Procedure Innovative Per Avvio Ciclo Combinato - CESI

CESIRapportoRETE Rete Trasmissione & Distribuzione

Approvato

A5053107 Pag. 1/66

Cliente

Ricerca di Sistema (secondo periodo)

Oggetto

Procedure di esercizio per lavviamento dei gruppi di produzione: studio tramite modello di procedure di esercizio innovative per impianti di produzione a ciclo combinato

Ordine Note

L17401C RETE21/CONSISTE/workpackage 2/milestone 2.11 Rapporto 1/1 della milestone

La parziale riproduzione di questo documento permessa solo con l'autorizzazione scritta del CESI.

N. pagine Data ElaboratoMod. RAPP v. 01

66 20/12/2005

N. pagine fuori testo

BU RETE T&D-SC F. Pretolani Politecnico di Milano F. Casella BU RETE T&D BU RETE T&D G. Garbossa A. Ardito

Verificato Approvato

CESI Centro Elettrotecnico Sperimentale Italiano Giacinto Motta SpA

Via R. Rubattino 54 20134 Milano - Italia Telefono +39 022125.1 Fax +39 0221255440 www.cesi.it

Capitale sociale 8 550 000 Euro interamente versato Codice fiscale e numero iscrizione CCIAA 00793580150

Registro Imprese di Milano Sezione Ordinaria N. R.E.A. 429222 P.I. IT00793580150


Approvato

A5053107 Pag. 2/66

Indice1 2 SOMMARIO..................................................................................................................................... 3 IL MODELLO MATEMATICO .................................................................................................... 4 2.1 PARTI DELL'IMPIANTO INCLUSE NEL MODELLO E PRINCIPALI IPOTESI SEMPLIFICATIVE ............ 5 2.1.1 Generatore turbogas .......................................................................................................... 5 2.1.2 Caldaia a recupero............................................................................................................. 5 2.1.3 Sistema turbine a vapore e generatore elettrico ................................................................ 6 2.2 SISTEMA DI CONTROLLO ............................................................................................................. 7 3 VALIDAZIONE DEL MODELLO ................................................................................................ 8 3.1 3.2 3.3 4 4.1 4.2 4.3 4.4 5 6 CARATTERISTICHE DEL TRANSITORIO DI AVVIAMENTO PRESO A RIFERIMENTO ........................ 8 RISULTATI DELLA SIMULAZIONE ................................................................................................ 9 DISCUSSIONE DEI RISULTATI OTTENUTI ................................................................................... 17 STRATEGIA 1: ELIMINAZIONE DELLE SOSTE ............................................................................. 20 STRATEGIA 2: ELIMINAZIONE DELLE SOSTE + PRESA DI CARICO TURBOGAS RAPIDA .............. 28 STRATEGIA 3: SOAKING TURBINA E ACCELERAZIONE PRESA DI CARICO DEL TURBOGAS ........ 36 ULTERIORI SVILUPPI ................................................................................................................. 44

ANALISI DI PROCEDURE ALTERNATIVE DI AVVIAMENTO......................................... 18

CONCLUSIONI ............................................................................................................................. 45 BIBLIOGRAFIA ............................................................................................................................ 46 REGISTRAZIONI DI UN TRANSITORIO DI AVVIAMENTO DI UN IMPIANTO DI PRODUZIONE A CICLO COMBINATO......................... 47 ANALISI DI LETTERATURA SULLOTTIMIZZAZIONE DELLE PROCEDURE DI AVVIAMENTO................................................................ 63

APPENDICE A APPENDICE B -

RIFERIMENTI BIBLIOGRAFICI ...................................................................................................... 65

Copyright 2005 by CESI. All rights reserved - Activity code 25975M


Approvato

A5053107 Pag. 3/66

STORIA DELLE REVISIONINumero revisione 0 Data 20/12/2005 Protocollo A5053107 Lista delle modifiche e/o dei paragrafi modificati Prima emissione

1

SOMMARIO

La presente relazione descrive lattivit svolta nellambito di una collaborazione con il Politecnico di Milano e volta allo studio di procedure innovative di avviamento di impianti a ciclo combinato per la produzione dellenergia. La ricerca stata condotta secondo i seguenti passi: 1) Sviluppo di un modello di impianto e realizzazione di un ambiente di simulazione utilizzando il linguaggio Modelica [2-3]. Nella realizzazione del simulatore stata largamente impiegata la libreria di componenti riutilizzabili ThermoPower [4-7]. 2) Validazione del modello e del simulatore mediante riproduzione di un transitorio di avviamento tipico condotto secondo la pratica corrente, e valutazione del picco massimo di stress termico corrispondente. 3) Studio e valutazione di strategie innovative di start-up volte a ridurre il tempo di avviamento, senza per aumentare il valore di picco degli stress termici. Quantificazione dei benefici potenzialmente ottenibili e analisi delle possibili linee di sviluppo della ricerca. Il documento organizzato come segue: il capitolo 2 contiene la specifica del modello di simulazione, in cui viene discussa la tipologia di impianto da simulare, le ipotesi semplificative fondamentali e i limiti di applicabilit del modello d'impianto. Nel capitolo 3 vengono riportati i risultati di una prova di validazione. Il capitolo 4 riporta lanalisi di procedure alternative di avviamento, volte a ridurre i tempi di start-up nel rispetto di vincoli sugli stress massimi ammissibili. Infine, nel capitolo 5 si traggono alcune conclusioni del lavoro e si indicano possibili linee di sviluppo. La relazione completata dallappendice A in cui sono riportate alcune registrazioni di impianto utilizzate per la messa a punto e validazione dei modelli matematici e dallappendice B in cui si riporta unanalisi critica della letteratura scientifica relativa allottimizzazione delle procedure di avviamento degli impianti per la produzione dellenergia.

CESIRapporto2RETE Rete Trasmissione & Distribuzione

Approvato

A5053107 Pag. 4/66

IL MODELLO MATEMATICO

Il modello di impianto gi stato descritto in un precedente rapporto [1] a cui si rimanda per i dettagli. Se ne riporta qui di seguito per comodit e per sommi capi la descrizione: viene discussa la tipologia di impianto da simulare, le ipotesi semplificative fondamentali e i limiti di applicabilit. Stante che lo scopo del presente studio di analizzare e ottimizzare le manovre di avviamento di un generico impianto a ciclo combinato, non richiesta una elevata accuratezza nella riproduzione dei transitori di uno specifico impianto, che potrebbe essere oggetto di ulteriore studi specifici. Per converso, necessario che il modello copra con un ragionevole grado di fedelt tutte le fasi rilevanti della tipica manovra di avviamento dell'impianto. Si sono quindi impiegati modelli non-lineari, anche se opportunamente semplificati, basati su principi primi: bilanci di massa, quantit di moto ed energia, ovvero semplici correlazioni empiriche ove necessario (p.es. coefficienti di scambio, coefficienti di attrito), eventualmente tarate in base ai risultati di modelli pi sofisticati e/o in base a dati sperimentali. Il grado di dettaglio del modello (ad es., il numero di nodi nei modelli degli scambiatori) deve essere flessibile, ma comunque adeguato all'applicazione, che prevede la necessit di calcolare numerosi transitori, o addirittura di impiegare il modello di simulazione per calcolare cifre di merito all'interno di algoritmi di ottimizzazione iterativi. Per favorire la comprensibilit del modello, la sua documentazione, ed il suo possibile riuso e/o miglioramento in futuro, si utilizzato un approccio modulare, ottenuto cio per aggregazione gerarchica dei modelli dei suoi componenti fisici elementari. Particolarmente vantaggiosa da questo punto di vista l'adozione dell'approccio object-oriented, in cui le interfacce dei singoli moduli (corrispondenti a porzioni fisiche dell'impianto) sono a-causali, cio non specificato a priori chi siano gli ingressi e le uscite ai fini del calcolo. Sulla base dei requisiti elencati stata effettuata la scelta di utilizzare come ambiente di simulazione il software Dymola-Modelica. Il modello complessivo dell'impianto permette di simulare l'intero transitorio di avviamento: dalla pressurizzazione della caldaia, al rullaggio turbina, sincronizzazione e presa di carico. Sono escluse le fasi caratterizzate dalla presenza di aria nel circuito acqua/vapore, che risultano scarsamente significative dal punto di vista degli stress termici date le basse temperature in gioco, ma che d'altra parte appesantirebbero in modo inaccettabile il modello. Il modello complessivo d'impianto ha quindi le seguenti variabili di ingresso: Portate di alimento e blow-down corpi cilindrici AP e MP (rappresentate come generatori ideali di portata) Carico elettrico turbogas Stato interruttore di rete Apertura valvole ammissione turbina AP e MP Apertura valvole bypass AP e MP Apertura valvola pressurizzazione corpo cilindrico MP Portata attemperatori SH e RH Tale modello viene poi corredato di modelli semplificati delle regolazioni di basso livello che non sono oggetto dell'ottimizzazione: Regolazione pressione corpo cilindrico AP, agente sulla valvola bypass turbina AP Regolazione pressione corpo cilindrico MP, agente sulla valvola di pressurizzazione corrispondente Regolazione pressione vapore risurriscaldato all'ammissione turbina MP, agente sulla corrispondente valvola di bypass turbina Regolazioni di livello corpi cilindrici, agenti sulle corrispondenti portate di alimento. Regolazioni di temperatura vapore surriscaldato e risurriscaldato, agenti sulle portate degli attemperatori (N.B queste regolazioni non sono state impiegate nell'ambito del presente studio)


