một bơm cấp (Run Back Test) do vậy khó thực hiện được. Để khắc phục nhược điểm trên, có thể xét sử dụng bơm cấp vói thời tăng tốc dến góc mở 100% nhỏ hơn 20 s , kết hợp phản hồi dưong sai lệch lưu lượng hơi cho vòng điêu khiển mức nướcBên cạnh các kết quả đạt được nêu trên, trong ứng dụng thực tiễn cần hoàn thiện và lưu ý một số nội dung sau: 20

- Trường hợp có nguồn kinh phí có thể mua, sử dụng chương trình mô phỏng chuyên dùng MODELICA, OMALA hoặc có thể mô phỏng trực tiếp bằng OSMIM.- Do vì hệ thống mô phỏng Simulator TECHCOM tại NMNĐ Phả Lại hoạt động chưa chính xác nên việc kiểm nghiệm toàn diện các tính toán chưa thực hiện được. Đối với các đơn vị có hệ thống SIMULATOR tương tự, cần kiểm tra, hiệu chỉnh các thông số đã tính toán. Tuy có một số điểm chưa hoàn thiện nêu trên, đề tài đã hoàn thành và có ý nghĩa trong ứng dụng thực tế đối với các đơn vị chuẩn bị trang bị lò hơi cũng như các đơn vị đang vận hành NMNĐ trong quá trình phân tích, lựa chọn tối ưu hệ thống cũng như duy tu, bảo dưỡng, thay thế thiết bị khi cần thiết.(Sản phẩm đề tài:

- Thuyết minh và kết quả của đề tài.- 03 đĩa các chương trình tính và mô phỏng hệ thống)

Chủ nhiệm đề tàiĐăng trung Nam TiếnThạc sỹ Công nghệ Năng lượng và Điều khiển, Tập đoàn điện lực Việt NamEmail: Tiendtn@evn.com.vn

21

MỞ ĐẦU

Trong nhà máy nhiệt điện than vói lò hơi kiểu tuần hoàn tự nhiên, sự dao động quá lớn của mức nưác bao hơi có thể làm tăng ứng suất nhiệt gây hư hỏng ống lò, tăng độ ẩm của hơi làm giảm hiệu suất và gây ăn mòn, hư hỏng Turbin, hạn chế chu trình tuần hoàn nhiệt và quá trình xử lý hoá chất của nước, giảm tuổi thọ các cơ cấu chấp hành do phải làm việc quá mức cần thiết v.v... Đặc biệt, sự mất ổn định mức nước ảnh hưởng nghiêm trọng đến chế độ vận hành tăng giảm tải, khả năng sa thải nhanh phụ tải ( run back) cũng như khả năng vận hành nhà máy ở tải thấp.

Đóng vai trò quan trọng trong vận hành kinh tế nhà máy nhiệt điện than, nhưng để ổn định hoá mức nước bao hơi nhờ hệ thống DCS là nhiệm vụ hết sức khó khăn do vì:

• Hệ thống cấp nước mang đầy đủ các đặc thù chung của nhà máy nhiệt điện than. Đó là đặc tính phi tuyến của thiết bị, tham số hệ thống thay đổi theo phụ tải, quan hệ ràng buộc đa biến và tính hỗn tạp của hệ thống ( nhiệt, cơ khí, thủy khí, hoá chất...) v.v...

• Điều khiển mức nước bao hơi đặc biệt khó khăn cũng do đặc thù riêng của nước bao hơi. Đó là hiện tượng sôi bồng ( swell ) và co rút ( shrink) của mức nước, gây sự tăng giảm giả về mức, tạo tín hiệu lệch pha với yêu cầu thực tế. Hiện tượng sôi bồng và co rút mức nước bao hơi tuy chỉ là tạm thời trong thời gian ngắn nhưng thường diễn ra ở quá trình tăng, giảm hoặc sa thải nhanh phụ tải nên mức nước dễ vượt qua giá trị tới hạn, gây ngừng toàn khối lò máy, ảnh hưởng lớn đến kế hoạch sản xuất.

Tại Nhà máy điện Phả Lại 2, khoảng dao động mức nước bao hoi theo thiết kế cho phép là ± 10 mm ( so với mức + 0 tương đối) ở chế độ vận hành ổn định và ± 50 mm ở chế độ động (tăng giảm nhanh phụ tải, sa thải phụ tải...). Tuy nhiên, dao động mức nước hiện nay tại Nhà máy tương ứng là ± 50 mm và ± 150 mm dẫn đến nhiều lần sự cố ngừng lò, gây tốn kém chi phí khởi động lại và tổn thất lớn điện năng. Nguyên nhân do vì đây là lần đầu tiên các kết quả nghiên cứu của thế giới về điều khiển nhà máy nhiệt điện bằng hệ thống DCS mới được áp dụng cho than Antracite Việt nam. Các yếu tố ảnh hưởng từ điều kiện thực tế đến các đặc tính điếu chỉnh của từng phần tử trên toàn hệ thống khi sử dụng than Antracite Việt nam chưa được nghiên cứu và rút kinh nghiệm đầy đủ khiến Nhà thầu quốc tế gặp khó khăn trong việc điều khiển ổn định mức nước bao hơi tại Nhà máy.

Nhiệm vụ đặt ra cho các cán bộ kỹ thuật của ta ngay từ bây giờ là phải nghiên cứu nguyên nhân và biện pháp điều khiển ổn định hoá mức nước bao hơi tại Nhà máy, đảm bảo hệ thống làm việc an toàn với độ ổn định cao nhất.

Trong thời gian tới, để đáp ứng nhu cầu điện ngày càng tăng của thị trường, nhiều nhà máy, trung tâm nhiệt điện than mới sẽ được xây dựng theo công nghệ,

1

thiết bị hiện đại như Hải Phòng (1200MW), Ưông Bí mở rộng 1, 2 (600 MW), Quảng Ninh (1200 MW), Mông Dương 1 (1200 MW), Nghi Sơn 1 (1200 MW), Vĩnh Tân (1000 MW) Duyên Hải (1000 MW) V.V.. Phần lớn các nhà máy nêu trên đều sử dụng lò hơi kiểu tuần hoàn tự nhiên có bao hơi điều khiển bằng hệ thống điều khiển phân tán DCS. Do vậy, kết quả nghiên cứu cũng có thể được tiếp tục sử dụng trong việc lựa chọn thiết bị, vận hành và bảo dưỡng hệ thống DCS cho các Trung tâm , nhà máy nhiệt điện than sau này.

Với các mục tiêu nêu trên, được sự chấp thuận củạ Tập đoàn Điện lực Việt Nam (Trước kia là Tổng công ty Điện lực Việt Nam), Ban Kỹ thuật nguồn điện của Tập đoàn đã phối hợp với Công ty cổ phần nhiệt điện Phả Lại thực hiện đề tài “Nghiên cứu nguyên nhân và đề xuất biên pháp điều khiển ổn định hoá mức nước bao hơi Nhà máy nhiệt điện Phả Lại 2”. Để tài được biên chế như sau:

Mở đầu

Chương 1: Nghiên cứu hệ thống điều khiển mức nước bao hơi N/M

ĐPL2:

+ Các thông số và đặc tính cơ bản của lò hơi+ Hê thống điều khiển mức nước bao hơi NMNĐ PL2 : Phân tích hệ DCS

điều khiển mức nước bao hơi Nhà máy điện Phả lại 2. Phân tích kỹ thuật điều khiển mức nước bao hơi Nhà máy điện Phả lại 2: Điều khiển phối hợp các van nước cấp và tốc độ bơm, điều khiển bù hiện tượng sôi bồng và co rút mức nước, điều khiển theo biến đổi nhanh của phụ tải.

4- Phân tích tình trạng hiện tại mức nước bao hơi. Thống kê và đánh giá sự cố do dao động mức nước bao hơi Nhà máy.

+ Thí nghiệm xác định hiện trạng dao đông mức nước bao hơi tại Nhà máyChương 2: Mô tả toán học bao hơi.

+ Phương trình cân bằng khối lượng và năng lượng.+ Phương trình phân bố hơi, nước.+ Phương trình phân bố hơi dưới mức nước trong bao hơi+ Phương trình mức nước bao hơi.+ Tổng hợp hệ phương trình mô tả bao hơi.+ Biến đổi về hệ phương trình trạng tháiChương3: Biến đổi Laplace và Mô hình hoá bao hơi bằng chương trình

mô phỏng MATLAB-SIMULINK

+ Tính toán các thông số vật lý nhà máy.+ Phương trình tuyến tính hoá bảng hơi.+ Biến đổi Laplace hệ phương trình mô tả bao hơi.+ Lập các chương trình con hệ thống bằng MATLAB - SIMULINK.+ Mô hình hóa toàn hệ thống 2

Chương 4: Mô hình hoá cơ cấu thừa hành và hệ điều khiển.

+ Thí nghiệm đặc tuyến và mô hình hoá van nước cấp.+ Thí nghiệm đặc tuyến và mô hình hoá bơm nước cấp.+ Các chương trình con hệ thống điều khiển nhiên liệu, lưu lượng hơi và lưu

lượng nước cấp bằng MATLAB - SIMULINK+ Mô hình hóa toàn hệ thống điều khiển mức nước bao hơiChương 5: Tính toán và phàn tích nguyên nhân gây mất ổn định mức

nước bao hơi Nhà máy điện Phả lại 2; Đề xuất các biện pháp ổn định hoá

mức nước bao hoi tại Nhà máy PL2:

+ Phản ứng của thông số bao hơi với kích thích đầu vào là nhiệt lượng, lưu lượng nước và lưu lượng hơi

+ Xác định ảnh hưởng thực tế từ dao động quá trình cháy đến mức nước bao hơi.

4 - Phân tích và đề xuất ổn định hoá mức nước ở chế độ tĩnh.+ Phân tích và đề xuất ổn định hoá mức nước ở chế độ động (tăng giảm tải).+ Phân tích và đề xuất ổn định hoá mức nước ở chế độ mất bơm nước cấp.Kết luận

Đề tài trân trọng cám ơn NMNĐ Phả Lại, Trường ĐHBK Hà nội, Công ty tư vấn PROVECTA (Australia) và các đơn vị trong và ngoài EVN đã nhiệt tình kết hợp, giúp đỡ để đề tài hoàn thành tớt mục tiêu đề ra .

Chủ nhiệm đề tàiĐặng trung Nam TiếnThạc sỹ Công nghệ Năng lượng và Điều khiển, Tập đoàn điện lực Việt NamEmail: Tiendtn@evn.com.vn

3

CÁC CHỮVIẾT TẮT

+ qf : Lưu lượng nước cấp (kg/s)4- qs : Lưu lượng hơi (kg/s)4- qdc: Lưu lượng nước ống xuống (kg/s)+ 1 : mức nước bao hơi (mm)+ lw : Mức nước bao hơi theo thể tích nước (mm)+ Is : Mức nước bao hoi theo thể tích hoi (mm)+ Q : Lưu lượng nhiệt lượng (kg/s)+ p : áp lực hoi (Bar)+ ps : Mật độ hơi (kg/m3)+ pw : Mật độ nước (kg/m3+ hs : Entanpy hơi (kJ/kg).+ hw : Entanpy nước bao hơi (kJ/kg).+ hf : Entanpy nước cấp (kJ/kg)+ aVtb: Hệ số trung bình hơi nước.+ ar : Hệ số hơi nước ống lên+ Vwt: Thể tích nước (m3)4 - Vs : Thể tích hơi (m3)4 - Vd : Thể tích bao hơi (m3).+ Vdc: Thể tích các ống xuống (m3).+ Vr : Thể tích các ống lên (m3)+ Vr : Thể tích các ống lên (m3)+ Vt : Thể tích toàn phần (m3)+ Ad : Diện tích bề mặt nước bao hơi (m2)+ Adc: Tổng diện tích bề mặt ống xuống (m2)+ mt : Tổng khối lượng kim loại ống lên, xuống và bao hơi (kg)+ mr : Khối lượng kim loại các ống lên (kg)+ md : Khối lượng bao hơi (kg)4- k : Hệ số ma sát của các vòng lên - xuống4- J'd, .Thời gian tồn tại của hơi trong bao hơi (s)

4

CHƯƠNG 1: NGHIÊN cúư HỆ THỐNG ĐIỂU KHIỂN MỨC NƯỚC

BAO HƠI NMNĐ ĐPL2:

ỉ, Các thông số và đặc tính cơ bản của lò hơi.

1, Tổng quan hệ thống mức nước bao hơi:

Cấu hình chung hệ thống mức nước bao hơi của tổ máy nhà máy nhiệt điện Phả Lại 2 thể hiện trên hình 1.

Hình 1: Cấu hình chung của hệ thống nước bao hơi NMNĐ Phả Lại 2- Lò hơi:Lò hơi Nhà máy điện Phả Lại 2 thuộc loại lò 1 bao hơi, tuần hoàn tự nhiên,

thông gió cân bằng, quá nhiệt trung gian 1 cấp và áp lực dưới tới hạn, phù hợp cho việc lắp đặt ngoài tròi. Lò hơi được thiết kế để đốt than bột với hệ thống phun than trực tiếp (không có kho than bột trung gian và các máy cấp than bột).

- Nhiện liệu:Nhiên liệu chính là than antraxite từ 5 mỏ than khác nhau được trộn lẫn

theo tỷ lệ nhữ sau : Than Cẩm Phả + Hòn Gai là 40%, Than mạo Khê + Tràng Bạch là 40% và Than Vàng Danh là 20%. Bình thường khi đặt than theo thiết kế, Lò hơi có khả năng giảm tới 60% phụ tải cực đại của lò hơi mà không cần phải kèm dầu.

I

Bảng ỉ :Đặc tính kỹ thuật của Lò hơi ở phụ tải cực đại và định mức theo thiết kế

TT Chi tiêu thiết kếĐơn vị Trị số

BMCR RO1 Lưu lượng hơi quá nhiệt tỉh 921,76 875,572 Áp lực bao hơi kgkm2 189,4 187,53 Nhiệt độ bao hơi °C 360 3594 Áp lực hơi quá nhiệt kgkm2 174,6 174,15 Nhiệt độ hơi quá nhiệt °C 541 5416 Lưu lượng hơi quá nhiệt trung gian t/h 814,86 776,97 Áp lục hơi vào bộ quá nhiệt trung gian kgìcm2 44,81 42,818 Nhiệt độ hơi vào bộ quá nhiệt trung gian °C 348,1 344,19 Áp lực hơi ra bộ quá nhiệt trung gian kg/cm2 42,71 40,7110 Nhiệt độ hơi ra bộ quá nhiệt trung gian °C 541 54111 Áp lực nước cấp vào bộ hâm kgỉcm2 192,8 190,712 Nhiệt độ nước cấp vào bộ hâm °C 262 25913 Nhiệt độ nước cấp ra bộ hâm °C 291 28814 Tiêu hao nhiên liệu kg/h 131,119 125,25715 Tỏng các tổn thất % 11,63 11,516 Hiệu suất lò % 88,37 88,5

Dầu F0 được sử dụng để khởi động lò, ổn định khi cháy kém và hỗ trợ khi ngừng lò bình thường. Các loại dầu FO có thể sử dụng được là dầu số 4, sô' 5, số 6 theo quy định phân cấp của ASTM. Khi chỉ đốt dầu, có thể nâng công suất Lò hơi tói 30% phụ tải cực đại.

- Buồng đốt:Buồng đốt được cấu tạo từ các giàn ống sinh hơi. Các ống sinh hơi được hàn

với nhau bằng các thanh thép dẹt dọc theo 2 bên vách ống tạo thành các giàn ống kín. Các giàn ống sinh hơi tường trước và tường sau ở giữa tạo thành vai lò, phía dưới tạo thành các phễu tro lạnh. Phía trên buồng đốt, các giàn ống sinh hơi tường sau tạo thành phần lồi khí động. Trên bề mặt ống sinh hơi vùng rộng của buồng đốt từ dưới vai lò tới trên phễu lạnh được gắn gạch chịu nhiệt tạo thành vùng vai đốt bảo vệ bề mặt ống.

Để ổn định tuần hoàn, các giàn ống sinh hơi được chia thành 20 vòng tuần hoàn nhỏ. Từ bao hơi, nước theo 4 đường ống nước xuống, phân chia đi vào 20 ống góp dưới trước khi vào các giàn ống sinh hơi. Hỗn hợp hơi nước bốc lên từ các giàn ống sinh hơi từ tường 2 bên lò tập trung vào các ống góp trên tường trước và từ các giàn ống sinh hơi tường sau tập trung vào các ống góp trên tường

6

sau của Lò. Từ các ống góp này, hỗn hợp hơi nước đi vào bao hơi bằng 50 đường ống lên.

Theo chiều ra đường khói, phía trên buồng đốt và trên đường khói nằm ngang bố trí lần lướt các bộ quá nhiệt cấp 2, bộ quá nhiệt cuối và phần sau của bộ qua nhiệt trung gian. Phần đường khói đi xuôhg được chia thành 2 đường trước và sau. Chúng được phân cách bởi giàn ống phân cách đầu vào bộ quá nhiệt cấp 1. Đường trước đặt phần đầu bộ quá nhiệt trung gian, đường sau đặt bộ quá nhiệt cấp 1. Lưu lượng khói đi vào 2 đường này có thể điều chỉnh được nhờ các tấm chắn điện-thủy lực trên đường khói ra sau bộ hâm.

Phía dưới bộ quá nhiệt trung gian và bộ quá nhiệt cấp I là bộ hâm. Bộ hâm thuộc loại chưa sôi, có cánh tản nhiệt và chia thành 2 phần. Một phần đặt dưới bộ quá nhiệt trung gian còn phần kia đặt dưới bộ quá nhiệt cấp 1. Ra khỏi bộ hâm, dòng khói chia đều thành 2 đường đi vào 2 bộ sấy không khí kiểu quay, hồi nhiệt.

- Bao hơi:• Bao hơi loại không phân ngăn, đường kính trong 1830 mm, chiều dài

phần song song 14100 mm và chiều dày trung bình 180 mm, chiều dày phần chỏm câu 165mm. Mức nước trung bình trong bao hơi cao hơn so với đường trục hình học bao hơi là 51 mm.

• Bao hơi áp dụng phân ly hơi dạng cyclone. Trong bao hơi lắp đặt 98 bộ phân ly hơi dạng cyclone thành 3 hàng, 1 hàng phía trước và 2 hàng phía sau (Hình 2). Hỗn hợp hơi nước từ các đường ống lên đi vào các cyclone, tại đây nước được phân ly xuống dưới vào khoang nước, hơi được phân ly lên trên vào khoang hơi của bao hơi và bốc hơi theo các đường hơi bão hoà sang bộ quá nhiệt.

Saturated steam pipes

Drum blowdown DowncomersHình 2 : Mặt cắt bao hơi.7

- Thiết bị khác:Hệ thống nghiền than cho một Lò hơi gồm 4 máy nghiền bi, loại 2 đầu kép,

sấy và vận chuyển than bột bằng gió nóng cấp 1. Năng suất của máy nghiền đảm bảo đủ than bột cho Lò hơi vân hành ở phụ tải cực đại, liên tục, kể cả trong trường hợp chỉ ba máy nghiền làm việc.

Mỗi Lò hơi được trang bị hai bộ sấy kiểu quay hổi nhiệt, 2 bộ sấy không khí dùng hơi, hai quạt gió chính, hai quạt gió cấp 1 và hai quạt khói. Chúng được bố trí theo sơ đồ hệ thống làm việc song song. Mỗi thiết bị có công suất làm việc tối thiểu 50% công suất của hệ thống.

Sau các quạt khói, mỗi Lò hơi được lắp đặt một hệ thống khử lưu huỳnh (SO2) trong khói thoát (Hệ thống FGD). Hệ thống FGD có nhiệm vụ làm giảm hàm lượng SO2 trong khói xuống < 500 mg/m3 trước khi thải ra môi trường. Một đường khói đi tắt qua hệ thống FGD có khả năng cho đi tắt 100% lượng khói thoát ra từ lò hơi để đảm bảo cho lò hơi vẫn vận hành bình thường khi hộ thống FGD không làm việc.

2, Thông số kỹ thuật các thiết bị chính bao hoi và hệ thống cấp nước

bao hơi:

2.1, Bao hoi

- Áp lực tính toán của V A- -r - - -------bao hơi: 207 kglcm2 (g).

- Áp lực thử thủy lực bao hơi: 310 kglcm2 (g).

- Nhiệt độ thiết kế bao hơi : 367,4 Oc. L=14,l m

- Mức nước làm việcbình thường của ban hơi (NWL): 51 mm trên đường tâm của bao hơi.

- Điểm đặt báo động mức nước cao : 1OO mm trên NWL.- Điểm đặt báo động mức nước rất cao : 200 mm trên NWL.- Điểm đặt báo động mức nước thấp : 100 mm dưới NWL.- Điểm đặt cắt mức nước thấp : 300 mm dưới NWL.- Độ chênh mức nước ban hơi được báo trước lớn nhất khi tải thay đổi (10

% tải giảm theo cấp): ± 1OO mm.- Áp lực vân hành bao hơi tại 1OO % BMCR : 189,4 kg/cm2 (g).- Chiều dài phần song song của vỏ : 14100 mm.- Đường kính trong : 1830 mm.- Độ dày phần vỏ phần song song nhỏ nhất sau khi gia công : 180 mm.- Độ dày của phần hình cầu (2 đầu) nhở nhất sau khi gia công : 165 mm.

- Vật liệu : ASTM A320B.2.2, Các đường ống chính nối tới bao hơi (Bảng 2)Tên Số lượng Đường kính ngoài (mm)

Độ dày (mm) Chiều dài (mm) Vật liệuĐường ống nước xuống 4 406,4 39 43378 ASTM A106CĐường ống nước lên 50 168,3 18 50230 ASTM A106CĐường ống hơi bão hoà 12 168,3 18 ASTM A106C

2.3, Van điều khiển lưu lượng nước cấp:

- Loại van (Actuator Type): IQM16FA14Z- Tốc độ định mức: 36 V òng/ph út- Momen cực đại (Max Torque Setting): 120 Lbf/Ẹt- Enclosure: 6 WT- Lubricant: SAE80 EP- Công suất định mức (Motor Rating): 1,45 HP- Nominal: 2,2 Ape- Công tắc chỉ thị (Indication Contacts): 5A - 250V AC 30 VDCĐể thay đổi thời gian tốc độ đóng/mở van, van điềù khiển được cung cấp bộ

điều khiển tốc độ động cơ, cho phép điều chỉnh thời gian mở van từ 0 - 100 % dải từ 20-100S.

Ngoài ra, để dừng chính xác, động cơ được trang bị phanh hãm điện tử, cho phép điều chỉnh thời gian phanh động cơ từ tốc độ định mức trong dải 2-6 s

2.4, Bơm nước cấp

+ Bơm cấp chính- Lưu lượng bơm cấp : G = 525 m3/h- Độ chênh cột áp H = 2327,3 m- Áp suất đầu hút: 16,39 Bar- Nhiệt độ đầu hút: 170°C- Áp suất đầu đẩy bơm cấp: p = 221,35 Bar- Hiệu suất bơm: 82%- Số tầng cánh: 5

9

- Tốc độ bơm bình thường: 5.535 vòng /phút+ Bơm tăng áp là bơm li tâm 1 tầng cánh:- Lưu lượng: 525 m3/h- Áp suất đầu đẩy: 17,05 Bar- Áp suất đầu hút: 10 Bar- Độ chênh cột áp: 80 m- Hiệu suất: 79,4%- Tốc độ bơm: 1491 v/p+ Động cơ kéo bơm là động cơ 3 pha kiểu lồng sóc- Điện áp: 6,6 kv- Công suất: 4500 kw- Dòng định mức: 450A- Tốc độ quay: 1491 v/pn, HỆ THỐNG ĐIỂU KHIỂN MỨC NƯỚC BAO HƠI N/M ĐPL 2

1, Hệ thống điều khiển phàn tán DCS tại Nhà máy điện PL 2

HIS: Trạm giao diện người máyLFCS: FCS dạng chuánSFCS: FCS dạng thỏa thuận

. Bô chuyển đổi busACB21: Tú rnở/ông vào ra I/OV net: Bus điểũ knienEthernet: Mạng LAN thông tin

Hình 3: Cấu hình chung hệ thống điều khiển NMNĐ PL2

10

NMNĐ PL2 sử dụng hệ thống điều khiển DCS của Hãng YOKOGAWA (Nhật Bản) với các thông số đặc ưưng sau:

+ Cấu hình chung (Hình 3): Bao gồm các thiết bị điều khiển LFCS ACB21 cho các cụm chức năng thiết bị lò hơi, mạng điều khiển dạng kép có dự phòng V net, các trạm vân hành HIS và trạm giám sát toàn hệ thống thông qua mạng truyền thông Ethernet

4 - Chu kỳ làm việc cực tiểu của DC s và khả năng điều khiển mức nước bao hơi: 200 micro second.

2, Nguyên lý hệ thống điều khiển mức nước bao hơi:

Các chức năng chính của hệ thống điều khiển mức nước bao hơi:• Điều chỉnh được giá trị đặt của mức nước.• Điều khiển bù hiện tượng sồi bổng và co rút mức nước.• Điều khiển ổn định mức nước ở cả chế độ tính và động.• Điều khiển bằng tay van nước cấp.• Chỉ thị được mức nước và lưu lượng hơi, lưu lượng nước cấp.• Chỉ thị vị trí van cấp nước.• Giám sát, cảnh báo mức nước.2 .1, Điều khiển phối hợp vị trí van nước cấp và lưu lượng nước cấp:Để điều khiển mức nước bao hơi, có thể sử dụng van điều khiển nước cấp và

tín hiệu đo lường mức nước bao hơi như Hình 5 (Điều khiển kiểu một phần tử). Tín hiệu mức nước được đo lường bằng bộ đo lường LT, so sánh với giá trị đặt A. Sai lệch mức nước được đưa vào bộ điều khiển PI để xác định giá trị điều khiển van cấp FVC. mức nước

Hình 5: Điều khiển mức nước kiểu một phần tử11

Đối với tải thay đổi nhanh trong phạm vi rộng thì việc ổn định mức nước là hết sức khó khăn khi sử dụng kiểu điều khiển một phần tử như trên.

Để khắc phục nhược điểm trên, có thể phối hợp điều khiển vị trí van cấp và lưu lượng nức cấp như Hình 6 (Điều khiển hai phần tử) với hai vòng điều khiển nối tiếp, vòng trong là vòng điều khiển lưu lượng, vòng ngoài điều khiển mức nước thông qua điều khiển vị trí van cấp FVCMức nước Lưu lượng nước

Hình 6: Điều khiển mức nước kiểu hai phần tử - Điều khiển phối họp mức nươc và lưu lượng nước

2 .2, Điều khiển bù hiện tượng sôi bồng và co rút mức nước:Về bản chất, hiện tượng sôi bổng và co rút mức nước liên quan chặt chẽ đến

sự biến đông của tải, có nghĩa là sự biến động của lưu lượng nước và hơi. Do vậy, để bù hiện tượng này, có thể bổ sung tín hiệu phảri hồi dương lưu lượng hơi cho vòng điều khiển lưu lượng nước cấp đối với kiểu điều khiển hai phần tử như Hình 7 (Điều khiển ba phần tử)

Khi có yêu cầu tăng phụ tải, lượng nhiệt cấp cho lò tăng khiến bọt hơi dưới mức nước trong bao hơi tăng làm tăng giả tạo mức nước bao hơi (Hiện tượng sối bổng). Vòng điều khiển mức nước do vậy sẽ điều khiển giảm lưu lượng nước cấp làm lượng nước thực tế trong bao hơi giảm. Tín hiệu phản hồi dương lưu lượng hơi, ngược lại, điều khiển lưu lượng tiếp tục tăng do ví hoàn toàn không bị phụ thuộc vào hiện tượng sôi bồng. Với phương pháp điều khiển như vậy, ảnh hưởng hiện tượng sôi bổng được hạn chế đáng kể.12

Mức nước Lưu lượng hơi Lưu lượng nước

Hình 7: Điều khiển mức nước kiểu 3 phần tử - Điều khiển bù hiên tượng sôi bồng-co rút mức nưóc

Đối với hiện tượng co rút mức nước khi giảm phụ tải, hiện tượng diễn ra tương tự theo hướng ngược lại.

2 .3, Điều khiển chênh áp van cấp:Trong thực tế có sự chênh lệch áp lực trước và sau van nước cấp. Do vì lưu

lượng nước cấp hoàn toàn phụ thuộc vào vị trí van cấp và chênh áp van cấp nên khi tải biến động, chênh lệch áp lực thay đổi khiến lưu lượng nước cấp thay đổi khiến hệ thống dễ mất ổn định.

Để bù hiện tượng này, hệ điều khiển tại NMNĐ PL2 bố trí vòng điều khiển độc lập để điều khiển ổn định chênh áp van cấp nước bằng cách điều khiển tốc độ bơm cấp nước thông qua van điều khiển thuỷ lực để đảm bảo tác động nhanh cho hệ thống này như Hình 8.

Nước cấp

Hình 8, Điều khiển bù chênh áp van cấp

13

I

3. Tổng hợp hệ điều khiển mức nước NMNĐ PL2: (Phụ lục 5)Hệ điều khiển mức nước thực tế tại NMNĐ Phả Lại áp dụng đầy đủ các

nguyên lý điều khiển nêu trên với đặc thù vòng điều khiển lưu lượng nước sử dụng 02 bơm và van cấp độc lập. Cụ thể:

+ Bản vẽ 1, số 1001: Vòng điều khiển mức nước+ Bản vẽ 2, số 1002: Vòngđiều khiển lưu lượng+ Bản vẽ 3, số 1003, Điều khiển chêch áp lực van cấp+ Bản vẽ 1, số 1009: Điều khiển công suất tổ máyPhân tích hệ điều khiển tại NMNĐ PL2, có thể biểu diễn dưới dạng sơ đồ

khối như Hình 9 cho 01 hệ bơm - van nước cấp.

DPM đ.khiển lưu lưựag

DP

thiết bi & bio hoi

MW1

Tram miner lưu lượng

Md. khiển mức nước

Bien dà i mod (ilidtng/hK)

MỊuỌjUú»iụ4 : lưuluọagt f:twtecfa<: toộ ẻ: Ip lue beo ixti, Pin : íp lựt »*o tutbinl mtk auttc b»o hoi DP. chtnhipvinctfp ộ: Nhiệt luọãg ttrlõ.