Approvato

A5053107 Pag. 5/66

Il modello d'impianto controllato su cui vengono effettuate le analisi per l'ottimizzazione del transitorio di avviamento ha quindi i seguenti ingressi: Set point livello corpi cilindrici AP e MP Carico elettrico turbogas Stato interruttore di rete Apertura valvole ammissione turbina AP e MP Set point pressione corpi cilindrici AP e MP Set point pressione vapore surriscaldato all'ammissione turbina MP Set point temperatura AP e MP (NB: questa regolazione non stata impiegata nell'ambito del presente studio) Le uscite del modello includono tutte le variabili misurate sull'impianto reale (livelli e pressioni generatori di vapore, temperature vapore, velocit turbina vapore, potenza elettrica erogata), nonch altre variabili di interesse, in particolare le variabili indicative degli stress termici nei corpi a parete metallica spessa (collettori vapore, alberi turbina), che rappresentano il principale fattore limitante la rapidit della manovra di avviamento. L'intervallo di validit dei modelli deve abbracciare l'intera fase di avviamento, andando quindi da una condizione corrispondente al generatore turbogas spento, alle turbine a vapore ferme e al generatore di vapore ad una temperatura di circa 100 C, fino alla condizione di pieno carico. Il simulatore ricavato dai modelli in questione potr essere utilizzato in futuro per produrre un equivalente modello di simulazione in ambiente MATLAB/Simulink, cos da potersi avvalere delle relative funzionalit di analisi e supporto allo studio del controllo.

2.1

Parti dell'impianto incluse nel modello e principali ipotesi semplificative

L'obiettivo del modello di stimare i livelli di stress termico nei componenti critici dell'impianto (collettori vapore surriscaldato, albero turbina in corrispondenza alla sezione camera ruota) durante un transitorio di avviamento. Si quindi deciso di rappresentare in modo fortemente semplificato, o addirittura di omettere, alcune parti dell'impianto che non risultano significative da questo punto di vista. Il modello si articola quindi come segue.

2.1.1

Generatore turbogas

La dinamica del generatore turbogas molto pi rapida di quella del generatore di vapore; i gradienti massimi di carico sono quindi determinati essenzialmente dalla sezione vapore. Per evitare di appesantire inutilmente il modello, il generatore turbogas, corredato del relativo sistema di controllo, stato rappresentato come un generatore ideale di portata di fumi caldi. La portata e la temperatura dei fumi viene fatta dipendere dal set-point di carico secondo la caratteristica rilevata nel transitorio sperimentale: a basso carico la portata costante, e la temperatura sale al salire del carico; ad alto carico la temperatura costante e la portata aumenta all'aumentare del carico. Per quanto riguarda le caratteristiche dei gas di scarico durante il transitorio di avviamento, in mancanza di dati si sono assunte portate e temperature linearmente crescenti nel tempo. Il modello puramente algebrico, per evitare l'introduzione di stati veloci scarsamente significativi ai fini dell'ottimizzazione; in tutti i transitori si evita comunque di superare il gradiente massimo di carico elettrico, assunto pari a 5%/min.

2.1.2

Caldaia a recupero

Il modello della caldaia a recupero deve contribuire a rappresentare correttamente le temperature del vapore surriscaldato ad alta e media pressione (le temperature del vapore di bassa pressione non sono critiche per l'impianto). Per ridurre la complessit del modello, ed evitare nel contempo di introdurre modelli semplificati che possono perdere significato fisico nelle fasi iniziali del transitorio, si deciso di eliminare completamente il circuito di bassa pressione nel modello. Le conseguenze di questa decisione sulle parti rimanenti del modello sono le seguenti:


Approvato

A5053107 Pag. 6/66

la potenza meccanica erogata dalla turbina a vapore viene sottostimata del 3% (a pieno carico), a causa della mancanza del contributo del generatore di vapore a bassa pressione; il primo economizzatore di alta pressione e l'economizzatore di media pressione, che si trovano a valle del surriscaldatore di bassa pressione rimosso dal modello, ricevono gas caldi con una temperatura pi elevata di circa due gradi; la temperatura di ingresso dei suddetti economizzatori (che corrisponde alla temperatura del corpo cilindrico di BP) non pu essere calcolata tramite modelli basati su principi primi. I primi due punti hanno un impatto sostanzialmente nullo sulla stima temperatura del vapore surriscaldato, sia staticamente che dinamicamente, e non pongono quindi particolari problemi. L'ultimo punto comporta qualche difficolt in pi, visto che il modello deve poter descrivere l'intero transitorio di avviamento, e quindi non si posso adottare soluzioni empiriche quali assumere una temperatura costante (la temperatura a pieno carico di 160 C troppo elevata per le basse pressioni all'inizio del transitorio) oppure una temperatura funzione del carico (quantit non ben definita in fase di avviamento del generatore di vapore). Per converso, una descrizione basata su principi primi richiederebbe l'inserimento nel modello dei seguenti componenti aggiuntivi: Corpo cilindrico di BP Economizzatori e surriscaldatori BP Turbina di BP separata dalla turbina di MP, con miscelatore di BP e relativo bypass turbina Sistema di controllo livello e pressione BP L'appesantimento conseguente del modello non giustifica la maggiore accuratezza che possibile ottenere. Si assunto quindi un modello semplificato di corpo cilindrico BP, che fornisce acqua alimento ad una temperatura inferiore di 70 C a quella del corpo di MP. L'approssimazione risulta accettabile in tutte le condizioni di funzionamento dell'impianto, incluso l'avviamento. Al fine di ridurre il numero di stati del modello, per il lato fumi della caldaia si sono adottati modelli basati su bilanci statici di massa e di energia; gli accumuli infatti sono del tutto trascurabili rispetto alle inerzie termiche dei corpi metallici e del fluido contenuto nel lato vapore. Per quanto riguarda gli attemperatori, non essendo note le caratteristiche delle valvole, si sono impiegati dei semplici modelli di portate imposte, in dipendenza da un segnale esterno; la semplificazione accettabile, dato che su questi attuatori viene chiuso un anello di controllo di temperatura d'uscita sufficientemente veloce, per cui il comportamento in anello chiuso risulta del tutto equivalente. Per quanto riguarda i corpi cilindrici, non essendo note le caratteristiche delle pompe di circolazione, si sono assunte delle portate impresse fissate al valore nominale. Ove necessario, sarebbe facilmente possibile sostituire a queste ultime dei modelli fisici delle pompe, basati sulle effettive caratteristiche di funzionamento. I sistemi di acqua alimento sono rappresentati da generatori ideali di portata, comandati da un riferimento fornito dal sistema di controllo di livello. I modelli dei collettori di vapore surriscaldato comprendono il calcolo degli stress meccanici e termici.