Q

Tram miner do m&

PI d.klitiu ip lut hot

M đ khtèa lưu lượng

Bio hoi

MWPi

Van điêu chình

Tram miner lưu lưựog

ri4

p

Hình 9, Sơ đồ khối hệ điều khiển mức nước bao hoiTheo đúng nguyên tắc điều khiển ba phần tử, hệ điều khiển mức nước bao

gồm hai vòng điều khiển chính: Vòng trong điều khiển lưu lượng nước bằng cách điều khiển độ mở của van nước cấp với bộ điều khiển PI; Vòng ngoài điếu khiển mức nước với bộ điều khiển PI mức nước. Ngoài ra, để hạn chế hiện tượng sôi bổng mức nước, tín hiệu phản hồi dương áp lực hơi được đưa vào đầu vào vòng điều khiển lưu lượng.

Để đơn giản cho phân tích hệ thống, đề tài tiến hành mô hình hoá bao hơi và hệ điều khiển mức nước. Hệ điều khiển chênh áp bơm cấp và Turbin-máy phát không thuộc phạm vi đề tài

14

ra, TÌNH HÌNH THỰC TÊ

1, Các sự cố dẫn đến ngừng khối trong thời gian vận hành từ 1/2003

đến 2/2005 (Bảng 3):

1.1, Tổng hợp và phân loại sự cố theo nguyên nhân trực tiếp'. (Theo báo cáo của Nhà máy tháng 2/2005 với tổng số lần ngừng khối 5 là 39 lần và khối 6 là 31 lần)

Từ Bảng3, tổng hợp - phân loại sự cố theo nguyên nhân trực tiếp, có thể nhận thấy sự cố trên hệ đo lường- điều khiển trực tiếp gây ngừng khối chiếm 27,6 %, trong đó cơ bản là hỏng hóc đầu đo và thiết bị điều khiển cơ cấu chấp hành như cánh động quạt khói, van bypass ... ( 18,9 %). Nguyên nhân trực tiếp từ chương trình điều khiển của DCS là không nhiều (8,7%).

1.2, Tổng hợp và phân loại sự cố theo nguyên nhân gián tiếp từ DCS:Để đánh giá ảnh hưởng của các chất lượng các vòng điều chỉnh của DCS

dẫn đến gián tiếp ngừng khối, Bảng 4 tổng hợp và phân loại sự cố liên quan đến hệ điều khiển DCS. Từ Bảng 4 có thể nhận thấy:

• DCS ngừng khối theo kế hoạch để sửa chữa, thày thế thiết bị cơ nhiệt bị hỏng và chủ động ngừng khối theo thiết kế do có sự cố thiết bị cơ nhiệt chiếm phần lớn các sự cố ( 55,2%).

• Ngừng khối do sự cố thiết bị cơ nhiệt hoặc thí nghiệm hiệu chỉnh nhà máy, đặc biệt là vòng điều khiển chân không buồng đốt và mức nước bao hơi, nhưng DCS không duy trì được khối theo yêu cầu thiết kế chiếm 26,1% (18 lần trong 2 năm vân hành ). Đây là khiếm khuyết lớn của DCS cần khắc phục để đảm bảo khả năng làm việc tin cậy, lâu dài, kinh tế của toàn Nhà máy.

Bảng 3, Tổng hợp sự cố chung - phân loại theo các nguyên nhân trực tiếp:

15

tt Phân loại sự cố theo nguyên nhân trực tiếp Khối 5 Khối 6 Cả hai khốisl % sl % sl %1 Hỏng thiết bị cơ nhiệt (Bục ống, xì đường dầu, hỏng gioăng...) 16 42,1 8 25,8 24 34,82 Chủ động ngừng khối do khách quan ( thí nghiệm, sự cố lưới, thay thiết bị..) 8 21,1 9 29 17 24,63 Thiết bị đo lường -điều khiển (phần cứng)

6 15,8 7 22,5 13 18,9

4 Khiếm khuyết thiết bị cơ nhiệt (Rung gối trục Turbin, quạt khói) 4 10,5 5' 16,1 9 13,4

5 DCS (phần điều khiển ổn định áp lực buồng lửa và mức nước) 4 10,5 2 6,4 6 8,7Cộng 38 100 31 100 69 100

Bảng 4: Tổng hợp và phân loại sự cố liên quan đến hệ điều khiển DCS

Tt Phân loại sự cố Khôi 5 Khôi 6 Cả hai khốisl % sl % sl %1 Ngừng khối do chủ động theo kế hoạch để sửa chữa, thay thế thiết bị cơ nhiệt bị hỏng 15 39,5 11 35,5 26 37,72 DCS chủ động ngừng khối theo thiết kế do có sự cố thiết bị nhà máy 8 21,1 11 35,5 19 27,53 Ngừng khối do sự cố thiết bị cơ nhiệt hoặc thí nghiệm hiệu chỉnh nhà máy nhưng DCS không duy trì được khối theo yêu cầu TK 11 28,9 i 7 22,6 18 26,14 Ngừng khối trực tiếp do DCS làm việc chưa đạt yêu cầu (phần chương trình điều khiển ổn định áp lực buồng lửa và mức nước)

4 10,5 2 6,4 6 8,7

Cộng 38 100 31 100 69 100

16

1

Lưu lượng

VỊ trí van

Mức nước

2, Thí nghiệm xác định tình trạng thực tế tại của Nhà máy:

Hình 9: Biểu đồ thí nghiệm xác định tình trạng thực tế tại nhà máy.Biểu đồ trên Hình 9 nhận được khi tăng công suất từ 200 MW lên 300

MW ở chế độ áp lực không đổi.với tốc độ 1,5 MW / phút. Lưu lượng nước đựợc điều khiển thay đổi từ 170 kg / s lên 240 kg/s .

Kết quả nhận được cho thấy quá điều chỉnh lưu lượng nước hơi là 5kg (=8%). Lưu lượng nước tăng tương ứng từ 150 kg / s lên 230 kg/s . Độ mở van nước cấp sô 1 khoảng 56 - 70 %, van 2 khoảng 40 - 55 % với dao động 2,5%.

Sau khi đạt ổn định ở 300 MW khoảng 2 giờ, điều khiển giảm tải về 200 MW.

Dao động mức nước bao hơi hệ thống ± 50 mm trong toàn bộ quá trình thực nghiệm.

Để phục vụ quá trình phân tích, so sánh hệ thống, đề tài đã tiến hành nhiều thực nghiệm khác nhau như tại Phụ lục 3.

3, Các khiếm khuyết cần khắc phục của hệ đo lường- điều khiển:Chất lượng các vòng điều khiển mức nước bao hơi và chân không buồng đốt

chưa đạt yêu cầu. (Mức nước bao hơi dao động trung bình là ± 50 mm ở chế độ làm việc ổn định so với yêu cầu là nhỏ hơn ± 10mm. Ở chế độ quá độ, mức nước bao hơi là ±150mm so với yêu cầu là nhỏ hơn ± 50mm. Dao động áp lực buồng đốt lớn hơn ±10mmWG).

Các khiếm khuyết trên hệ DCS ( các vòng điều khiển chính chưa thoả mãn điều khiển tối ưu hệ thống ) sẽ làm giảm tuổi thọ thiết bị nhà máy, đặc biệt là

I

các phần tử chuyển động liên tục như các van, tấm chắn v.v... hoặc các phần tử chịu ứng suất nhiệt cao như các ống dẫn hơi quá nhiệt v.v... Cụ thể qua khảo sát tại hiện trường, số lần tác động của các van cấp nước và tấm chắn gió cấp 2 là từ 15 đến 20 lần / phút so với tiêu chuẩn chung là 6-8 lần / phút.

Đối với chế độ vận hành khi có sự cố mất một bơm nước cấp, hệ thống điều khiển chưa có khả năng duy trì tổ máy vận hành ở mức tải cho phép của bơm cấp còn lại. Đây là một tổn tại cần khắc phục để đảm bảo tổ máy vận hành an toàn, tiết kiệm theo yêu cầu.

18

CHƯƠNG 2: MÔ TẢ TOÁN HỌC BAO HƠI

I. Giới thiệu:

Chương 2 trình bầy mô tả toán học bao hơi cho hệ phương trình phi tuyến của hệ thống. Hệ phương trình phi tuyến của hệ thống được xây dựng với mức độ phức tạp vừa phải, đủ thể hiện thuộc tính động học chính của hệ thống trên toàn dải vân hành. Nói cách khác, hệ phương trình phi tuyến của hệ thống được xây dựng dựa trên bản chất vật lý với một số lượng không nhiều các tham số, trong đó phần lớn các tham số này đều có thể nhận được từ nhà cấp thiết bị và xây lắp hệ thống. Tuy nhiên, chương này cũng sử dung một vài tính toán đặc biệt để mô tả một vài thuộc tính động học mức nước .bao hơi, đặc biệt là hiện tượng sôi bồng và co rút mức nước. i

II, Mô tả toán học áp lực bao hơi:

Hình 12, Sơ đồ đơn giản hệ thống ìò hơi.Sơ đồ đơn giản hệ thống lò hơi được thể hiện trên hình 12. Trong đó:+ Q: nhiệt lượng cung cấp nhiệt cho các ống lên của lò.+ q/: lượng nước cấp đến bao hơi+ q.< lượng hơi bão hòa từ bao hơi đi đến bộ quá nhiệt và turbin.Trong thực tế, hệ thống lò hơi phức tạp hơn nhiều so với hệ thống trình bầy

ở hình 12. Hệ thống thực tế có cấu trúc hình học rất phức tạp vói rất nhiều ống lên - xuống. Dòng chảy ra từ ống lên sẽ đi qua bộ phận phân ly để tách hơi ra khỏi nước v.v... như đã trình bầy ở chưong 1. Mặc dù vây, thực tế chứng tỏ rằng thuộc tính tổng quát của nó vẫn có thể nhân được nhờ phân tích toán học các phương trình cân bằng tổng năng lượng và khối lượng của toàn hệ thống.

Một thuộc tính mang tính quyết định trong việc lặp mô phỏng hệ thống là năng lượng tích trữ trong hơi và nước được giải phóng ra hoặc hấp thụ vào rất nhanh khi áp lực thay đổi. Sự giải phóng nhanh của năng lượng đảm bảo rằng các phần khác nhau của lò thay đổi nhiệt độ như nhau. Nói cách khác, có thể coi tất cả các phần tử của hệ thống tiếp xúc với hỗn hợp nước - hơi bão hoà luôn thăng bằng về nhiệt. Do đó, ảnh hưởng của sự phân tán thiết bị có thể bỏ qua và động học của hệ thống có thể nhận được bằng mô hình bậc thấp, thậm chí là bậc 1, rất thuận tiện trong việc mô tả toán học và lập mô hìríh.

19

I

Coi đầu vào của hệ thống là lưu lượng nhiệt truyền vào các ống lên Q, lưu lượng nước cấp q^., lưu lượng hơi qs và giả thiết đầu ra của hệ thống là áp lực bao hơi p, mức nước bao hơi 1 (Hình 13)

fA ------------------------------- k Dboiler r

b * drum ------------ ► 1q.s ------►

Hình 13, Mô hình tổng quát hệ thống lò hơiĐể viết phương trình, ký hiệu:+ Tham số chính: V là thể tích ( m3), p là mật độ xác định ( kg/m3), u là

năng lượng trong , h là enthalpy xác định, T là nhiệt độ (0 C) và q là lưu lượng khối lượng (kg/s).

+ Ký hiệu phụ : s, w, f và m là hơi, nước, nước cấp và kim loại.+ Ký hiệu phụ đối với cụm thiết bị: ký hiệu phân loại t là tổng hệ thống, d

là bao hơi, r là các ống lên.+ Tham số phụ: tổng khối lượng của các ống và bao hơi là ( kg), và sức

nóng xác định của kim loại là Cp.1, Phương trình cân bans của tổng khối lương:Ta có:- Khối lượng hơi toàn phần : psVst (kg)- Khối lượng nước toàn phần: pwVwt (kg)- Khối lượng toàn phần của hơi và nước theo lưu lượng: ( qf - qs )t

Từ đó, ta có phương trình cân bằng khối lượng toàn hệ thống:[psVst + pwVwt] =( qf - qs )t

Đạo hàm phương trình trên theo thời gian t, ta có:d/dt[psVst + pwVwt] = qf - qs (1)

2, Phương trình cân bằng tổng năng lương :Tương tự phân tích trên, ta có phương trình cân bằng tổng năng lượng của

hệ thống:psUsVst + pwUwVwt + mtCpTrn = ( Q + qfhf - qshs )t

Trong đó:- Năng lượng toàn phần của hơi: psUsVst

20

I

- Năng lượng toàn phần của nước: pwUwVwt- Năng lượng tích trữ trong hệ kim loại (bao hoi và các ống lên- xuống):

mtCptm- Năng lượng cung cấp vào hệ thống là: Q + qfhf - qshsĐạo hàm phương trình cân bằng năng lượng trên theo t, ta có: J N.iượng

rad/dt[psUsVst + pwUwVwt + rntCpTm ] = Q + qfhf — qshs^ (2)

Nếu chú ý phương trình năng lượng trong là : u = h - p/p

N.lượng vào (3)

Từ (3) và (2) có thể viết lại phương trình cân bằng năng lượng toàn phần:d/dt[pshsVst + pwhwVwt - pVt + mtCpTrn ] = Q + qfhf — qshs (4)

Trong đó Vst và Vwt thể tích toàn phần của hơi và nước. Thể tích tổng của bao hơi, các ống lên và xuống là :

Vt = Vst + Vwt (5)Các phương trình ( 1), (4) và (5) tạo thành hệ 3 phương trình mô tả hệ thống

theo áp lực bao hơi. Viết lại 3 phương trình này, ta có hệ:d/dt[psVst + pwVwt] = qf-qs (1)d/dt[pshsVst + pwhwVwt - pVt + mtCpTm ] = Q + qfhf - qshs (4)V t= Vst+Vwt (5)

Trong đó:+ Biến đầu vào : qf, qs, Q+ Biến đầu ra: p+ Biến trung gian: ps, pw, hs, hw, hf, Vt, Vst, Vw, Tm

Nhiệt độ của kim loại Tm có thể biểu diễn như hàm của áp lực với giả thiết rằng sự biến đổi của Tm phụ thuộc mạnh mẽ vào sự biến đổi nhiệt độ bão hoà của hơi Ts và do vây cũng là sự biến đổi của áp lực p. Khi mô phỏng với mô hình mô tả chi tiết sự biến đổi của nhiệt độ phân bố trên toàn bộ các phần kim loại, có thể thấy rằng nhiệt độ kim loại ở chế độ ổn định là rất gần vói nhiệt độ bão hoà và ở chế độ động thì sự khác biệt cũng là rất nhỏ.

Vế phải của phương trình (4) biểu diễn dòng năng lứợng đưa vào hệ thống từ nhiên liệu và nước và dòng năng lượng đi ra khỏi hệ thống thông qua hơi.

Phương trình (1), (4), (5) kết hợp với bảng hơi bão hoà sẽ cho ra một mô hình bậc 2 của lò hơi. Nói một cách khác, Mô hình bao hơi sẽ là một hệ thống đại số- vi phân.

Có thể nhận thấy hệ phương trình này đã nắm bắt được thuộc tính tổng quát của lò hơi một cách rất tốt. Nó đã mô tả được đáp ứng của áp lực bao hơi biến đổi theo công suất vào, lưu lượng nước và lưu lượng hơi một cách rất tốt. Tuy nhiên, hệ phương trình này có một sự thiếu sót nghiêm trọng. Mặc dù nó đã mô

21

I

I

tả được tổng lượng nước trên hê thống, nó không thể hiện được thuộc tính mức nước bao hơi vì nó không mô tả sự phân bố của hơi và nước ttên hộ thống.