2.1.3

Sistema turbine a vapore e generatore elettrico

Il transitorio di avviamento che necessario simulare comprende la fase di rullaggio della turbina. E' quindi necessario un modello del turbogeneratore che possa lavorare sia in isola che in rete. Sono stati quindi inclusi i modelli di turbina AP e di turbina MP-BP, inclusivi della relativa inerzia di rotazione, del generatore elettrico e della connessione alla rete. Il modello di turbina (AP o MP-BP) ottenuto connettendo tre sottomodelli: il modello del primo stadio ad azione (camera ruota), che modellizza gli ugelli e permette il calcolo della temperatura vapore in camera ruota; il modello degli stress termici nella corrispondente sezione dell'albero turbina il modello dei successivi stadi, basato sulla legge di Stodola; Come gi menzionato nel paragrafo precedente, si trascura il contributo aggiuntivo di vapore proveniente dal generatore BP. Il modello del generatore tiene conto solo del trasferimento di potenza attiva, e in caso di connessione con la rete assume perfetto sincronismo. Il condensatore rappresentato come un punto a pressione imposta, pari a 40 mbar.

CESIRapporto2.2 Sistema di controlloRETE Rete Trasmissione & Distribuzione

Approvato

A5053107 Pag. 7/66

Il modello dell'impianto completato da una rappresentazione semplificata degli anelli di controllo attivi sul generatore di vapore durante il transitorio di avviamento. Sono previsti in particolare due anelli di regolazione di livello dei corpi cilindrici, agenti sulle relative portate di alimento, tre anelli di regolazione della pressione, agenti sulle valvole di bypass delle turbine di AP e MP-BP e sulla valvola di pressurizzazione del corpo cilindrico di MP, e due sistemi di regolazione della temperatura del vapore surriscaldato di AP e MP, secondo il classico schema in cascata (non impiegati nell'ambito del presente studio, ma disponibili per futuri approfondimenti). Le valvole di turbina vengono comandate direttamente tramite un unico segnale che comanda le valvole di turbina; inclusa una logica di tipo split-range, per cui ad una apertura del 10% delle valvole di ammissione turbina AP corrisponde una apertura delle valvole di ammissione MP del 100%. Le valvole di bypass vengono invece gestite dalle rispettive regolazioni di pressione. Salvo le fasi iniziali della presa di carico, in cui l'afflusso di vapore in turbina viene parzializzato per limitare gli stress termici, l'esercizio del generatore di vapore del tipo a pressione variabile. Il modello dei sistemi di controllo della pressione nei corpi cilindrici e della temperatura del vapore surriscaldato include la funzionalit anti-windup, necessaria per gestire correttamente le situazioni di saturazione che si presentano durante il transitorio di avviamento.

CESIRapporto3 3.1RETE Rete Trasmissione & Distribuzione

Approvato

A5053107 Pag. 8/66

VALIDAZIONE DEL MODELLO Caratteristiche del transitorio di avviamento preso a riferimento

Il modello dell'impianto stato validato riproducendo il transitorio di avviamento riportato in Appendice A. La simulazione condotta utilizzando il modello di impianto controllato CESI.ControlledPlant, connesso ad un modello di sequenziatore. Quest'ultimo include anche un regolatore di velocit di turbina, attivo durante il transitorio di accelerazione della turbina fino alla sincronizzazione; negli altri intervalli di tempo, le valvole di ammissione turbina sono comandate direttamente da un segnale di apertura valvola; quest'ultimo comanda entrambe le valvole tramite una opportuna legge di tipo splitrange, che causa una apertura pi rapida delle valvole di ammissione MP per valori di apertura superiori al 10%. Le condizioni iniziali dell'impianto, corrispondenti ad un avviamento tiepido sono le seguenti: Stato stazionario. Pressione corpi cilindrici (assolute): AP 2.1 bar, MP 1.0 bar. Portate di blow-down: 10 kg/s dal corpo di AP e 5 kg/s dal corpo di MP. Gruppo turbogas spento (viene considerata una piccola portata di gas a bassa temperatura per evitare problemi numerici). Valvole turbina chiuse e turbina ferma; interruttore di rete aperto. Temperatura albero turbina AP: 435 K distribuita uniformemente (valore rilevato tramite la misura di temperatura vapore in camera ruota prima dell'avviamento della turbina). Temperatura albero turbina MP: 435 K distribuita uniformemente. La procedura di avviamento, ricostruita dai grafici riportati in appendice A, si svolge come segue: Avviamento generatore di vapore (ore 5:20 ore 7:00) t=0s Inizio avviamento turbogas t = 600 s Inizio aumento a rampa set point pressione AP, MP e RH t = 1250 s Avviamento turbogas terminato, gruppo turbogas autosostentante con produzione nulla di energia elettrica t = 2000 s Fine rampa aumento set point pressione; AP: 28 bar, MP: 7 bar, RH: 6.5 bar Inizio riduzione a rampa portata di blow-down corpi cilindrici t = 2500 s Portate di blow-down corpi cilindrici nulle t = 5100 s Inizio aumento a rampa carico elettrico turbogas Inizio aumento a rampa set point pressione AP, MP e RH t = 6480 s Fine rampa carico elettrico turbogas: potenza 50 MW Fine rampa aumento set point pressione; AP: 50 bar, MP: 12 bar, RH: 11.5 bar Avviamento turbina a vapore (ore 7:00 9:05) t = 9600 s Inizio prima rampa set point velocit turbina t = 12300 s Fine prima rampa accelerazione; frequenza: 45 Hz Inizio seconda rampa accelerazione t = 13200 s Fine seconda rampa accelerazione; frequenza: 50 Hz t = 13500 s Chiusura interruttore di rete turbina a vapore (sincronizzazione) Presa di carico (ore 9:05 12:15) t = 13500 s Inizio rampa di presa di carico turbina a gas (da 50 Mwe) Scalino apertura valvole ammissione al 4% Inizio rampa apertura valvole ammissione 4% 10% t = 14100 s Fine rampa apertura valvole ammissione 4 % 10% Inizio rampa apertura valvole ammissione 10 % 15 % t = 14200 s Fine rampa apertura valvole ammissione 10 % 15 % t = 15000 s Inizio rampa apertura valvole ammissione 15 % 20 %

CESIRapportot = 15100 s t = 15500 s t = 17100 s t = 18500 s t = 25245 sRETE Rete Trasmissione & Distribuzione

Approvato

A5053107 Pag. 9/66

Fine rampa apertura valvole ammissione 15 % 20 % Inizio aumento a rampa set point pressione AP Inizio rampa apertura valvole ammissione 20 % 100% Fine rampa apertura valvole ammissione 20 % 100% Fine rampa set point pressione AP: 100 bar Fine rampa presa carico turbina a gas (a 235 Mwe)

3.2

Risultati della simulazione

Il grafico di Fig. 3.1 mostra l'andamento della potenza generata dal turbogas e dalla turbina a vapore, nonch la potenza elettrica generata totale. Per semplicit, rispetto al transitorio di riferimento, si omessa la sosta nella presa di carico del turbogas tra 15000 e 17000 s.

Fig. 3.1 - Potenza TG, TV e totale

Fig. 3.2 - Pressioni corpi cilindrici AP e MP La Fig. 3.2 mostra le pressioni dei due corpi cilindrici. Si distinguono chiaramente le due rampe di pressione durante l'avviamento del generatore di vapore, e la salita di pressione del corpo di AP durante


Approvato

A5053107 Pag. 10/66

la presa di carico del turbogas; la pressione del corpo di MP invece controllata e rimane stabile a 12 bar durante quest'ultima fase. La Fig. 3.3 mostra l'andamento delle portate vapore AP e MP, nonch la portata vapore turbina AP; su quest'ultima possibile riconoscere la fase di rullaggio (caratterizzata da portate dell'ordine di 1 kg/s), la prima fase di presa di carico, in cui parte della portata di vapore AP viene scaricata dal bypass, e la fase finale in cui tutto il vapore AP viene inviato in turbina.

Fig. 3.3 - Portate vapore di AP e di MP

Fig. 3.4 - Temperature vapore SH, RH e fumi allo scarico della TG La Fig. 3.4 mostra l'andamento delle temperature di vapore surriscaldato e risurriscaldato, confrontate con la temperatura di scarico del turbogas all'ingresso della caldaia a recupero. La Fig. 3.5 mostra l'andamento della portata fumi turbogas. Dopo la fase iniziale di avviamento, la portata rimane costante fino ad un valore del carico elettrico di 140 MW, dopodich inizia a crescere a causa dell'apertura delle IGV del compressore, in modo da mantenere costante la temperatura dei gas allo scarico.


Approvato

A5053107 Pag. 11/66

La Fig. 3.6 mostra l'andamento del livello nei corpi cilindrici. La parte pi critica sembra essere quella corrispondente all'avviamento del generatore di vapore, a causa dell'espulsione di massa dagli evaporatori quando si inizia la produzione di vapore. Per ovviare a questo inconveniente, il set point di livello posto a -0.3 metri finch le pressioni non raggiungono valori sufficientemente alti. Le perturbazioni dovute all'inizio della rampa di presa di carico risultano di minore entit.

Fig. 3.5 - Portata gas scaricati dalla TG

Fig. 3.6 - Livelli corpi ciclindrici di AP e di MP La Fig. 3.7 mostra l'andamento della velocit di turbina, espresso come frequenza di rotazione dell'asse di fase del generatore elettrico. La Fig. 3.8 mostra l'andamento dell'apertura delle valvole nel circuito delle turbine a vapore. L'andamento dell'apertura della valvola ammissione AP stato stimato in modo da ricostruire l'andamento della differenza di pressione tra il vapore surriscaldato e la pressione in camera ruota. L'andamento dell'apertura delle valvole MP stato determinato in modo da ricostruire correttamente la potenza generata dall'intero turbogruppo. Le valvole di bypass si chiudono automaticamente durante la


Approvato

A5053107 Pag. 12/66

presa di carico, salvo una piccola riapertura dei bypass (osservata in appendice A), dovuta ad un eccessivo ritardo nell'aumento del corrispondente set point di pressione.

Fig. 3.7 Velocit TV

Fig. 3.8 Alzata valvole TV e bypass TV La Fig. 3.9 mostra l'andamento delle pressioni nel sistema turbine. La pressione in camera ruota AP si porta al valore di scarico della turbina AP (cio la pressione del vapore RH) fino alla fase di rullaggio. Durante la presa di carico, man mano che la valvola di ammissione turbina AP viene aperta la perdita di carico corrispondente si riduce fino a 0.5 bar, mentre il salto di pressione in camera ruota aumenta fino a 2 bar circa. L'apertura della valvola di ammissione turbina MP causa l'aumento della pressione all'ingresso della turbina, e la diminuzione della pressione del vapore RH. La Fig. 3.10 mostra le temperature d'interesse per la turbina AP. La temperatura del vapore in camera ruota fino all'inizio del rullaggio turbina (t = 9600) virtuale, nel senso che la portata nulla, e la vera temperatura corrisponde a quella del rotore turbina, pari a 453 K. Durante i successivi 2000 secondi, il valore stimato risulta molto pi elevato di quello rilevato in appendice A, che subisce un transitorio con un picco negativo iniziale a circa 380 K; quest'ultimo presumibilmente dovuto all'attraversamento del corpo valvola (freddo) da parte di una portata molto ridotta.


Approvato

A5053107 Pag. 13/66

Fig. 3.9 Pressioni vapore turbina

Fig. 3.10 Temperature vapore turbina di AP Una rappresentazione fedele di questo fenomeno sarebbe estremamente difficoltosa, richiedendo un modello accurato dello scambio termico e della distribuzione di temperatura nel corpo valvola, difficili da rappresentare con modelli basati su principi primi. Ci si pu quindi aspettare che l'incremento delle temperature del rotore, peraltro contenuto, risulti sovrastimato. Si noti invece come l'aumento di portata successivo alla sincronizzazione porti ad un deciso aumento del coefficiente di scambio vapore-rotore, e quindi ad un rapido innalzamento della temperatura superficiale, mentre la temperatura media cresce pi lentamente. Questo causa un picco di stress termico immediatamente successivo all'inizio della presa di carico.


Approvato

A5053107 Pag. 14/66

Fig. 3.11 Temperature vapore turbina di MP

Fig. 3.12 Stima dello stress sui copri spessi di caldaia La Fig. 3.11 mostra gli andamenti delle temperature relative alla turbina MP. Si possono fare considerazioni analoghe rispetto a quelle fatte per la turbina AP; sfortunatamente, mancano indicazioni sperimentali della temperatura in camera ruota per una migliore validazione del modello. La Fig. 3.12 mostra gli stress equivalenti nei collettori di vapore surriscaldato AP e MP. Durante l'avviamento, caratterizzato da temperature del vapore crescenti, gli stress di origine termica sono di compressione, mentre quelli meccanici dovuti alla pressione sono di trazione. La componente termica tende quindi ad alleviare transitoriamente lo stress di pressione.


Approvato

A5053107 Pag. 15/66

Fig. 3.13 Stima dello stress in valore assoluto sul rotore della TV (alla cava)

Fig. 3.14 Efficienza termodinamica dellimpianto La Fig. 3.13 mostra gli stress equivalenti nelle sezioni critiche di turbina AP e MP. Durante la fase di rullaggio lo stress (in valore assoluto) cresce fino a valori di circa 200 MPa, presentando un massimo locale di poco superiore al valore limite di sforzo elastico, e quindi non particolarmente significativo per il consumo di vita del componente. I valori di picco, pari a circa 420 MPa (42 kgf/mm2) per la sezione di AP e a circa 470 MPa (47 kgf/mm2) per la sezione di MP, vengono raggiunti all'inzio della presa di carico della turbina, pi precisamente in corrispondenza alla secondo scalino di apertura delle valvole di ammissione turbina. Tali valori corrispondono ai valori tipici ammessi per un avviamento da una temperatura rotore di 180 C. Successivamente, durante la prima fase della presa di carico (fino a 140 MWe di carico del gruppo turbogas), il valore di stress tende a scendere verso un valore di regime maggiore di zero (dovuto al gradiente di temperatura del vapore). In seguito, quando la temperatura dei gas di scarico (e quindi del vapore) si stabilizza, lo stress tende a scendere pi rapidamente verso lo zero, che il valore di regime.


Approvato

A5053107 Pag. 16/66

Fig. 3.15 Bilanci di energia prodotta e perduta rispetto a quella max producibile La Fig. 6.14 mostra il rendimento termodinamico complessivo dell'impianto lungo tutto il transitorio di avviamento, calcolato in base al potere calorifico superiore o inferiore del combustibile (gas naturale tipico con PCI = 49 MJ/kg, PCS = 55 MJ/kg). Per i primi 5000 secondi, il rendimento zero, visto che n la turbina a gas n quella a vapore producono energia elettrica. Il rendimento comincia ad assumere valori accettabili solo dopo la met del transitorio. La Fig. 6.15 mostra l'energia elettrica prodotta nell'arco del transitorio di avviamento, e l'energia perduta, calcolata come differenza tra l'energia producibile con la stessa portata di combustibile al massimo valore di rendimento dell'impianto, e quella effettivamente prodotta. Si osserva come la maggior parte dell'energia perduta imputabile alle fasi di avviamento del generatore di vapore e della turbina a gas (t < 13500 s). Il valore totale alla fine del transitorio pari a 1930 GJ, ovvero 536 MWh.