5. Sư phân bô'của hơi nước ở các ống dẫn lên.Để nhận được mô hình mô tả được thuộc tính mức nưởc bao hơi, ta cần

quan tâm đến sự phân bố của nước và hơi trên hệ thống. Sự phân bố nước và hơi trên hệ thống là nguyên nhân gây ra hiộn tượng sôi bồng và co rút mức nước, dẫn đền đặc thuộc tính lệch pha ( non - minimum phase ) của mức nước. Biểu hiện của hiện tượng này là mức nước sẽ tăng lên khi van hoi mở rộng ra do vì áp lực giảm gây nên sự sôi bồng các bọt khí phía dưới mức nước.

Thuộc tính dòng chảy hai pha rất phức tạp và được mô tả bằng các phương trình đạo hàm riêng. Tuy nhiên, có thể dẫn ra các mô hình tham số rút gọn có quan hệ vói nhau một cách đơn giản mà vẫn mô tả được hệ thống gần vớỉ thực tế nhất như sau:

Xét tính chất động học của nước và hơi trong ống thẳng đứng được đốt nóng đẳng nhiệt. Gọi p là mật độ của hỗn hợp nước - hơi~ q là ĩưu lượng khối lượng, A là diện tích cắt ngang của ống, V là thể tích, h là enthalpy xác định và Q là nhiệt cung cấp cho ống. Tất cả các đại lượng được phân bố theo thời gian và như nhau ttên toàn mặt cắt của ống. Sự phân bố về không gian có thể nhận được bằng một trục z và tất cả các hàm sau đó là của biến z và thời gian t.

Hình 14: Phân bố tham số ống nhận nhiệt theo trục Z, t.Sự cân bằng về khối lượng và năng lượng cho một mặt cắt của ống là:

dt õzõph 1 õqh _ Q ~dt~ + ~Ã~ÕZ~ ~

(*a)

(*b)

22

Gọi (Xm là tỷ lệ của hơi trên dòng chảy, /jsvà hw là enthalpy bão hoà của nước và hơi. Nội năng xác định của hỗn hợp hơi và nước là :

h = am hs - 0 - aj hw = hw + am (hs - hw) = hw + am hc (6)Ở trạng thái tĩnh ta có:

= 0 => từ (*a) có ~~ = 0 ( 6*a)õz dtNếu coi h, hc hw là hằng số đối với z thì khi khi: phân tích đạo hàm của

(*b) theo z, chú ý (6*a) và thay h bằng (6) ta nhận được:

= n , ôam = QAdz dz V

Lấy đạo hàm hai vế và biến đổi ta có:

„ QA .ữm qhcvGọi ệ là chiều dài chuẩn hoá của ống lên và (Xr là chất lượng hơi tại đầu ra

của ống lên. Khi đó, tỷ lệ hơi dọc theo ống là :a„(ỉì=a,ỉ OS<£1 (7)

Giả thiết sự sôi bắt đầu tại khoảng cách Xo tò đỉnh ống. Trong trường hợp này, sự phân bố hơi sẽ đặc trưng bằng hai biến (Xr và Xo chứ không chỉ (Xr.

Trong thực tế có sự trượt giữa nước và hơi trong ống lên. Để mô tả vấn đề này cần có mô hình phức tạp hơn rất nhiều. Tuy nhiên, nếu bỏ qua hiện tượng này thì nó cũng không khác nhiều so với thực tế. !

Thể tích và tỷ lệ hơi liên hệ với nhau thông qua (Xv = f (ctm) > trong đó :

/to.)= n ~ (8)

Mô hình đơn giản sử dụng phần khối lượng hơi tuyến tính cho bởi phương trình (7) và phần thể tích hơi cho bởi phương trình (8) mô tả hoàn toàn tốt những gì xảy ra trong một ống lên đặc trưng. Tuy nhiên, Để mô hình hoá mực nước bao hơi, về bản chất cần phải mô tả được tổng lượng hơi trong ống lên. Nó được chi phối bởi phần thể tích trung bình trong ống lên. Giả thiết rằng phần khối lượng tỷ lệ thuận dọc theo ống lên trong phương trình (8), ta có thể tìm được giá trị trung bình của thể tích ãv :

a, = 'íar(ỉ )dỉ = ~U{ữrỉ)d(arỉ) = ^~ aứ(ỉ)d<ỉ) 0 ctr 0 ữr 0

/ / Y=--- ------- 1-------^4--- In 1 + ------ ^4---

Pw~Ps l (pw-pja, I (p^-p^jj23

(9)

4. Phương trình cân bans khối lươnẹ trong các ống lênPhương trình cân bằng khối lượng tổng của các ống lên là :

^(pxcTvV r +p^-ã^v r}=qdc-qr (10)

Trong đó : qr là tổng lưu lượng khối lượng ra khỏi các ống lên và qdc là tổng lưu lượng khối lượng đi vào các ống lên.

5. Phương trình cân bằng năng lương cho các ống lên là:

^(p„hxavV r + PwhwQ- av)V r~ PVr + ntrC pt.^=Q+qdchw-(arhc + hw)qr (11)

6, Phương trình cân bằng đông lương vòng tuần hoàn lên - xuống:Tiếp theo, xét dòng tuần hoàn đối với lò tuần hoàn cưỡng bức. Sự cân bằng

động lượng trong vòng lên-xuống là:

ai z PwAdc

Trong đó k là hệ số ma sát không thứ nguyên, và là chiều dài và Adc là diện tích. Đây là hệ thống bậc 1 có hằng số thời gian là :

y, _ Ctzr + Ldc) Adc Pw

kíỉdc

Với các giá trị đặc trưng, có thể thấy rằng hằng số thời gian này khoảng 1 giây. Hằng số thời gian như vậy là nhỏ khi so sánh vói chu kỳ kinh nghiệm của hệ thống (khoảng 10 giây). Do vậy có thể sử dụng quan hệ trạng thái tĩnh khi coi đạo hàm trong phương trình trên bằng zero:

ị kq2dc = pw Adc (p„ - PỈăv Vr s (12)

7, Sư phân bố của hơi trong bao hơiHiện tượng vật lý trong bao hơi là rất phức tạp. Tuy nhiên, sự khác nhau cơ

bản là yếu tố cơ học giữa nước, hơi và ngưng tụ.Coi V sd’V wd là thể tích của hơi và nước dưới mức chất lỏng và coi lưu

lượng hơi thoát ra khỏi bề mặt chất lỏng là q. Nhắc lại rằng qr là lưu lượng ra khỏi ống lên, q là lưu lượng nước cấp và qdc là lưu lượng vào ống xuống. Sự cân bằng khối lượng của hoi nước dưới mức chất lỏng sẽ là :

sVsdì~ctrqr qsd-qcd

24

I

Trong đó : qcd là dòng ngưng tụ :

_hw hf 1 ( dhs dhw,.. J_TZ \dP I dts (14)qcd~ I_ l, \PsVsd , +PwVwd , (psd+vwd) J+mdCphe he V at at at at 7Lưu lượng qsd được dẫn ra bằng gia số mật độ của nưởc và hơi và động

năng của dòng chảy vào bao hơi. Đã có nhiều công trình mô tả bằng các phương trình số rất phức tạp. Đề tài nhận thấy sự mô tả hợp lý nhất, phù hợp với dữ liệu thực tế là mô tả theo kinh nghiệm sau:

qsd = ^(ysd- + ar qdc + ar p(qdc -q) (15)

1 d

Ở đây, y°sd là thể tích của hơi trong bao hơi tại trậng thái có tích cách giả thuyết khi mà hoàn toàn không có ngưng tụ của hơi trong bao hơi và 'fd là thời gian tồn tại của hơi trong bao hơi.

8, Phương trình mức nước bao hơiKhi đã có lý giải về sự phân bố của hơi dưới mức nước bao hơi, ta có thể

mô tả mức nước như sau:Thể tích của nước trong bao hơi là :Vwd = VwrVde~^vWr <16)Bao hơi có hình học rất phức tạp. Thuộc tính được tuyến tính hoá có thể

được mô tả bằng bề mặt ướt Ad ở mức làm việc. Độ sai lệch về mức 1 được đo từ mức làm việc bình thường là :

, v^r^d, ,, (17)1 J lw*~ Is

Ad

Khái niệm lw thể hiện sai lệch về mức do sự thay đổi của tổng lượng nước trong bao hơi và khái niệm l thể hiện sai lệch về mức do sự thay đổi của tổng lượng hơi trong bao hơi.

9, Hê phương trình mô tả toàn bô hê thống:Khi kết hợp các kết quả nhận được, ta có hệ phương trình mô tả tốt bao hơi

và hệ thống cấp nước bao gồm cả mức nước bao hơi. Hệ phương trình bao gồm các phương trình vi phân (1), (4), (10), (11) và (13) và các phương trình đại số: Mật độ hơi trung bình theo phương trình (9), Lưu lượng tuần hoàn qdc nhận bởi sự cân bằng động năng tĩnh (12), lưu lượng hơi qua bể mặt chất lỏng q bằng phương trình (15) và mức nước 1 bằng (17), các thể tích liên hệ với nhau bằng phương trình (5) và (16).

- Hệ các phương trình vi phân:d/dt[psVst + pwVwt] = qf - qs 25

d/dt[pshsVst + pwhwVwt - pVt + mtCpTrn ] = Q + qfhf — qshsta av Vr + pw (1 - Õ7) Vr}=qdc - qr

-Jt(pshsavvr + pwhj\-av)Vr~ PVr + mrCpi.v)= Q+qdchw-(arhe + hw)qr

sd)~ arqr- qsd~ qcd

- Hệ các phương trình đại số:av= -■ -*41 - 7—^.--4 - 7-^T-ìì ■

PW~Ps t (Pw-Ps)ar I (Pw-Ps)ar))^dc= PwAdc(pw~ pỳãvVrg

qsd = ^(f^sd- y°J + ar qdc + ar p(qdc -qr)

1 d

Vt = Vst+Vwt

Vwd = Vwt-Vdc-^-avWrỊ _ V wd sd , , Ị

~ t ~ I l sAd

III, Mô tả hệ thống bằng hệ phương trình trạng thái:

Do phần lớn phần mềm kích thích hiện nay đòi hỏi hệ phương trình trạng thái nên chúng ta cần chuyển hệ hệ phương trình đại số trên về dạng hệ phương trình trạng thái.

4- Chọn các biến trạng tháiCác biến trạng thái có thể được chọn bằng nhiều cách khác nhau. Cách

truyền thống là chọn biến trạng thái là các biến thể hiện được bản chất vật lý, mô tả sự tích luỹ khối lượng, năng lượng và động năng. Sự tích luỹ của nước được thể hiện bởi tổng thể tích nước ywt. Tổng năng lượng được thể hiện bởi áp lực bao hơi p, sự phân bố của hơi và nước thể hiện bởi tỷ lệ hoi trong các ống lên (Xr và thể tích hơi trong bao hơi ysd.

+ Động học áp lực và nướcPhương trình trạng thái cho áp lực p và tổng lượng nước y trong hệ

thống nhận được từ phương trình cân bằng năng lượng và khối lượng tổng (1) và (4).

Để chọn biến trạng thái, ta có nhiều cách. Giả thiết tất cả các phần tử hệ thống là đẳng nhiệt, một cách tự nhiên có thể chọn áp lực p của bao hơi là một biến trạng thái. Hơn nữa, biến này cũng rất dễ đo được trong thực tế. Sử dụng bảng hơi bão hoà, các biến p.s, pw, hs và hw có thể được biểu diễn như hàm của ầp lực hơi. Biến trạng thái thứ hai có thể chọn là thể tích tổng của nước trên hệ 26

thống có nghĩa là Vwt. Sử dụng phương trình (5) và lưu ý rằng Vt hằng số thì Vst có thể loại ra khỏi phương trình (1) và (4) như sau :

Từ (5):

Thay vào (1) có:

ịt u (p) K,)- £ u (p) vj+ f = q/~qsVÌVt = Cte =>

vt -ịt(ps (p) r J+(pw (p) vwl) =qf-qs_ dp(p) dp(p) -dir _ dp(v) dV d p (p)

=>(pw(p)- p (p)p (p))^"* + V„—rJL^- + Vwl—~L^T- = Q-q dt y« dp dt dp dt Hz H,

d p d n \dp

+ r-T+r-* (l*a)

Một cách tương tự, thay (5) vào (4) và biến đổi, ta có:

(p^h^pì-P^h,(j>ìp^+ v.\ lp. . dh' ^+PSvy-£- dp r 1 dp

d p dh+r. Aw(p)^+p/p)^đp ' 3 dp

dị, dP , irQ+(hhf-<i'hsp dp

(4*a)

Từ (l*a) và (4*a) có thể viết lại:

e^-e22^ = qf-qs ^^T~e22^ = Q+qfhf-qshs Trong đó:

en = pw(p)-p,(p)

(18)

(19)

e2ỵ ~ (pw(p)hw(p^- ps(p)hs(p))

........ d p dh.e„‘ K„ +K. A.(p)\ ■ J \

+ Động học tại các ông lênp dp

' ,.dh ^T + PS^^Ỉ dp ‘ dp

27

I I I I

Sự cân bằng năng lượng và khối lượng tại các ống lên nhận được từ phương trình (10) và (11). Khi loại bỏ lưu lượng ra khỏi ống lên qr bằng cách nhân phương trình (10) với - (hw + ữr h) và cộng vái (11), ta có:

(p5 hs av Vr)~ (hw + ar hc) ứ (ps av vr)+ (pw hw(i - av )kẠi - av) Vr-(hw + arhc)j-(/V1-av)Vr)~v+ mrcp-£ =Q -arhcqdc 1*1 Uí UI 7

Phương trình này có thể đơn giản hoá thành:

UI Ul Ul+ r^--vr^+mrcP^f- = Q -arhcqdc (2°)

Nếu các biến trạng thái p và (Xr biết được thì lưu lượng các ôhg lên có thể tính được từ phương trình (10):qr~<ỉdc dt (PsíXvVrì~ di ữ v)V r )

~ q de ~ V r~^[^p w(ỵ~otv) + p 3OC v^~ q dc~ V r~d^p W~(X v(p w -

+ Động học bao hơiĐộng học đối với hơi trong bao hơi nhận được từ phương trình cân bằng

khối lượng (13). Khi thay qr bằng (21), qcd bằng (14) qsd bằng (15) vào phương trình này, ta có:

Ps~^ + V‘d~~j~+ A"fPsVsd^+p»v ™dd^-(v sd+v wd)d~t+rndc p^-ai dt ric \ dt dt dt dt 7

+ar(l+Z?)K£((l-av)pw+avpJ=^(KL-Kj+^-^ợ/ <22>Từ (20), (21) và (22) có thể viết lại:

e^ + e33<̂ = Q + arhcqdc (23)„ ‘ỈL + S' d<X',£Eí1 = ^í.Ít70 _TZ LẺrlÁíx, (24)

dt dt 644 dt Td!d !d h

Trong đó:

28

I

I I

/ \

+(ps+(pw-P^ar}h.Vd-^-V^mrCpd-ỳ

dh, dp

dp, if dhs dhw _.= r„,^ h\ PsV sd~7~+PWV wd-~~~Vsd~V wd+mdc p ap nA dp dp

£33 = [0 - ar}ps + arPw]hcVr-j^-+arơ+fi)7r^-((l-av)piị,+avpỉ)= ^r&°Sd - V«/)+ —hf qf

ul id ncàts'

_ dp '

dp dp dp J

e4ĩ=ar^P}{ps-P}V^

eu-Ps

Tổng kết:

Nếu coi các biến trạng thái là: áp lực bao hơi p, tổng thể tích nước Wwt ’ phần hơi đầu ra các ống lên (Xr, thể tích của hơi dưới mức nước fflsd thì hệ phương trình trạng thái của hệ thống có thể nhân được từ các phương trình (18), (19), (23) và (24). Hệ các phương trình này có thể viết lại như sau:

_ dVw, ~ <H>eiỉứ+e22ứ=qf~q^

e2\-^L-e22~^=Q + qfhf-qshs (25)

dP d are^dt+e^~^ = Q+a^qdc„ . 7 ỈXdi = £±(ĩ7° _Ĩ7 k hw-hf

dt ^43 dt dt v*1 h

Trong đó:

eu = PW(PÌ- ps(p)

dP. __ dơc'2 y « dp ỵ dpẽ2ỉ = (pw<-p)hw(p)~ P^plh^p))

29

, dh dtdtdp

dp. , d p dh.\

£22 = v„ h,(p)~ýý+ PS^-fy +v» hJd>) f dp

d̂ pd-¥ dp 1 dp a.v.

+ (ps+(pw~ Ps)ar)hy r^jy-v , + mrCyjy

e„ = [(j - a,)p,+ arP.ihy ryy-ex r

+arơ+0) ^rị(ơ~av)pw+avps)= Ệr^vĩd - V «t)+ h”. hf qf1 d *lc

a p 1 d hx __ d hw ..... _ di.^+/^^-KJ(rKw+^Cp~dp dp dp)+a ,(1 +pyv r aV +(\-a v)-y-~-+{ps-pw}-~~dp dp dp )

e^ar(i + P)(p-pwy^

eu=ps (26)

Để giải được hệ phương trình trên, cần phải xác định các hệ số el 1 ... e44 theo các bước sau:

Bước 1: Xác định các tham số hệ thống nhờ các thông số vật lý đặc trưng của lò. Đó là :

• Thể tích bao hơi y d,• Thể tích ôhg lên yr,• Thể tích ống xuống ydc,• Diện tích bao hơi Ấd, tại mức nước định mức,

• Tổng khối lượng kim loại mt,• Tổng khối lượng ống lên mr,• Hệ số ma sát của các vòng lên - xuống k,• Thời gian tổn tại của hơi trong bao hơi Td,• Tham số /3 trong phương trình (19)Một cách truyền thống để tìm k là tính toán nó từ lưu lượng tuần hoàn.

Nghiên cứu [10] cho thấy tính chất hệ thống không nhậy đối với tham số này.30

I

I

Bước 2: Dùng các bảng hơi để tính toán gần đúng hs,hw,p ,õp /õp, õpw/dp,õhs/ôp,dhw/õp,ts,dịs/õp tại áp lực bão hoà p. Đề tài nghiên cứu đã sử dụng hàm bậc hai để thể hiện bảng hơi nước trên toàn bộ dải làm việc thực tế. Điều này đã làm công việc tính toán của đạo hàm riêng với đối số là áp lực p trở nên đặc biệt đơn giản do vì chúng trở thành các quan hệ tuyến tính. Một phương pháp chính xác hơn là sử dụng các bảng look-up nhưng thời gian tính toán dài hơn rất nhiều. Đạo hàm riêng của phần thể tích với đối số là áp lực và khối lượng cũng được tính toán gần đúng theo bảng hơi bão hoà để tính các hệ số Qịj.

Bước 3: Sử dụng các phương trình đại số củ hệ thống đã xác định được: phương trình mật độ hơi trung bình theo phương trình (9), Lưu lượng tuần hoàn qdc nhận bởi sự cân bằng động năng tĩnh (12), lưu lượng hơi qua bề mặt chất lỏng q bằng phương trình (15) và mức nước 1 bằng (17), các thể tích liên hệ với nhau bằng phương trình (5) và (16). ■

ykq<ic PwAdẢpw ps\xvVrsQsd rp (y sd Vsd}+cxrqdc +OCr dc q

1 d

Vt = Vst + VwtVWd = Vwt-Vdc-^-'ãvWr

1 — r wd ' r sa ] , 1À ~~ ls

Ad

V, Đánh giá hệ phương trình mô tả hệ thống lò:

1, Nhân xét chung:Phương trình (25) có cấu trúc tam giác với các biến trạng thái có thể nhóm

lại như sau: ;

Ở dây, các biến phía trong của mỗi ngoặc đơn có thể được tính toán độc lập. Mô hình do vây có thể coi như một xếp mô hình bậc hai, ba và 4. Mô hình bậc hai mô tả áp lực và tổng thể tích nước trong hệ thống. Các phương trình là cân bằng tổng năng lượng và khối lượng. Ở đây có một quan hệ tương hỗ yếu giữa các phương trình gây bởi lưu lượng ngưng tụ. Mô hình bậc 3 thể hiện động học của hơi trong các ống lên và mô hình bậc 4 cũng thể hiện tích luỹ của hơi trong nước. Phương trình bậc 3 là một kết họp của cân bằng năng lượng và khối lượng tại các ống lên và phương trình bậc 4 là cân bằng khối lượng của hơi trong nước.

31

I

Khi tuyến tính hoá phương trình (25), có thể thấy rằng hệ thống là lưỡng cực tại gốc và tại - hr qdc / e33 và - Td.

2. Các giá trị ổn định của hệ thốngGiải hệ phương trình (25) ở trạng thái ổn định, ta có:

Q = qshs-qfhf

Q = qdcarhc0 Td(hw~hf)

V sd = Vsd--------- ---------------Qfpshc }

ở đây qdc nhận được từ phương trình (16)_ pw Adc ip w P^SdC yV r

k

Phương pháp truyền thống để tìm giá trị đầu là trưởc hết xác định lưu lượng qs và áp lực p. Lưu lượng nước cấp và nhiệt lượng công suất đầu vào Q sau đó được tính bằng hai phương trình đầu và thể tích hơi trong bao hơi từ phương trình cuối. Lượng hơi (Xr nhận được bằng cách giải phương trình phi tuyến :

~ Pw ^dc{pw p s^CtyV r

------------ £-----------

Sau đó, thể tích hơi trong bao hơi có thể tính trực tiếp

32

I

CHƯƠNG 3: MÔ HÌNH HOÁ BAO HƠI BẰNG CHƯƠNG TRÌNH

MÔ PHỎNG MATLAB - SIMULINK

I, Các thông số tính toán lò hoi NMNĐ PL2:

Từ các thông số lò hơi của nhà sản xuất nêu tại chương 1, có thể xác định được:

+ Thể tích bao hơi: Vd = 30.1 m34- Tổng thể tích ống lên: Vr = 44.5 m3+ Tổng thể tích các ống xuống: Vdc = 18.4 m3+ Tổng thể tích bao hơi và các ống: Vt = 93 m3.4- Diện tích bề mặt: Ad = 23 m2+ Tổng khối lượng kim loại: mt = 312 900 kg+ Khối lượng kim loại các ống lên: mr = 158 300 kg+ Khối lượng bao hơi: md = 67 000 kg+ Diện tích ống xuống: Adc= 1 / 0.42 m2+k = 25+p = 0.3+Td = 12 s

II. Tính gần đúng bảng hơi:

Như đã nêu ở chươngll, để giải được hệ phương trình mô tả hệ thống, cần xác định các tham số hs,hw,ps,õ.Psldp, dpjdp,õhs/àp,õhw/dp,ts’õtjdp

Có thể dùng bảng hơi để tính gần đúng các tham số trên tại áp lực bão hoà p bằng các phương pháp khác nhau: gần đúng bằng hàm bậc 2; gần đúng bằng hàm In v.v... Đề tài nghiên cứu này đã sử dụng hàm bậc hai để thể hiện bảng hơi nước trên toàn bộ dải làm việc thực tế. Cụ thể như sau

Coi hs, fìs, hw, pw, ts có quan hệ bậc hai đối với áp lực p như sau:hs = aOl + al 1 *p + a21 * p2ps = a02 + al2*/? + a22 *p2hw = a03 + a!3*p + a23*p2 (30)pw = a04 4- a 14*/? + a24*/?2ts = a05 + al5*/? 4- a25* p2

Để tính các hệ số a01...a25, có thể sử dụng hàm polyfit của chương trình Matlab như sau:

33

Chương trình tính hệ số aOl■ ■ .aO5.» p = [ 10 15 20 25 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190

200]; % du lieu ap luc» pw=[887.08 866.63 849.91 835.28 822.17 798.72 777.79 758.44 740.19 722.65

705.52 688.68 671.59 654.89 638.16 620.73 603.13 584.8 565.61 544.37 520.56 490.2] ; % du lieu mat do nuoc

» ps=[5.179 7.593 10.04 12.5 15 20 25.35 30.84 36.54 42.52 48.83 55.46 62.58 70.13 78.3 87.03 99.62 107.3 119.3 133.2 149.7 170.7 ];% du lieu mat do hoi

» cpw2 = polyfit ( p,pw,2) % xac he so cua pw (p )» cps2 = polyfit ( p,ps,2) % xac dinh he so ps (p )

cpw2 =

0.0010 -2.1191 890.5690

cps2 =

0.0030 0.1784 6.4726

» hold on» plot ( pw, P) % ve hĩnh thuc te quan he pw (p)» plot ( ps, p,1 r') % ve hĩnh thuc te quan he ps (p)» fpw2 = polyval (cpw2,P); % quan he gan dung bac 2 pw (p)» fps2 = polyval (cps2,P); % quan he gan dung bac 2 ps (p)» plot ( fpw2, p, 'r—') % ve hĩnh quan he gan dung ps (p)» plot ( fps2, p, 'b-') % ve hinh quan he gan dung ps (p)» hw =[ 762.7 844.6 908.5 961.8 1008.3 1087.5 1154.4 1213.9 1267.4 1317 1363.7

1407.7 1450.2 1491.1 1531.5 1570.8 1610 1650 1690 1732 1776 1827 ]; % du lieuhw» hs = [ 2778 2792 2799 2802 2804 2801 2794 2785 2772 2758 2743 2725 2705 2685

2662 2638 2611 2582 2548 2510 2466 2410 ]; % du lieu hs» chw2 = polyfit ( p,hw,2) % xac he so cua hw (p)» chs2 = polyfit ( p,hs,2) % xac dinh he so hs ( p )chw2 =

-0.0142 7.9886 755.5642

chs2 =

- 0.013 0.705 2786.35

» hold on» hold on» fhw2 = polyval (chw2,P); % quan he gan dung bac 2 hw (p)» fhs2 = polyval (chs2,P); % quan he gan dung bac 2 hs (p)» plot ( hw, P) % ve hĩnh thuc te quan he hw (p)» plot ( hs, p,' r ') % ve hĩnh thuc te quan he hs (p)» plot ( fhw2, p, 'r—') % ve hinh quan he gan dung pw (p)34

» plot ( fhs2, p, 'b-') % ve hĩnh quan he gan dung hs (p)» t = [ 179.88 198.28 212.37 223.93 233.83 250.33 263.91 275.5 285.8 294.98

303.32 310.96 318.04 324.63 330.81 336.63 342.11 347.32 352.26 356.96 361.44 365.71 ]; % du lieu nhiet do

» Ct2 = polyfit ( p,t,2) % t tinh he so bac 2 cua t (p)Ct2 =

-0.0044 1.7813 178.3382

» ft2 = polyval (ct2,P); % quan he gan dung bac 21 (p)» hold on» plot (t, p) % ve hĩnh thuc te quan he t (p)» plot ( ft2, p, 'r—') % ve hinh quan he gan dung t (p)»

Từ chương trình tính trên: a01=- 0.013 all= 0.705 a21= 2786.35a02= 0.0030 al2 = 0.1784 a22 = 6.4726a03 = - 0.0142 al3 = 7.9886 a23 = 755.5642 (31)a04 = 0.0010 al4 =-2.1191 al4 = 890.5690a05 = -0.0044 al5 =1.7813 al5 = 178.3382Thay vào (30), ta có các quan hê gần đúng: hs = - 0.013+ 0.705*/? + 2786.35* p2 ps = 0.0030 + 0.1784*/? + 6.4726* p2 hw = - 0.0142 + 7.9886*/? + 755.5642* p2 (32)pw = 0.0010 - 2.1191*/? + 890.5690*/?2 ts = - 0.0044 + 1.7813*/? + 178.3382* p2Từ (32), có thể tính được các quan hệ đạo hàm riêng

ổPjdP’ổhs/õp>dhjdp>ts>dtslõP • • -theo áp lựcp:dhs/dp = al 1 + 2*a21* p = 0.705 + 5572.7* pdps/dp = al2 + 2*a22 *p = 0.1784 + 12.94* piZAw/tZ/? = al3 + 2*a23*/?= 7.9886 + 1511.12*/? (33)dpw/dp = al4 + 2*a24*/? = - 2.1191*/? + 1781.12*/?dts/dp = al5+ 2*a25* p= 1.7813 + 356.68 * pĐể xác định tính chính xác của quan hê gần đúng (32, 33), chương trình

MATLAB nêu trên đã vẽ, so sánh các dường cong theo bảng hơi bão hoà và theo quan hệ gần đúng bậc 2 (32,33) như trên hình 15 và 16. Có thể nhân thấy trong

35

dải làm việc của bao hơi tại áp lực 40 - 160 bar, quan hệ gần đúng mô tả rất tốt bảng hơi bão hoà.

Hình 15: Quan hệ mât độ hơi ps, nước pw theo áp lực pTheo bảng hơi bão hoà, — Theo quan hệ gần đúng bậc hai

Hình 16: Quan hệ enthalpy hơi hs, nước hs theo áp lực p—Theo bảng hơi bão hoà, — Theo quan hệ gần đúng bậc hai

36

I

111, Dien UO1 Liiipiavc tua lie piuung •.» »»*•» ----------------------- __

Để có thể mô phỏng bao hơi bằng chương trình MATLAB - Simulink, cần phải biến đổi hệ phương trình toán học mô tả bao hơi (25) về trường toán tử Laplace. Nhờ phép biến đổi Laplace, ta có thể biến đổi hệ phương trình vi phân (25) về hệ phương trình đại số mô tả bao hơi trong trường toán tử Laplace:

el IVwt s + el2 p s = qf-qse21Vwts + e22ps = Q + qfhf-qshs (34)

e32 p s + e33 OCr s = Q - Olr hc qdc

e42 p s + e43 ar s + e44 Vsd s= qct + qfTrong đó s là toán tử LaplaceTương tự như hệ phương trình (25), hệ đại số (34) cũng có cấu trúc tam

giác với các biến trạng thái có thể nhóm lại như sau:

Ở đây, các biến phía trong của mỗi ngoặc đơn cõ thể được tính toán độc lập. Do vậy để thuận tiện trong việc mô tả, phân tích hệ thống, ta biến đổi độc lập các biến từ hệ (34) như sau:

p= [(qf-qs)/el2s]-ellVwts/el2Vwt = [(Q + qfhf - qshs) / e21 s] + e22 p / e21 (35)

otr s = [(Q - otr he qdc) / e33 s] - e32 p / e33

Vsd s= [(qct + qf) / e44 s ]- (e42 p Ị e44) - (e43 otr / e44)IV. Mô hình bao hơi trên chương trình MATLAB-Simuỉink:

Nhờ các phép tính, biến đổi nêu trên, ta hoàn toàn có thể mô hình hoá bao hơi trên trên chương trình MATLAB-Simulink bằng cách phối hợp các hàm S- Function vói các blocks lập trình sẵn của MATLAB-Simulink.