CESIRapporto3.3RETE Rete Trasmissione & Distribuzione

Approvato

A5053107 Pag. 17/66

Discussione dei risultati ottenuti

Il modello sviluppato per questo studio in grado di riprodurre accuratamente l'intero transitorio di avviamento dell'impianto, rappresentandone tutte le fasi tramite modelli dei componenti d'impianto basati su principi primi. Il modello complessivo ha una complessit significativa, comprendendo 130 variabili di stato e 2000 variabili algebriche, ed adottando un calcolo molto accurato delle propriet di tutti i fluidi in gioco. A titolo puramente indicativo, la simulazione dell'intero transitorio di avviamento, effettuata tramite il tool Dymola su un processore Pentium 4 a 3.2 Ghz, richiede circa 450 secondi (circa 60 volte pi veloce del tempo reale). E' senz'altro possibile pensare di ridurre significativamente la complessit ed i tempi di calcolo adottando modelli semplificati dei fluidi e/o dei componenti in parti dell'impianto non critiche; la validit di tali modelli semplificati potrebbe poi essere valutata confrontandone i risultati col modello di riferimento qui utilizzato. Dall'analisi dei risultati presentati in questo capitolo, sembra di poter concludere che il consumo di vita dell'impianto sia dovuto essenzialmente al picco di stress termico sui rotori turbina, che si origina all'inizio della presa di carico della turbina a vapore. L'ampiezza effettiva di tale picco per l'impianto in analisi potrebbe peraltro essere significativamente inferiore a quanto qui calcolato, nel caso in cui il coefficiente di scambio vapore-rotore durante la fase di rullaggio fosse pi alto; in tal caso, infatti, la temperatura media del rotore crescerebbe maggiormente durante il rullaggio, riducendo quindi lo shock all'inizio della presa di carico della turbina a vapore. In particolare, possibile che il sistema di controllo della turbina manovri l'apertura delle valvole di ammissione nella prima fase della presa di carico proprio in modo da limitare tale valore chiaro che un disallineamento tra i valori di coefficiente di scambio usati nel modello e quelli stimati nella realt pu portare a simulare dei picchi di stress che potrebbero essere pi elevati di quelli reali. Occorrerebbe quindi una verifica pi approfondita sul calcolo del coefficiente di scambio durante il rullaggio turbina. Pi in generale, sarebbe auspicabile una maggiore conoscenza, almeno a livello funzionale, del sistema di controllo della turbina, in particolare per quanto riguarda la politica di apertura delle valvole di ammissione all'inizio della presa di carico. Si noti inoltre che la corretta rappresentazione del transitorio di avviamento richiede una conoscenza estremamente dettagliata degli schemi di flusso d'impianto: ad esempio, lo schema attualmente impiegato non riesce a spiegare i valori di pressione in camera ruota turbina AP durante il rullaggio, che in appendice A appaiono prossimi alla pressione del condensatore, invece che a quella del vapore RH. Lo stress termico sui collettori di vapore surriscaldato non sembra invece essere un fattore critico per quanto riguarda questo transitorio di avviamento. Se si eccettua la fase di inizio presa di carico turbina a vapore, che porta ad un picco di stress consistente, il resto della manovra di avviamento appare molto conservativo. In particolare, le soste tra l'avviamento del generatore di vapore e l'inizio della presa di carico delle turbine a vapore e a gas risultano estremamente onerose in termini di energia perduta.

CESIRapporto4RETE Rete Trasmissione & Distribuzione

Approvato

A5053107 Pag. 18/66

ANALISI DI PROCEDURE ALTERNATIVE DI AVVIAMENTO

Dall'analisi dei risultati presentati nel capitolo precedente, possibile formulare alcune linee guida volte al miglioramento del transitorio di avviamento, avendo come obiettivi la riduzione del tempo totale di avviamento e dell'energia perduta, contenendo nel contempo il consumo di vita dell'impianto. L'analisi del transitorio standard ha permesso di evidenziare come i componenti critici dal punto di vista dello stress termico siano i rotori turbina; ci si concentrer pertanto su questi ultimi, verificando a posteriori che lo stress sui collettori non diventi a sua volta critico in transitori pi aggressivi. Il documento [8] riporta vari metodi per stimare il consumo di vita in funzione dell'andamento dello stress termo-meccanico. In particolare, per i rotori si pu parlare di cicli a stress alternato: si parte da stress nullo, si passa per un massimo positivo, poi di nuovo per lo zero, poi per un minimo negativo, e infine di nuovo per lo zero. Il consumo di vita funzione di quanto i picchi massimo e minimo superano il valore limite di sollecitazione elastica, stimato in 17 kgf/mm2 (ossia circa 170 MPa) per i rotori di turbina. Si possono fare quindi alcune considerazioni utili per la ricerca di transitori ottimizzati: 1) Valori di stress inferiori a 170 MPa sono ininfluenti sul consumo di vita dell'impianto. 2) L'andamento dello stress durante l'intero transitorio di avviamento deve avere un solo massimo relativo, cio deve corrispondere ad un solo ciclo di deformazione elasto-plastica. 3) Nell'ipotesi che esista un solo massimo relativo, il consumo di vita dipende dalla differenza tra il valore di picco e il valore limite di sollecitazione elastica. 4) Se durante un transitorio necessario raggiungere un certo valore di picco dello stress, mantenere a lungo tale valore non comporta un consumo di vita aggiuntivo, mentre pu ragionevolmente permettere di mantenere gradienti termici pi elevati, e quindi di ridurre la durata del transitorio. Strategie innovative di avviamento devono quindi perseguire i seguenti obiettivi: L'andamento dello stress deve avere un solo massimo relativo Tale massimo relativo deve essere contenuto, perch determina il consumo di vita dell'impianto E' opportuno mantenersi il pi a lungo possibile vicino a tale valore, perch questo non aumenta il consumo di vita dell'impianto, ma pu ridurre i tempi di avviamento In vista di tali obiettivi, possibile individuare nel transitorio di avviamento standard quattro fasi sulle quali intervenire. a) Avviamento generatore di vapore Il transitorio standard registrato in appendice A molto conservativo in questa fase, che prevede due soste di durata complessiva pari a 6200 s, ossia 1h 45m. Presumibilmente queste soste vengono effettuate per garantirsi dei margini di sicurezza rispetto all'orario di inizio della presa di carico; dall'analisi del modello d'impianto non si evidenziano ragioni impiantistiche di sorta che le giustifichino. Dovrebbe quindi essere possibile ridurre o eliminare completamente tali soste, o almeno sfruttare parte di questo lasso di tempo per anticipare l'avvio della turbina a vapore (vedi punto b). Per converso, non pare opportuno aumentare ulteriormente i gradienti dei set point di pressione negli intervalli di tempo in cui aumentano effettivamente, per non mettere in difficolt le regolazioni d'impianto (in particolare i livelli). Rispetto alla durata complessiva del transitorio di avviamento, gli eventuali margini residui in queste fasi appaiono infatti modesti. b) Picco di stress all'inizio della presa di carico turbina a vapore Come gi notato nel capitolo precedente, tale picco dovuto alla elevata differenza di temperatura tra il vapore utilizzato per l'avviamento della turbina e il rotore di turbina, che non ha avuto tempo sufficiente per riscaldarsi durante la fase di rullaggio. Si noti ancora come questo risultato dipenda criticamente dalla stima del coefficiente di scambio vapore-albero turbina durante il rullaggio, che stato stimato con una correlazione semplificata, la cui validit in tali condizioni di funzionamento potrebbe essere questionabile.