Để thuận tiện trong phân tích và tăng tốc độ xử lý, chương trình mô phỏng được cấu trúc thành bốn lớp, lớp ngoài thực hiện các chức năng độc lập và kế thừa các kết quả tính toán của các lớp trong

Lớp 1 (lớp ngoài cùng): Chương trình chính mô tả Mô hình chung của bao hơi

Lớp 2: Mô tả và tính toán các phương trình trạng thái có vận dụng tính chất tam giác của hệ phương trình mô tả bao hơi, bao gồm 03 chương trình con nối tiếp:

+ Chương trình con - block thứ nhất mô tả áp lực và tổng thể tích nước trong hệ thống p và Vwt theo Q, qf, qs

+ Chương trình con - block thứ hai tính mô tả hệ số hơi ar theo áp lực và tổng thể tích nước p và Vwt

37

I

+ Chương trình con - block tính Vsd và mức nước 1.Lớp 3: Chương trình con lớp thứ ba để tính các hệ số e 11.. .e44.Lớp 4 (Lớp trong cùng): Được viết trên hàm s Function của MATLAB -

Simulink để mô tả tính toán tuyến tính hoá bảng hơi bão hoà4.1 Mô hình chung của bao hơi:

Hình 17, Mô hình chung của bao hơiHình 17 thể hiện lớp ngoài cùng mô tả Mô hình chung của bao hoi. Mô

hình được biểu diễn bằng một block chính gồm 03 tham số đầu vào là nhiệt lượng Q được cung cấp, điều khiển bằng cách điều khiển các máy nghiền; Lưu lượng hơi qs được điều khiển bằng van chính theo yêu cầu công suất (ở chế độ điều khiển áp lực Turbin không đổi); Lưu lượng nước cấp qf được điều khiển bằng van nước cấp.

Các tham số đầu ra bao gồm mức nước 1 và áp lực bao hơi p.

Hình 18, Các chương trình con lớp 2 mô tả và tính toán các phương trình trạng thái chương trình chính

38

Hình 18 thể hiện cấu trúc các chương trình con lớp 2 dưới chương trình chính để mô tả và tính toán các phương trình trạng thái

4.2, Chương trình con - block tính p và Vwt theo Q, qf, qs:

Chương trình con tính p và Vwt theo Q, qf, qs được thể hiện trên hình 19. Đây là chương trình phối hợp các block cấp 2 phối hợp với hàm S-Function của MATLAB - Simulink để thực hiện các tính toán của .phương trình thứ nhất và thứ 2 của hệ (35) như sau:

+ Các hệ số ell, el2, el3 và el4 đươc tính bằng hàm S-Function để tân dụng tính linh hoạt của lập trình ngôn ngữ và giảm mức phức tạp của toàn chương trình. Các hệ số này được xác định nhờ tham số đầu vào áp suất p, thể tích nước toàn phần Vwt và nhiệt lượng Q. Các hệ số của chúng được tính toán theo các thông số nhà máy, các quan hệ gần đúng theo hàm bậc 2 theo áp lực p đã được tính toán ở mục 1 và 2.

Hình 19, Chương trình con tính p, Vwt+ Dựa vào các hệ số el 1, el2, el3 và el4, các biến ra p và Vwt hoàn toàn

có thể tính được theo phương trình thứ nhất và thứ 2 của hệ (35) bằng cách sử dụng các hàm toán học của MATLAB - Simulink như thể hiện trong hình 19. Khối Algebraic Constrain được đưa ra để loại trừ khả năng lặp vô hạn của chương trình.

4.3, Chương trình con - block tính OCr theo p và Vwt:

Chương trình con tính ar theo p và Vwt được thể hiện trên hình 20. Tương tự như CHương trình con tính p và Vwt, đây là chương trình phối hợp các block

39

cấp 2 vói hàm S-Function của MATLAB - Simulink để thực hiện các tính toán của phương trình thứ nhất và thứ 2 của hệ (35):

+ Các hệ số e31.. ,e34 đươc tính bằng hàm S-Function để tận dụng tính linh hoạt của lập trình ngôn ngữ và giảm mức phức tạp của toàn chương trình. Các hệ số này được xác định nhờ tham số đầu vào áp suất p, thể tích nước toàn phần Vwt. Các hệ số của chúng được tính toán theo các thông số nhà máy, các quan hệ gần đúng theo hàm bậc 2 theo áp lực p đã được tính toán ở mục 1 và 2. Ngoài ra, các hệ số nội tại như lưu lượng nước xuống qdc, hê số thể tích hơi trung bình av ... cũng được tính toán bằng hàm S-Function trong hai chương trình cấp 2 như thể hiện trong hình 20.

+ Dựa vào các hệ số e31.. .e34 và các hệ số nội tại qdc, ocv ... biến ra Olr hoàn toàn có thể tính được theo phương trình và thứ ba của hệ (35) bằng cách sử dụng các hàm toán học của MATLAB - Simulink. Khối Algebraic Constrain được đưa ra để loại trừ khả năng lặp vô hạn của chương ưình.

Hình 19, Chương trình con tính hệ số hơi bar

4.4, Chương trình con - block tính Vsd và mức nước l.Một cách tương tự như hai chương trình con nêu trên, hoàn toàn có thể tính

được Vsd và mức nước 1 theo phương trình thứ tư của hệ (35) bằng cách sử dụng các hàm toán học của MATLAB - Simulink. Khối Algebraic Constrain được đưa ra để loại trừ khả năng lặp vô hạn của chương trình.

40

I

Hình 20, Chương trình con tính Vsd và 14.5, Chương trình con - block lớp 3 và 4 để mô hình và tính toán hệ số

eỉl...e44 và tuyến tính hoá Bảng 2: Được lập trình trên MATLAB bằng hàm S- Function như tại Phụ lục 2.

41

I I

CHƯƠNG 4: MÔ HÌNH HOÁ cơ CẤƯ THỪA HÀNH VÀ HỆ ĐIỀU KHIỂN

I, Hệ thống điều khiển lưu lượng nước cấp

1, Mô tả toán học van điều khiển lưu lượng nước cấp theo thí nghiệm

đặc tuyến:

Như đã nêu ở chương 1, NMNĐ Phả lại 2 sử dụng hai hệ thống nước cấp làm việc song song. Mỗi một hệ thống bao gổm 01 bơm cấp, 01 khớp nối điều khiển bằng thuỷ lực, 01 van điều khiển lưu lượng nước cấp. Thông số chính của van điểu khiển lưu lượng nước cấp như nêu tại chương ĩ,

Để mô tả toán học van điều khiển lưu lượng nứớc cấp, đề tài sử dụng phương pháp lấy mẫu kết hợp với một vài tính toán từ thông số của van cấp. Nếu coi biến đầu vào là lưu lượng đặt, biến đầu ra là góc mở của van ta có mô hình đơn giản của van như hình 21 trong đó As là tín hiệu góc đặt và Aa là góc thực tế của van tính theo %.

As

Hình 21, Mô hình đơn giản van cấpĐể lấy mẫu van tại NMNĐ Phả Lại, có thể chuyển chế độ chạy tự động

vòng điều khiển lưu lượng nước cấp sang chế độ tay và đặt một tín hiệu góc mở van 1 % trên hệ điều khiển DCS. Hình 22 biểu diễn phản ứng của góc mở van số 2, mã hiệu 2FWS đối với tín hiệu đặt góc mở van 1% nằy.

Nếu coi van cấp là một hàm bậc 1, có thể xác định hằng số thời gian (Thời gian đáp ứng thay đổi đến 0.9 giá trị đặt) là T = 0.2 s. Hệ sổ ơ của hàm bậc 1 sẽ là ơ = 1/ T. Ta có

Aa(t)= exp(-ơt).As(t)Khi chuyển sang trường toán tử Laplace, ta có:

Aa(s)= [l/(s+ơ)] As(s) (30)

42

MkỉSI ỠEoupiOS

PM

POSH

POSH

FINAL 8H OƯTL RELIEF VLV9.500

FINAL SH OUTL RELIEF VLV

-0.500

FD WTR FLOW CONTROLLER1.500

FĐ WTR FLOW CONTROLLER

15:47 15:47 15:48 15:48 15:49

lull4

.9$

15:48 9.15

15-09-03 3848í 54B2FWS-ZI114-1.PV

-2.500

FEEDWATER FCV-1

FEEEMATER FCV-2

DRUM LEVEL CONTROLLER

'LLjt

14 6. ukg/sSPI1O5-CL4. CPV2

153.6kg/s

EWS-FC114. EV

MBS-RVOOOl.MV

60. 0%-Sill

B’S-O fUM n^'

lí

2. EV

37.9%

MBS-RV0002.MV

M8S-LC105.FV

1.4mm

Phản ứng van 2 với đầu vào đơn vị

FWS-FC114. SV

15:48 9.15 STEAM DRUM SAT TEMP

‘1 -0.024 I____

Hình 22, Phản ứng của góc mở van điều khiển nước cấp2, Mô hình van điều khiển nước cấp:Dựa theo tính toán nêu trên, có thể xây dựng mô hình van điều khiển nước

cấp nhừ hình 23.

Hình 23, Mô hình van điều khiển nước cấp.Ngoài hàm truyền đạt Fcn là hàm bậc 1 có ơ = 5, mô hình còn thể hiện

khoảng chết của van (Độ mòn van) bằng khối Dead Zone; Thời gian gia tốc van

43r

I I I

Tín hiệu vào của block điều khiển lưu lượng nước câp gồm tín hiệu đặt mức nước Iset; Tín hiệu mức nước thực tế la và tín hiệu lưu lượng hơi qs.

Tín hiệu đặt mức nước Iset được so sánh với tín hiệu mức nước thực tế la. Sai lệch múc nước được đưa vào bộ điều khiển PI của vòng điều khiển mức nước. Tín hiệu điểu khiển mức nước sau đó được cộng với tín hiệu lưu lượng hơi thực tế tạo thành tín hiệu đặt lưu lượng cho vòng điều khiển lưu lượng để điều khiển hai van nước cấp theo đúng nguyên lý điều khiển tại NMNĐ Phả Lại 2, kiểu điều khiển bù sôi bồng-co rút mức nước.

2, Hệ thống điều khiển lưu lượng hơi chính:Một cách tương tự, dựa vào nguyên lý điều khiển lưu lượng hơi chính tại

NMNĐ Phả Lại 2, có thể mô hình hoá hệ thống điều khiển lưu lượng hơi chính với một vòng điều khiển có xét đến ảnh hưởng của áp lực hơi chính như hình 26.

Van dieu hoi chinh

luu luong hoi chinh

Hình 26, Mô hình hệ điều khiển lưu lượng hơi chính3, Hệ thống diều khiển lưu lượng nhiệt lượng :Điều khiển nhiệt lượng được mô hình bằng một block - chương trình con

điều khiển hệ cấp than như hình 22.

45

Hình 27, Điều khiển hệ cấp thanNhiệt lượng ra Q được quyết định bởi 02 tín hiệu đặt: tín hiệu áp lực hơi

chính pset ở chế độ điều khiển công suất tổ máy với lưu lượng hơi không đổi; Tín hiệu lưu lượng hơi ở chế độ điều khiển công suất tổ máy với áp lực không đổi.

Ở vòng điều khiển nhiệt lượng theo áp lực, tín hiệu đặt áp lực pset được so sánh với tín hiệu áp lực hơi chính thực tê. tín hiệu sai lệc áp lực được đưa qua bộ điều khiển PID để tạo tín hiệu điều khiển nhiệt lượng thông qua các máy nghiền than.

Ở vòng điều khiển nhiệt lượng theo lưu lượng hơi, tín hiệu lưu lượng hơi được đưa trực tiếp vào điều khiển các máy nghiền.

4, Tổng hợp hệ thống điều khiển mức nước bao hơi:Dựa ừên sơ đồ điều khiển mức nước bao hơi của Nhà máy nhiệt điện Phả

Lại 2 nêu tại chương I và dựa hên mô hình hoá bao hơi nêu tại chương III, mô hình cơ cấu chấp hành và điều khiển nêu trên, có thể lập mô hình toàn bộ hệ thống điều khiển mức nước bao hơi trên trên chương trình mô phỏng MABLAB - Simulink như hình 28.

Mô hình thể hiện hoàn toàn chính xác hệ thống điều khiển mức mức nước bao hơi theo đúng cấu trúc điều khiển đã được thiết kế, lắp đặt cho NMNĐ Phả Lại 2 (Tham khảo hình .).

Tín hiệu áp lực cần thiết pset tương ứng với công suất yêu cầu được đưa vào hệ thống điều khiển nhiệt lượng (Hệ cấp than). Theo nguyên lý điều khiển thực tế, tín hiệu áp lực hơi chính được đo lường, đưa vào hệ điều nhiệt lượng, so sánh với tín hiệu đặt của áp lực pset để tạo tín hiệu điều khiển nhiệt lượng (Hình 27). Ngoài tín hiệu áp lực đặt pset và áp lực thực tế pa, hệ điều khiển than cấp còn nhận thêm tín hiệu phản hồi dương theo nguyên lý điều khiển thực tế tại nhà máy Phả Lại 2.

Lưu lượng hơi chính được điều khiển bằng hệ thống điều khiển hơi chính với tín hiệu vào là tín hiệu đặt lưu lượng theo yêu cầu và tín hiệu áp lực thực tế p.

46

0« tai khoa hoc Ban KIND - EVN 2005

Hình 28, Mô hình tổng hợp hệ thống điều khiển mức nước bao hơiĐối vói lưu lượng nưóc cấp qf, hệ thống điều khiển lưu lượng nhận tín

hiệu đặt mức nước bao hơi Is, tín hiệu mức nước thực tế la và tín hiệu lưu lượng hơi thực tế qs để tạo kiểu điều khiển 3 tín hiệu theo yêu cầu giảm ảnh hưởng hiện tượng sôi bồng, co rút mức nước nêu ở chương 1.

47

r' I

I I I

CHƯƠNG V, PHÂN TÍCH HỆ THỐNG ĐIỂU KHIỂN mức nước bao HƠI NMNĐ PHẢ LẠI 2 VÀ ĐỂ XUẤT PHƯƠNG PHÁP TÀNG CƯỜNG ỔN ĐỊNH

I, Đánh giá phản ứng của bao hơi khi không điều khiển:Để có cơ sở chọn lựa chọn cấu trúc và tham số điểu khiển hệ thống mức

nước bao hơi, trước hết cần đánh giá phản ứng của bao hơi khi thay đổi các tham số đầu vào bao hơi bao gồm nhiệt lượng, lưu lượng nước và lưu lượng hoi.

Sử dụng mô hình bao hơi Hình 17 với kích thích đầu vào là tăng bước nhẩy nhiên liệu đầu vào AQ= 10 kg/s, ta có phản ứng các thông số chính của lò bao gồm mức nước 1, áp lực hơi p, mức nước do thay đổi thể tích nước lw, mức nưóc do thay đổi thể tích hơi Is, hệ số thể tích nước ar, hệ số hơi trung bình aVtb như tại Hình 29, 30 và 31.

Hình 29 (a) Phản ứng mức nước 1 (mm) và (b) áp lực hơi nước p (Pa) khi tăng nhiên liệu đầu vào 10 kg / s

lw(mm) Is (mm)

Hình 30 (a) Phản ứng thành phần nước lw (mm) và (b) thành phần hơi Is (mm) khi tăng nhiên liêu đầu vào 10 kg / s

ar

ooTBr- ữOJ70.07600750.0740073007200710.07 L

0

.7Tăng AQ = 10 kg/s

100 ISOa

Hình 31 (a) Phản ứng phân bố nước ar và (b) phân bố hơỉ aVtb khi tăng nhiên liệu đầu vào 10 kg / s

Từ kết quả trên có thể nhận thấy khi nhiên liệu đầu vào tăng, Thể tích nước đặc trung bằng hê số thể tích tăng do giãn nở nhiệt theo phương trình cân bằng năng lượng (7) dẫn đến mức nước lw tăng. Thể tích hơi đậc trưng bằng hệ số thể tích hơi trung bình aVtb tăng trong 25 s do sự xuất hiên các bọt khí trong thời gian này rất mạnh mẽ dẫn đến mức nước Is tăng. Sau 25 s, mức nước Is và hệ số thể tích hơi trung bình aVtb giảm dần, tạo đặc tuyến sôi bổng mức nước khi tăng nhiệt lượng Q như Hình 29 (a).

Đối với áp lực, khi tăng nhiệt lượng Q, áp lực hơi p thay đổi tuyến tính như Hình 29(b).

Một cách tương tự, ta có thể phân tích diến biến các thông số chính của lò hơi khi giảm nhiên liệu Q theo bước nhẩy.

Để xét phản ứng của lò hơi đối với sự thay đổi hơi chính, sử dụng mô hình lò hơi với kính thích giảm hơi nước với bước nhẩy 10 kg/s ta có đáp ứng múc nưóc, áp lực hơi và hộ số thể tích hơi và nước như Hình 32, 33 và 34.

giảm lưu lượng hơi 10 kg / s

49r

1 i I I I

lw(mm) ls(mm)

Hình 33 (a) Phản ứng thành phần nước lw (mm) và (b) thành phần hơi Is (mm) khi giảm lưu lượng hơi 10 kg / s

Hình 34 (a) Phản ứng phân bố nước ar và (b) phân bố hơi aVtb khi giảm lưu lượng hơi 10 kg / s

Từ kết quả trên có thể nhận thấy khi lưu lương hơi giảm, Thể tích nước đặc trung bằng hệ số thể tích tăng, dẫn đến mức nước lw tăng. Thể tích hơi đặc trưng bằng hệ số thể tích hơi trung bình ocVtb giảm dẫn đến Is giảm. Trong 15 s đầu tiên Is giảm mạnh mẽ hơn so với mức tăng của lw tạo đặc tuyến co rút mức nước khi giảm lưu lượng hơi như Hình 33 (a).

Đối với áp lực, khi giảm lưu lượng hơi, áp lực hcd p tăng tuyến tính như Hình 33 (b).

Để xét hiện tượng sôi bồng và co rút mức nước khi lưu lượng nước cấp thay đổi, sử dụng mô hình lò hơi với kích thích bước nhẩy nước cấp Vqf = 10 kg, ta có phản ứng của lò hơi như Hình 35,36 và 37.

Dễ dàng nhân thấy khi lưu lượng nước cấp tăng, thể tích hơi giảm nhanh hơn so với mức độ tăng của thể tích nước trong 15 s khiến mức nứoc bao hoi giảm. Khi thể tích hơi đạt bão hoà, mức nước tăng dần theo lượng nước cấp vào bao hơi như Hình 35 (a)

50

1'1

I

Ap lực bao hơi khi tăng nước cấp giảm tuyên tính như Hình 35(b).

Hình 35, Phản ứng mức nước bao hơi và áp lực hơi khi tăng lưu lượng nước cấp lw(mm) ls(mm)

Hình 36 (a) Phản ứng thành phần nước Is (mm) và (b) thành phần hơi lw (mm) khi giảm lưu lượng nước cấp 10 kg / s

Hình 37 (a) Phản ứng phân bố nước ocr và (b) phân bố hơi aVtb khi giảm lưu lượng nước cấp 10 kg / s

Trường hợp giảm mức nước cấp có thể xét tương tự khi kích thích đầu vào bằng bước nhẩy lưu lượng nước cấp Vqf = - 10kg.

51

I I I

II, Phân tích tham số hệ thống ở chế độ tĩnh và biện pháp ổn định:Sử dụng mô hình toàn hệ thống như đã ttình bầy ở chương IV, ta có thể mô

phỏng ảnh hưởng của các thồng số trên đến mức nước bao hơi, từ đó đưa ra các biện pháp ổn định cần thiết.

Hình 38, Mô phỏng dao động mức nước theo tham số điều khiển thực tếÁp dụng các tham số các bộ điều khiển sử dụng cho hệ thống điều khiển tại

NMNĐ Phả Lại, nhận được phản ứng của lò khi tăng công suất bằng phương pháp điều khiển lưu lượng hơi với áp lực không đổi như Hình 38. ở chế độ tĩnh, đao động mức nước A 1 = ± 40 mm; Số lần tác động của van nước cấp 4-6 lần/phút.

52

Dựa trên hệ thống điều khiển lò hơi thực tế, có thể nhân thấy các tác động chính đến dao động mức nước bao hơi bao gổm sự thay đổi nhiệt lượng Q, lưu lượng hơi qs và lưu lượng nước cấp qs. Tuy nhiên, trong các yêu tố ảnh hưởng nêu trên, sự thay đổi nhiệt lượng Q co ảnh hưởng lớn nhất do sự cháy của than, đặc biệt là than altraxit cua Việt Nam, là không đều. Do vậy đề tài xét riêng ảnh hưởng của nhiệt lượng Q. Các ảnh hưởng khác có thể xét một cách tương tự.

Xét vòng điều khiển nước cấp bao gồm vòng điều khiển mức nước với bộ điều khiển PI (w) và 2 vòng điều khiển lưu lượng với 2 bộ điều khiển PI (qf)- Cài đặt thông số của NMNĐ Phả Lại ta có:

- Bộ PI(w):K= 0.1; 1=150- Bộ PI(qf): K=0.01; I = 0.5Đặt một nhiễu lưu lượng nhiệt lượng 10 kg/s ta có phản ứng của mức nước

như Hình 39

Hình 39, Phản ứng mức nước hệ kín với nhiễu nhiệt lượng +10 kg/sTừ kết quả trên, ta có biên độ dao động của mức nước là +28 / - 40 mm; ảnh

hưởng của sôi bồng mức nước là 10 mm.Để giảm thời gian ổn định, giảm biên độ, có hai biện pháp cơ bản: tăng

tốc độ van cấp nước và tính toán tối ưu tham số điều khiển các bộ PI.a / Tăng tốc độ van cấp nước: Như đã trình bầy ở chương 1, van cấp nước tại

NMNĐ PL2 là loại IQM16FA14Z với thời gian đạt 100% góc mở có thể thay53

II I I

đôi được trong Knoang Z.U-1UU ». iJLiyii 111Í4X A V-.— — -gian 80s.

Khi giảm thời gian tăng tốc xuống 20 s, ta có phản ứng mức nước như Hình 40. Ta có biên độ dao động của mức nước giảm xuống +20 ì - 38 mm.

b/ Tính toán tối ưu tham số bộ điều khiển PI:Với đối tượng điều khiển là lò hơi đã xác định được, hoàn toàn có thể tính

toán tối ưu tham số các bộ điều khiển mức nước theo nhiều phương pháp khác nhau: Phương pháp Biên - Pha ; Phương pháp hàm mục tiêu [6] hoặc bằng các phần mềm tính toán khác nhau (Topcontrol, C-Building...). Đề tài sử dụng phương pháp Biên - Pha kết hợp với phần mềm Topcotrol

Như đã trình bầy ở chương 1, việc điều khiển mức nước thực hiện nhờ hai vòng điều khiển nối tiếp bao gồm vòng trong là điều khiển lưu lượng nước và vòng ngoài là điều khiển mức nước có kèm phản hồi dương lưu lượng hơi. (Hình 9). Đề tài đã tính toán theo nguyên tắc truyền thống: tối ưu hoá vòng điều khiển trong trước khi tính toán tối ưu vòng điều khiển ngoài. Kết quả nhân được:

- Bộ PI (w): K= 0.1; 1=120 ; Bộ PI(qf): K=0.05; I = 0.4Với tham số tối ưu trên, nhận được phản ứng mức nước như Hình 41, theo

đó dao động mức nước giảm +14 / -30 mm; ảnh hưởng của sôi bồng mức nước không đổi là 10 mm.

Trường hợp lưu lượng nhiệt lượng Q giảm - 10 kg/s, mức nước bao hơi phản ứng theo chiều ngược lại, trong đó ảnh hưởng của co rút mức nước là - 8 mm.

Áp dụng các kết quả trên cho mô hình thực tế của hệ thống, ta nhận được kết qua như Hình 42.

54

I 1 I

Hình 40, Phản ứng mức nước hệ kín với nhiễu nhiệt lượng +10 kg/s khi giảm thời gian phản ứng của van nước cấp

Hình 41, Phản ứng mức nước hệ kín với nhiễu nhiệt lượng +10 kg/s theo tham số điều khiển tối ưu.55

í 1 I

56

I I I

Nhận xét:

• Khi chưa thay đổi tham số điều khiển, dao động mức nước đạt ± 40 mm• Khi giảm thời gian tăng tốc của van nước cấp, dao động mức nước đạt ±

38 mm• Với tham số điều khiển tối ưu các bộ điều khiển lưu lượng nước cấp và

mức nước bao hơi, dao động mức nước đạt ± 30 mm• ảnh hưởng của sôi bổng và co rút mức nước + 10 mm / - 8 mm là không

lớc so với ảnh hưởng do bản thân lò, bao hoi và hệ thống điều khiển mức nước• Số lần tác động của van nước cấp từ 4-6 lần/phút giảm còn 3-5 lần/phútTừ các nhận xét trên, có thể kết luận dao động mức nước bao hơi ở chế độ

tĩnh không thể nhỏ hơn ± 30 mm. Với kết cấu lò hơi và bao hơi hiện tại, việc giảm dao động nêu trên chỉ có thể thực hiện được bằng cách chọn, thay thế van điều khiển nước cấp tác động nhanh, có thời gian đạt góc mở 100% nhỏ hơn 20 s.

III, Phân tích tham số hệ thống ở chế độ động và biện pháp ổn định:

Ở chế độ tĩnh, mức nước bao hơi dao động do ảnh hưởng của nhiễu lưu lượng nhiệt lượng Q. ở chế độ động khi tăng giảm tải, dao động của mức nước trở nên mạnh mẽ do phản ứng bản thân của lưu lượng nhiệt lượng, áp lực bao hcd, lưu lượng hơi và lưu lượng nước cấp ở chế độ động học.

Để thuận tiện phân tích phản ứng hệ thống, có thể sử dụng mô hình bao hơi với kích thích tăng công suất theo lưu lượng hơi không có tác động của nhiễu.

a ) Phản ứng mức nước khi tăng công suất:Tương tự như tối ưu hoá hệ thống ở chế độ tĩnh, ta có thể xác định tham số

điều khiển tối ưu của các bộ điều khiển lưu lượng nước và bộ điều khiển mức nước khi đặt kích thích đầu vào là sự thay đổi lưu lượng nước ở chế độ diều khiển áp lực p không đổi hoặc thay đổi lưu lượng nhiệt lượng Q ở chế độ điểu khiển lưu lượng không đổi. Kết quả nhận được không thay đổ nhiều so với các tham số tối ưu đã xác định ở chế độ tính. Cụ thể:

- Bộ PI(w):K= 0.15; 1=120- Bộ PI(qf): K=0.04; I = 0.5Trên Hình 43 thể hiện các thông sô' hệ thống khi tăng công suất từ 150

MW lên 160 MW với tốc độ 3 MW / phút bằng cách tăng lưu lượng hơi khi chưa lựa chọn tối ưu tham số điều khiển khi không có ảnh hưởng của nhiễu.

57

I

100

Jí\ Thay đổi lưu lượng nướcan

V* I cấp và hơi chính Ọcg/s)

50 _____ I Vị trí van 1 (°/o)

40

20

Vị trí van 2 (%)

nMức nước (mm)

u

-20

-40.

100

Thay đỗi lưu lương hơi chinh

à 5000 10000 15000Thòi Elan <s'!

_________1

SOLưu lượng hoi kg/s

60

40

20

Áp lực hoi (Pa)

Nhiệt lượng Q

Thể tích hoi (m3)0 ..X-_________ I Mức nưác (mm)

-20

-40 _____5000 10000 15000

thòi gian (s)

Hình 43, Phản ứng hệ thống khi tăng công suất ở chế độ áp lực không đổi58

Nhân xét:

• Các van cấp nước có quá điều chỉnh 10 % với van 1 và 3% với van 2• Với tham số điều khiển tối ưu các bộ điều khiển lưu lượng nước cấp và

mức nước bao hơi, dao động mức nước ở chế độ động đạt ± 30 mm• ảnh hưởng của sôi bồng và co rút mức nước + 10 mm / - 8 mm là không

lớc so với ảnh hưởng do bản thân lò, bao hoi và hê thống điếu khiển mức nướcTương tự ở chế độ tĩnh, có thể kết luận dao động mức nước bao hơi ở chế

độ không nhiễu không thể nhỏ hơn ± 30 mm, vói nhiễu không nhỏ hơn ± 60 mm . Với kết cấu lò hơi và bao hơi hiện tại, việc giảm dao động nêu trên chỉ có thể thực hiến được bằng cách chọn, thay thế van điều khiển nước cấp tác động nhanh, có thời gian đạt góc mở 100% nhỏ hơn 20 s.

có thời gian tăng tốc đến tốc độ dịnh mức của van nước cấp nhỏ hơn 20 s.IV, Phản ứng mức nước khi mất 01 bơm cấp:

Ở chế độ mất 01 bơm cấp, hệ thống điều khiển tại NMNĐ PL được thiết kế tự động tăng lưu lượng của bơm cấp còn lại trong thòi gian đưa bơm dự phòng vào làm việc, đồng thời giảm công suất phát bằng cách giảm lưu lượng hơi nếu cần thiết.

Để xét diễn biến của quá trình mất 01 bơm cấp, có thể kích thích hộ điều khiển bằng cách cắt bơm số 1 khi đang phát công suất 150 MW; Đáp ứng lưu lượng và mức nước bao hơi được thể hiện trên Hình 44.

59

I I

Với mục đích đơn giản hoá quá trình phân tích, ta xét phản ứng của mức nước khi không bị ảnh hưởng của nhiễu nhiệt lượng như Hình 45.

không xét nhiễu nhiệt lượngTừ Hình 45, ta có thể phân tích diễn biến mức nước bao hơi như sau:

- Tại thời điểm mất bơm cấp số 1, lưu lượng nước giảm đột ngột 40 kg/s. Mức nước tăng 30 mm do hiện tượng sôi bồng, sau đó bắt đàu giảm nhanh do mất cân bằng lưu lượng hơi và lưu lượng nước.

- Để bù lưu lượng nước còn thiếu, van cấp nước số mở nhanh; Lưu lượng nước do vậy tăng dần. Tuy nhiên do lưu lượng nước vẫn nhỏ hơn lưu lượng hơi nên mức nước tiếp tục giảm.

- Sau khi lưu lượng nước và hơi đạt cân bằng, mức nước vẫn giảm trong khoangt thời gian 25s do đặc tính trễ của hệ thống sau đó bắt đầu tăng dần.

- Cũng do bởi đặc tính trễ của hệ thông, lưu lượng nước tồn tại quá điều chỉnh như trên Hình 45, sau đó giảm dần và đạt ổn định ở mức cân bằng với lưu lượng hoi.