Approvato

A5053107 Pag. 19/66

E' chiaro che tale picco potrebbe essere facilmente contenuto abbassando la temperatura del vapore durante il rullaggio e la fase iniziale di presa di carico. E' peraltro presumibile che il limite di temperatura vapore di 370 C sia dettato dal costruttore di turbina in base a considerazioni che vanno oltre alla questione dello stress di rotore, p.es. per evitare la formazione di condensa durante la fase di rullaggio, che potrebbe portare a danneggiamenti meccanici. Una trattazione corretta di tali aspetti richiederebbe senz'altro una conoscenza pi approfondita delle specifiche tecniche dell'avviamento di turbina, ed un modello di tutti quei fenomeni che sono normalmente trascurati nei modelli validi in condizioni di esercizio, ma che diventano rilevanti in fase di avviamento a causa delle basse portate in gioco, quali il raffreddamento del vapore a contatto coi corpi metallici massicci (corpi valvola, pale turbina). Nell'ambito del presente studio si mantiene quindi il valore di 370 C come limite inferiore non valicabile per la temperatura vapore durante tutto il transitorio di avviamento della turbina vapore. Un secondo modo per ridurre (anche se non in maniera drastica) tale picco sta nel prolungare la fase iniziale di presa di carico con valvole di ammissione parzializzate: in questo modo si riduce il coefficiente di scambio superficiale, e quindi si evita che la temperatura superficiale si innalzi molto rapidamente fino al valore del vapore in camera ruota. La messa a punto effettiva di questo genere di strategia richiede peraltro una stima accurata del coefficiente di scambio in condizioni di portata attorno al 10-20% della portata nominale. Inoltre, la riduzione del coefficiente di scambio comporta anche una salita pi lenta della temperatura media di rotore, e quindi uno svantaggio rispetto alle fasi successive della presa di carico, quando le valvole di ammissione vengono definitivamente spalancate e la temperatura superficiale diventa prossima a quella del vapore. Un terzo possibile intervento pu essere quello di introdurre una fase di soaking della turbina a vapore, cio di iniziare in anticipo il suo avviamento, mantenendo poi per un certo tempo la turbina a pieni giri senza connetterla alla rete. In questo modo, si d tempo alla temperatura media di innalzarsi, riducendo lo shock termico all'inizio della presa di carico. c) Presa di carico turbina a gas fino all'intervento della termoregolazione Durante la presa di carico del gruppo turbogas dal valore di 50 MWe (necessario alla produzione di vapore sufficientemente caldo per la turbina) al valore di 140 MWe (corrispondente al raggiungimento della temperatura massima allo scarico della turbina a gas), la temperatura del vapore cresce in maniera lineare col tempo. Corrispondentemente, lo stress termico sul rotore di AP tende ad un valore costante, diverso da zero e proporzionale al gradiente di temperatura. Stabilito il valore di picco dello stress, dovuto allo shock termico all'apertura delle valvole di ammissione, conviene impostare il gradiente di presa di carico del turbogas (e quindi della temperatura vapore) in modo da mantenersi in prossimit di tale valore. Valori inferiori, infatti, non comportano vantaggi in termini di consumo di vita (determinato dal valore di picco), ma rallentano il transitorio di avviamento. d) Presa di carico turbina a gas dopo l'intervento della termoregolazione Superato il valore di 140 MWe, la termoregolazione del gruppo turbogas interviene aumentando la portata di fumi, in modo da mantenere la temperatura dei fumi allo scarico attorno ad un valore di 570 C. Il gradiente di temperatura del vapore diventa quindi nullo (anzi, leggermente negativo) da questo momento in poi; di conseguenza, lo stress termico sui rotori di turbina tende a zero in maniera circa esponenziale. Si pu quindi pensare di aumentare significativamente il gradiente di presa di carico del turbogas da questo momento fino al raggiungimento del carico massimo di 235 MWe, senza che questo comporti problemi dal punto di vista termico. Ovviamente tale gradiente non deve superare il valore massimo del gruppo turbogas (pari in generale per quasta taglia di TG a 13 MWe/min), e deve essere tale da non mettere in difficolt le regolazioni del generatore di vapore. Nel seguito vengono quindi presentati i risultati di tre diverse strategie di avviamento, ottenuti intervenendo in maniera differente su queste quattro fasi. Verranno messi in evidenza in particolare gli effetti di tali strategie sul tempo totale di avviamento, sul valore di picco dello stress termico (e quindi sul consumo di vita dell'impianto) e sull'energia perduta durante il transitorio.


Approvato

A5053107 Pag. 20/66

Strategia 1: eliminazione delle soste

In questo transitorio si elimina la sosta tra 2000 e 5100 s (turbogas attivo ma con carico elettrico nullo, corpo AP pressurizzato a 28 bar) e la sosta tra 6480 e 9600 s (carico elettrico turbogas 50 MWe, corpo AP pressurizzato a 50 bar). Viene anche anticipato l'inizio della rampa del set point di pressione AP all'inizio della rampa di presa di carico turbina vapore, in modo da evitare la riapertura delle valvole di bypass turbina AP e il conseguente spreco di vapore. La durata totale del transitorio di avviamento passa da 25300 a 19200 s, e l'energia perduta da 1930 a 1180 GJ, con una riduzione di 750 GJ, pari 208 MWh. Il consumo di vita dell'impianto rimane invariato: i valori di picco massimi degli stress sui rotori turbina sono infatti identici a quelli del transitorio di riferimento, mentre gli stress sui collettori rimangono non critici. Nelle figure vengono riportati gli andamenti delle variabili di processo gi mostrate per il transitorio standard. Rispetto al transitorio di riferimento, le uniche variazioni significative sono l'eliminazione delle soste, in cui tutte le variabili d'interesse restavano costanti, e la riduzione dell'energia perduta (si confrontino a questo riguardo la precedente Figura 3.15 con la Figura 4.1.15).

Fig. 4.1.1 - Potenza TG, TV e totale


Approvato

A5053107 Pag. 21/66

Fig. 4.1.2 - Pressioni corpi cilindrici AP e MP

Fig. 4.1.3 - Portate vapore di AP e di MP


Approvato

A5053107 Pag. 22/66

Fig. 4.1.4 - Temperature vapore SH, RH e fumi allo scarico della TG

Fig. 4.1.5 - Portata gas scaricati dalla TG


Approvato

A5053107 Pag. 23/66

Fig. 4.1.6 - Livelli corpi ciclindrici di AP e di MP

Fig. 4.1.7 Velocit TV


Approvato

A5053107 Pag. 24/66

Fig. 4.1.8 Alzata valvole TV e bypass TV

Fig. 4.1.9 Pressioni vapore turbina


Approvato

A5053107 Pag. 25/66

Fig. 4.1.10 Temperature vapore turbina di AP

Fig. 4.1.11 Temperature vapore turbina di MP


Approvato

A5053107 Pag. 26/66

Fig. 4.1.12 Stima dello stress sui copri spessi di caldaia

Fig. 4.1.13 Stima dello stress in valore assoluto sul rotore della TV (alla cava)


Approvato

A5053107 Pag. 27/66

Fig. 4.1.14 Efficienza termodinamica dellimpianto

Fig. 4.1.15 Bilanci di energia prodotta e perduta rispetto a quella max producibile


Approvato

A5053107 Pag. 28/66

Strategia 2: eliminazione delle soste + presa di carico turbogas rapida

In questo transitorio, oltre ad eliminare le soste durante l'avviamento del generatore di vapore, si aumentano i gradienti di carico durante la presa di carico di turbina a gas e turbina a vapore. Superata la prima fase di presa di carico turbina, nell'intervallo di carico turbogas da 64 a 140 MWe il gradiente di presa di carico viene incrementato da circa 1 MW/min a 1.5 MW/min, in modo da mantenere i valori di stress sui rotori turbina circa costanti e pari al valore di picco dovuto allo shock termico iniziale. Successivamente, quando la temperatura allo scarico del turbogas si stabilizza a 570 K, il gradiente viene ulteriormente aumentato fino a 7 MW/min fino al termine del transitorio. La durata totale del transitorio di avviamento (che si considera concluso al raggiungimento della potenza massima erogata dall'impianto) passa da 25300 a 12500 s, e l'energia perduta da 1930 a 1060 GJ, con una riduzione di 870 GJ, pari a 242 MW/h. Il consumo di vita dell'impianto rimane invariato: gli andamenti degli stress termici sui collettori rimangono non critici, mentre quelli relativi ai rotori di turbina mantengono lo stesso valore di picco. Nelle figure vengono riportati gli andamenti delle variabili di processo gi mostrate per il transitorio standard. Si notino: l'andamento degli stress termici sui rotori (Figura 4.2.13), rispetto a quello del transitorio standard (Figura 3.13); il diverso consumo di vita (Figure 3.15, 4.1.15, 4.2.15).



Approvato

A5053107 Pag. 29/66




Approvato

A5053107 Pag. 30/66




Approvato

A5053107 Pag. 31/66




Approvato

A5053107 Pag. 32/66




Approvato

A5053107 Pag. 33/66




Approvato

A5053107 Pag. 34/66




Approvato

A5053107 Pag. 35/66




Approvato

A5053107 Pag. 36/66

Strategia 3: soaking turbina e accelerazione presa di carico del turbogas

In questo transitorio, una parte del tempo allocato per le soste nel transitorio di riferimento viene impiegato per anticipare l'avviamento della turbina a vapore, che viene avviata pi lentamente e mantenuta a pieni giri per 3900 secondi prima dell'inizio della rampa di presa di carico. In questo modo gli alberi turbina hanno modo di riscaldarsi, ed i valori di picco corrispondenti all'inizio della presa di carico vengono ridotti a 320 MPa per entrambi i rotori. Il primo ciclo di stress durante la fase di rullaggio non significativo ai fini del consumo di vita, visto che supera di poco il valore limite elastico. Successivamente, il gradiente di presa di carico da 50MWe a 140 MWe del gruppo turbogas viene mantenuto al valore del transitorio di riferimento, in modo da non aumentare il valore di stress oltre al picco iniziale. Raggiunti i 140 MWe possibile comunque accelerare il gradiente di presa di carico come fatto nel caso precedente, grazie al fatto che la temperatura vapore rimane sostanzialmente costante. La durata totale del transitorio passa da 25300 a 17500 s, mantenendo comunque un margine di sicurezza di oltre un'ora tra l'inizio dell'avviamento del generatore di vapore e l'inizio della presa di carico, che pu essere sfruttato per rimediare ad eventuali inconvenienti durante tale fase (ovviamente a prezzo di un successivo incremento del picco di stress). L'energia perduta passa da 1930 a 1520 GJ, con una riduzione di 410 GJ, pari a 114 MW/h. Il consumo di vita dell'impianto viene fortemente ridotto, grazie alla consistente riduzione del valore di stress di picco; gli andamenti degli stress termici sui collettori permangono non critici (si confronti la Figura 4.3.13 con le precedenti Figure 3.13, 4.1.13, 4.2.13).



Approvato

A5053107 Pag. 37/66




Approvato

A5053107 Pag. 38/66




Approvato

A5053107 Pag. 39/66




Approvato

A5053107 Pag. 40/66




Approvato

A5053107 Pag. 41/66




Approvato

A5053107 Pag. 42/66




Approvato

A5053107 Pag. 43/66



CESIRapporto4.4 Ulteriori sviluppiRETE Rete Trasmissione & Distribuzione

Approvato

A5053107 Pag. 44/66

Oltre alle strategie descritte in questo studio, sarebbe possibile considerarne altre, caratterizzate da un maggiore impatto sui sistemi di controllo dell'impianto, e la cui fattibilit andrebbe per indagata pi approfonditamente rispetto alle caratteristiche tecniche della turbina a vapore e della turbina a gas. Gli interventi potrebbero riguardare: Riduzione della temperatura vapore all'inizio dell'avviamento turbina (carico elettrico turbogas 0 MWe, corrispondente ad una temperatura vapore di 550 K invece di 650 K). Vantaggi: anticipo dell'avviamento turbina e riduzione dello shock termico all'inizio della presa di carico. Possibili problemi: controindicazioni dovute alla formazione di condensa in turbina, con conseguenti problemi meccanici. Intervento sulla termoregolazione del gruppo turbogas, in modo da distribuire l'aumento di temperatura su tutto l'intervallo 0% - 100% del carico elettrico, invece che sull'intervallo attuale 060%. Vantaggi: diminuzione dei gradienti termici e quindi degli stress termici a parit di gradienti di carico del gruppo turbogas. Svantaggi: necessit di intervenire sulle regolazioni del gruppo turbogas, riduzione del rendimento del gruppo turbogas, possibili problemi di combustione a bassi carichi a causa dell'eccesso d'aria. Utilizzo degli attemperatori per ridurre la temperatura vapore nelle fasi iniziali di presa di carico della turbina a vapore. Vantaggi: possibilit di gestire la temperatura vapore, e quindi lo stress termico della turbina, in modo indipendente dal carico del turbogas. Svantaggi: possibile trascinamento di gocce d'acqua in turbina e/o formazione di condensa, con conseguenti danni meccanici. La praticabilit di tali interventi, che comportano un esercizio in condizioni fortemente off-design di alcune parti dell'impianto, dovrebbe essere preliminarmente valutata con i relativi costruttori; le ipotesi semplificative alla base dei modelli sviluppati in questo lavoro non permettono infatti di valutare gli eventuali problemi derivanti dall'applicazione di tali strategie. Nel caso in cui tali interventi fossero possibili, il modello sviluppato per questo studio potrebbe essere applicato per lo studio di sistema del loro impatto, richiedendo solo modifiche di modesta entit.

CESIRapporto5 CONCLUSIONIRETE Rete Trasmissione & Distribuzione

Approvato

A5053107 Pag. 45/66

A conclusione dellattivit condotta nellambito di questa ricerca possibile trarre le seguenti conclusioni: E disponibile un affidabile ed efficiente simulatore dimpianto, che consente lanalisi di procedure alternative di avviamento e la valutazione dei benefici potenzialmente ottenibili in termini di riduzione dei tempi di start-up, degli stress termici nei principali componenti del sistema, e dell'energia perduta in fase di avviamento. Il simulatore realizzato secondo principi di modularit e permette quindi una facile riutilizzabilit per considerare diverse tipologie dimpianto. E possibile pervenire alla definizione di procedure di avviamento, alternative rispetto a quelle attualmente impiegate, per il miglioramento degli indici di prestazione considerati mediante semplici modifiche della fase di start-up. In particolare, la strategia 2 permette di ridurre drasticamente il tempo di avviamento e l'energia perduta, a parit di consumo di vita dell'impianto; la strategia 3 permette invece di ridurre significativamente il tempo di avviamento, il consumo di vita e l'energia perduta, mantenendo inoltre margini di manovra rispetto ad imprevisti nell'avviamento del generatore di vapore e della turbina a vapore. Il simulatore pu essere impiegato per lottimizzazione delle procedure di avviamento mediante la soluzione di opportuni problemi di programmazione matematica. A questo proposito, i risultati riportati nella letteratura scientifica del settore, si veda lAppendice B per unanalisi critica, evidenziano la possibilit di pervenire a risultati, ancora pi significativi rispetto a quelli ottenuti, mediante la combinazione di tecniche di ottimizzazione per la definizione di procedure di avviamento di tipo feed-forward e limpiego di anelli di controllo per la compensazione di disturbi e/o incertezze. E questa una linea di sviluppo della ricerca che si ritiene particolarmente significativa e promettente per il futuro.

CESIRapporto6 BIBLIOGRAFIARETE Rete Trasmissione & Distribuzione

Approvato

A5053107 Pag. 46/66

[1] F. Pretolani, F.Casella Procedure di esercizio per lavviamento dei gruppi di produzione: analisi tramite modello delle procedure di esercizio in uso su impianti di produzione a ciclo combinato Rapporto RdS CESI prot. n. A5025339 del 31/7/2005 [2] Mattsson S. E., Elmqvist H. e Otter M., Physical System Modeling with Modelica, Control Engineering Practice, 6, 1998, pp. 501-510. [3] Modelica Association, Modelica Home Page, http://www.modelica.org/ [4] Casella F. e Leva A,, Modelling of thermo-hydraulic power generation processes using Modelica. Mathematical and Computer Modelling of Dynamical Systems Vol. 12, No. 1, February 2006, pp. 19 33. [5] Casella F., Leva A., Modelica Open Library for Power Plant Simulation: Design and Experimental Validation". Proc. 3rd International Modelica Conference, Linkping, Sweden 2003, 41-50. [6] Casella F., Leva A., Simulazione object-oriented di impianti di generazione termoidraulici per studi di sistema, Automazione e Strumentazione, Ottobre 2005. [7] ThermoPower library home page: http://www.elet.polimi.it/upload/casella/thermopower/ [8] Leporati C, Recine M., Vaccaro A., Zangani S., Documentazione teorica del modulo TMSL, rapporto interno ENEL B1092HA0010, Giugno 1993. [9] Aurora C., Power Plants: Modelling, Simulation and Control, Tesi di Dottorato, Universit degli Studi di Pavia, 2004. [10] Elmqvist H., Tummescheit H., Otter M., Object-Oriented Modeling of Thermo-Fluid Systems, Proc. 3rd International Modelica Conference, Linkoeping, 2003, pp. 269-286.