Trong trường hợp thực tế nêu trên, mức nước đạt cực tiểu tại - 115 mm, nhỏ hơn ngưỡng bảo vệ mức nước thấp của hệ thống dẫn đến các likên động bảo vệ làm việc để dừng toàn bộ nhà máy. Khả năng duy ưì công suất không thực hiện được. Nói cách khác, thử nghiêm mất một bơm cấp (Run Back Test) không thành công.

60

I I

Hình 46, Giảm dao động mức nước khi mất bơm cấp bằng cách giảm lưu lượng hơiĐể giảm dao động mức nước khi mất bơm cấp, về nguyên tắc cần rút ngắn

thời gian cân bằng lưu lượng nước / hơi tính từ thời điểm mất bơm. Đề tài xét hai phương pháp cơ bản sau:

1. Nhanh chóng giảm lưu lượng hơi ngay sau khi mất bơm cấp ở mọi công suất như Hình 46. Khi đó, điểm cân bằng giảm xuống còn 55 s; Mức nước thấp đạt -80mm

Tuy nhiên, do vì công suất phát không thể giảm nhanh. Do vậy lưu lượng hơi nước không thể giảm nhanh như mong muốn. Với tốc độ giảm tối đa 3MW/phút như thuẹc tế tại NMNĐ Phả Lại 2, thời gian đạt cân bằng lưu lượng hơi / nước giảm không nhiều dẫn đến dao động mức nước tuy giảm nhưng vẫn đạt giá tộ bão vệ mức nước thấp.

2, Ngoài phưong pháp nêu trên, đề tài mô phỏng phản ứng mức nước khi lựa chọn van cấp có thòi gian tăng tốc, đạt góc mở 100% đến định mức chỉ 5 - 20 s. Khi đó, thoti gian đạt cân bằng lưu lượng hơi Ị nước đạt 45s; Dao động mức nước khi mất bơm cấp do vậy đạt - 65 mm như Hình 46; Khi xét đến nhiễu nhiệt lượng ta có Hình 47.

61

I

Hình 46, Dao động mức nước khi mất bơm cấp với bơm tác động nhanh

Hình 47, Dao động mức nước khi mất bơm cấp với bơm tác động nhanh có xét nhiễu nhiệt lượng

62

Ngoài hai phương pháp nêu trên, để giảm thời gian cân bằng lưu lượng nước / hơi trên thế giới còn sử dụng phương pháp bổ sung mạch phản hổi dương sai lệch lưu lượng hơi đặt và lưu lượng hơi thực tế như Hình 48. Về nguyên lý, mạch phản hồi dương như trên không những cải thiện dao động mức nước khi mất bơm cấp mà còn tăng ổn định mức nước ở cả chế độ tĩnh và động. Tuy nhiên, phương pháp nêu trên chỉ có thể ứng dụng khi van điều khiển nước cấp là loại tác động nhanh. Đối với van tác động chậm như NMNĐ Phả Lại 2, đề tài không phân tích chi tiết phương án này.Sai lệch L. lượng hơi Mức nước Lưu lượng hơi Lưu lượng nước

Van nước cấp

Hình 48, Điều khiển mức nước có bổ sung phản hồi dương sai lệch lưu lượng hơi

Nhận xét:

Qua mô phỏng hệ thống như trện, có thể rút ra một sô' nhận xét sau:• Đối với hệ thống hiện hữu tại NMNĐ Phả Lại, dao động mức nước bao

hơi khi mất một bơm cấp là lớn hơn giá trị bảo vệ mức nước thấp. Chế độ thử nghiệm sa thải một bơm cấp (Run Back Test) do vậy khó thực hiện được.

• ảnh hưởng sôi bổng mức nước ± 30 mm là không lớn so với ảnh hưởng bản thân kết cấu hệ thống. Hơn thế, đây la ảnh hưởng dương (Tăng mức nước bao hơi khi mất bơm cấp) nên không thể là nguyên nhân tác động xấu đến chế đọ sa thải bơm cấp.

• Để khắc phục nhược điểm trên, có thể xét sử dụng bơm cấp với thời gian tăng tốc, đạt góc mở 100% đến định mức 5 - 20 s. kết hợp phản hổi dưong sai lệch lưu lượng hơi cho vòng điêu khiển mức nước.

63

I

I

KẾT LUẬNĐề tài đã bám sát, thực hiện các nội dung theo yêu cầu, cụ thể:- Nghiên cứu hệ thống điều khiển mức nước bao hơi N/M ĐPL2 nhờ DCS

- Mô hình hoá hệ thống bao gồm mô tả toán học bao hơi; Mô hình hoá bao hơi; Thí nghiệm lấy đặc tuyến và mô tả cơ cấu thừa hành.

- Phân tích tham số điều khiển mức nước bao hơi tại PL2 theo p.pháp tối ưu tần số biên pha

- Xác định ảnh hưởng từ dao động quá trình cháy và lưu lượng, áp lực hơi chính.

- Phân tích và đề xuất các biện pháp ổn định hoá mức nước bao hơi ở chế độ tĩnh, chế độ động (tăng giảm tải) và chế độ sa thải oi bơm nước cấp.

Đề tài rút ra các kết luận chính như sau:1, Đối với mô hình hoá hệ thống:• Có thể mô tả toán học toàn bộ bao hơi của lò hơi bằng các phương

trình cân bằng khối lượng, cân bằng năng lượng, phân bố hơi tại các ống truyền nhiệt và các phương trình đại số liên quan.

• Có thể sử dụng chương trình mô phỏng MATLAB để mô hình hoá bao hơi cũng như toàn bộ hệ điều khiển bao hơi. Có thể mở rộng, mô hình hoá toàn nhà máy (Turbin, máy phát, gia nhiệt cao áp ...)

• Các cơ cấu chấp hành được mô tả bằng phương pháp lấy đặc tuyến cho kết quả với sai số chấp nhận được..

2, Các ứng dụng đối với mô hình bao hơi và hệ điều khiển bao hơi:• Đánh giá về vật lý hệ thống lò hơi như năng lượng tích trữ trong kim

loại, nước và hơi nước ở áp lực, nhiệt độ danh định tại các điều kiện phát công suất khác nhau v.v...

• Có thể phân tích, xác định tham só tối ưu hệ điều khiển bao hơi; Từ đó đưa ra các cấu trúc điều khiển, các phương án lựa chọn thiết bị phù hợp với yêu ầu hệ thống.

3, Đối với bao hơi và hệ điều khiển bao hơi tại NMNĐ PL:• Ở chế độ tĩnh, với tham số điều khiển tối ưu các bộ điều khiển lưu

lượng nước cấp và mức nước bao hơi, dao động mức nước đạt ± 30 mm; ảnh hưởng của sôi bồng và co rút mức nước +10 mm / - 8 mm là không lớn so với ảnh hưởng do bản kết cấu lò, bao hơi và hệ thống điều khiển mức nước; Số lần tác động của van nước cấp 3-5 lần/phút

Với kết cấu lò hơi và bao hơi hiện tại, việc giảm dao động dưới ± 30 mm có thể thực hiện được bằng cách chọn, thay thế van điều khiển nước cấp có thời gian tăng tốc, đạt góc mở 100% van nước cấp nhỏ hơn 20 s.

• ở chế độ tăng giảm tải, với tham số điều khiển tối ưu các bộ điều khiển lưu lượng nước cấp và mức nước bao hơi, dao động mức nước ở chế độ

64

I

I I I

động không nhỏ hơn ± 60 mm khi có ảnh hưởng của nhiễu nhiệt lượng; ảnh hưởng của sôi bồng và co rút mức nước + 10 mm / - 8 mm là không lớn so với ảnh hưởng do kết cấu bản thân lò, bao hơi và hệ thống điều khiển mức nước

Tương tự ở chế độ tĩnh, với kết cấu lò hơi và bao hơi hiện tại, việc giảm dao động nêu ưên có thể thực hiên được bằng cách chọn, thay thế van điều khiển nước cấp có thời gian tăng tốc, đạt góc mở 100% của van nước cấp nhỏ hơn 20s.

• Ở chế độ mất 01 bơm nước cấp, dao động mức nước bao hơn lớn hơn giá trị bảo vệ mức nước thấp. Chế độ thử nghiệm sa thải một bơm cấp (Run Back Test) do vậy khó thực hiện được. Để khắc phục nhược điểm ưên, cóthể xét sử dụng bơm cấp với thờ gian tăng tốc, đạt góc mở 100% của van nước cấp nhỏ hơn 20s, kết hợp phản hồi dưong sai lệch lưu lượng hơi cho vòng điếu khiển mức nước

Bên cạnh các kết quả đạt được nêu trên, ưong ứng dụng thực tiễn cẩn hoàn thiện và lưu ý một số nội dung sau:

- Chương ưình mô phỏng còn chậm. Có thể tăng tốc độ chương ưình bằng cách sử dụng hàm S-Function của MATLAB cho tất cả các chương trình con.

- Trường hợp có nguồn kinh phí có thể mua, sử dụng chương trình mô phỏng chuyên dùng MODELICA, OMALA hoặc có thể mô phỏng trực tiếp bằng OSMIM.

- Do vì hệ thống mô phỏng TECHCOM tại NMNĐ Phả Lại hoạt động chưa chính xác nên việc kiểm nghiệm các tính toán trong thực tế chưa thực hiện. Đối với các đơn vị có hệ thống SIMULATOR tương tự, cần kiểm ưa, hiệu chỉnh các thông số đã tính toán.

Tuy có một số điểm chưa hoàn thiện nêu ưên, đề tài đã hoàn thành và có ý nghĩa ưong ứng dụng thực tế đối với các đơn vị chuẩn bị trang bị lò hơi cũng như các đơn vị đang vận hành NMNĐ ưong quá ưình phân tích, lựa chọn tối ưu hê thống cũng như duy tu, bảo dưỡng, thay thế thiết bị khi cần thiết.

Ngoài ra, bằng phương pháp tương tự, có thể lập các phương ưình cân bằng và mô phỏng toàn nhà máy (Máy phát - Tur bin, Gia nhiệt cao áp, điều khiển nhiệt độ...) ưên MATLAB hoặc các chương ưình khác, phục vụ công tác phân tích, lựa chọn tối ưu cho toàn nhà máy./.

(Đề tài đính kềm đĩa các chương trình tính và mô phỏng hệ thống)

— &&&■65

I

REFERENCES[1] Neuman, p.: Engineering Simulator for Fossil Power Plant. Preprint IFAC/CIGRE Symp. on Control of Power[2] DoleDal, R., Varcop, L.: Process Dynamics - Automatic Control of Steam Generation Plant, Elsevier, London, 1970.[3] Systems and Power Plants, pp. 375-383, August 18-21, 1997, Beijing, China.[4] Jan, J. A., Sulc, B., Neuman, p.: Operator Training Simulator of a Thermal Power Plant based on Object[5] Oriented Modelling, (accepted to) Second IASTED International Conference Power and Energy Systems(EuroPES 2002), Crete, Greece, June 25-28, 2002.

[6] K.J. Ảstrốm and T. Hăgglund, PID Controllers: Theory, Design, and Tuning, 2nd edition. Instrument Society of America, 1995.

[7] K.J. Âstrởm and B. Wittenmark, Adaptive Control, 2nd edition. Addison- Wesley Publ Co, 1995.

[8]K.J. Âstrốm, G.C. Goodwin, and P.R. Kumar (editors), Adaptive Control, Filtering, and Signal Processing, vol 74, The IMA Volumes in Mathematics and its Applications, Springer-Verlag 1995.

[9] Fawnizu A.H Overcoming the shrink and swell effect in water level control strategy on industrial drum boiler 2001

[10] K.J. Ảstrốm and R.D Bell (2000) Drum Boiler Dynamics, Automatica 36, pp 363 - 378

[11] Fawnizu A.H, Rees N.w (2001) Drum water level control : a study by simulation

[12] Nguyễn Sĩ Mão, Lý thuyết và thiết bị cháy, Nxb Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội, 2002.

[13] Nguyễn Phùng Khoang (2005) Matlab & Sỉmulink dành cho kỹ sư điều khiển tự động[14] Bguyễn Công Huân, Nguyễn Qốc Trung (2002) Nhà máy nhiệt điện[ 15] Sam G. Dukelow The Control of Boilers[16] David Lindsley (2000) Power Plant control and Intrumentation[17] Phạm Lê Dan, Nguyễn Công Huân (2001) Công nghệ lò hơi và mạng nhiệt[18] Misui Babcock Energy Ltd Technical Data 2x300 MW Sheets anthracite Boilers 68

I

Phụ lục 1, Các quan hệ chính- Bảng hoi bão hòa 1, Quan hệ p - h© Department of Mechanical Engineering, Stanford University

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000h, KJ/kg

69

2, Quan hệ T-s© Department of Mechanical Engineering, Stanford University 1000

960

920

880

840

800

760

720

680

640T, K

600

560

520

480

440

400

360

320

280

■240-1 01 23456 7 89 10

11? s, kJ/(kg -K)

70

I

3, Quan hệ V - u

71

I

I

Phụ lục 2: Chương trình Matlab lập trên hàm S-Function

%---------------------------------------------------------------------------% Linear regression of steam pressure with "polyfit"% Programming Note: call "polyfit" and "polyval"% Instructor: Nam Sun Wang%---------------------- —------- -----------------------------------------

% Start fresh--------------------------------------------------------------clear all

% Program header-----------------------------------------------------------dispfLinear regression of steam pressure data with a polynomial')

% Read x-y data from a file-----------------------------------------------% [ X y ] = read2col('steam.prrí);

load steam.dat;X = steam(:,1);y = steam(:,2);

while 1iorder = inputfOrder of fit (quit=o, linear=2, quadratic=3, etc):');if (iorder == 0) errorfQuit by the user.'); endif (iorder < 0 ) errorfOrder must be positive.'); end

% Find the polynomial coefficients by calling the "polyfit" function — a = polyfitfx, y, iorder-1);

% Print the coefficients (The coefficients are revered)-----------------dispfThe coefficients are (from the lower order up):') for i=1 : iorder

fprintf('a(%2i) = %14.6e\n', i, a(iorder-i+1)) end

% Generate the fitted polynomial function with "polyval"----------------yfit = polyval(a, x);

% Print the residual error------------------------------------------------sse = (yfit-y)' * (yfit-y);disp([ 'squared residual error =', num2str(sse) ])

% Plot (every 5th data point) and compare results-----------------------plot(x(1:5:size(x,1)), y(1:5:size(y,1)), 'o', X, yfit,'-')xlabelfTemperature (F)')ylabelfPressure (psia)')titlefSteam Pressure')

end

72

I

Điều khiển van cấp nước và lưu lượng nước

Thí nghiệm thay đổi giá tri đặt mức nước

74

I I

Thí nghiêm điều khiển bằng tay 01 vòng điều khiển lưu lượng

Thí nghiêm thay đổi công suất tổ máy

75

I I

76

+ Bản vẽ 1, sô 1001: Vòng điều khiển m

ức nước

Bản vẽ 2, sô' 1002: Vòngđiếu khiển lưu lượng

106201/B221/LD/63000/* /1003

ì ỉ

+ Bản vẽ 3, sô' 1003, Điều khiển chêch áp lực van cấp

106201 /022' AD/e WOO/X / í 009 J------ -- ------------ ;--------- >------------- ■--------- -

+ Bản vẽ 1, số 1009: Điều khiển công suất tổ m

áy