Approvato

A5053107 Pag. 47/66

APPENDICE A - REGISTRAZIONI DI UN TRANSITORIO DI AVVIAMENTO DI UN IMPIANTO DI PRODUZIONE A CICLO COMBINATOLa presente appendice contiene una raccolta di andamenti temporali delle principali grandezze termoidrauliche registrate durante una manovra di avviamento di un impianto a Ciclo Combinato dello stessa tipologia di quella modellizzata nellambito della presente ricerca. La finalit delle curve, che erano gi disponibili in CESI nellambito di precedenti attivit, stata di mettere a punto e validare i modelli matematici che sono descritti nel documento.


Approvato

A5053107 Pag. 48/66


Approvato

A5053107 Pag. 49/66


Approvato

A5053107 Pag. 50/66


Approvato

A5053107 Pag. 51/66


Approvato

A5053107 Pag. 52/66


Approvato

A5053107 Pag. 53/66


Approvato

A5053107 Pag. 54/66


Approvato

A5053107 Pag. 55/66


Approvato

A5053107 Pag. 56/66


Approvato

A5053107 Pag. 57/66


Approvato

A5053107 Pag. 58/66


Approvato

A5053107 Pag. 59/66


Approvato

A5053107 Pag. 60/66


Approvato

A5053107 Pag. 61/66


Approvato

A5053107 Pag. 62/66


Approvato

A5053107 Pag. 63/66

APPENDICE B - ANALISI DI LETTERATURA SULLOTTIMIZZAZIONE DELLE PROCEDURE DI AVVIAMENTOLe ricerche pi significative condotte negli ultimi anni relativamente al problema dello start-up degli impianti per la produzione dellenergia sono dovute a Krger, Franke e Rode di ABB Corporate Research Center, si vedano gli articoli [4], [8], [9] nei riferimenti riportati nel seguito. Tali ricerche hanno portato alla realizzazione di procedure di start-up gi implementate in sistemi di controllo ABB utilizzati in ambito industriale. Il lavoro [8] riassume i principali aspetti e risultati del loro lavoro, focalizzato su caldaie a corpo cilindrico con economizzatore, evaporatore, surriscaldatori, attemperatori, bypass di turbina. Nellarticolo si presenta inizialmente un modello dinamico del sistema, dedotto da equazioni di bilancio di massa, energia e quantit di moto. Il modello, realizzato in ambiente Modelica (si veda [4] per gli aspetti di simulazione) e costituito da 538 equazioni algebrico - differenziali, viene poi ridotto a un modello con otto variabili di stato da impiegarsi per lottimizzazione dellavviamento. Viene anche proposto un modello degli stress termici per elementi a corpo cilindrico ricavato a partire dalla classica equazione di Fourier. Le procedure di avviamento sono quindi ottenute risolvendo un problema di controllo ottimo in cui si minimizza un funzionale di costo che penalizza le deviazioni della pressione, della portata vapore e della temperatura al surriscaldatore. La minimizzazione condotta nel rispetto di vincoli sulle variabili di controllo, rappresentate dalla portata di combustibile, dalla operativit della valvola di bypass della turbina, dallimpiego degli attemperatori e soprattutto dal massimo stress termico consentito nei corpi cilindrici di caldaia e nel surriscaldatore. Il risultato dellottimizzazione pu essere impiegato come strategia di controllo open-loop, o feedforward, per calcolare a priori i profili delle variabili di riferimento e di controllo da impiegare nello start-up. Nellarticolo viene anche proposto luso di un anello in closed-loop, realizzato con le tecniche del Model Predictive Control (MPC) per compensare leffetto di disturbi inevitabilmente presenti. Particolare attenzione posta alla fase di ottimizzazione, nella quale si usano efficienti tecniche di minimizzazione basate su metodi di Sequential Quadratic Programming (SQP) e specificamente studiate per questa classe di problemi. Lottimizzazione condotta come segue: lorizzonte di tempo relativo allo start-up diviso in un numero di intervalli fissato, in ognuno di questi le variabili di controllo sono parametrizzate in modo opportuno e la procedura di ottimizzazione si occupa di determinare il valore ottimo di tali parametri. I casi di studio riportati fanno riferimento anche a procedure di avviamento a freddo (cold start-up) e mostrano che con i metodi proposti possibile ottenere, nel rispetto dei vincoli imposti sullo stress massimo consentito, significativi vantaggi sia in termini di tempi di avviamento, che possono ridursi di un fattore quattro, sia di riduzione di consumi, di tre volte inferiori a quelli caratteristici di una procedura di avviamento tradizionale di riferimento. Come gi osservato, tali ricerche hanno condotto allo sviluppo di prototipi e di metodologie gi proposte in ambito industriale. Per questa ragione, i lavori citati a volte non chiariscono alcuni aspetti realizzativi di primario interesse, quali le caratteristiche del modello ridotto da impiegarsi nella procedura di ottimizzazione, e quindi la necessit, o meno, di impiegare adeguati ricostruttori degli stati considerati. Un approccio simile al precedente, ma meno accurato in vari aspetti essenziali, stato proposto in [2], [3]. In questi lavori si considera un impianto semplificato a ciclo combinato con un solo stadio di pressione e descritto da un modello caratterizzato da 18 equazioni differenziali ordinarie del primo ordine e 67 equazioni algebriche. Si risolve quindi un problema di ottimizzazione per determinare la procedura di avviamento ottima che porti limpianto dal 50% (126.32MW) al 75% (189.5MW) del carico. Il funzionale di costo da minimizzare penalizza, nellintervallo considerato, lo scostamento tra la potenza complessiva erogata dallimpianto e quella desiderata. Lottimizzazione condotta rispetto al profilo di potenza della turbina a gas e nel rispetto dei vincoli sui gradienti di alcune temperature di interesse. Con riferimento a un impianto a combustibile fossile di 525MW, modellizzato con un sistema di 27 equazioni differenziali del primo ordine, in [6] si studia il problema di individuare strategie di controllo per passare da una condizione di equilibrio data, caratterizzata dal carico imposto, ad unaltra specificata minimizzando gli stress che possono portare a una riduzione della vita dellimpianto stesso. Linteresse di questo lavoro soprattutto dovuto alla definizione di un modello che consente di valutare gli stress a


Approvato

A5053107 Pag. 64/66

cui sottoposto il sistema nei transitori, e quindi la sua vita residua, chiamato damage model. Questo modello tiene conto di vari fenomeni ed costituito da sottomodelli che riguardano aspetti termici e termoplastici. La strategia di controllo proposta composta da un termine in feedforward, calcolato ancora mediante procedure di ottimizzazione vincolata, e di un termine in feedback per compensare leffetto dei disturbi, realizzato con i metodi del controllo H2. Il damage model impiegato nella procedura di ottimizzazione della componente in feedforward per definire i vincoli sugli stress massimi accettabili. Per un modello simile del solo stress termico si veda anche [10]. Altre tecniche di ottimizzazione dellavviamento sono state proposte in vari articoli, il cui interesse tuttavia inferiore sia per il grado di accuratezza nello sviluppo del modello dimpianto, sia per la carenza di dettagli relativi alle condizioni considerate. Per esempio, in [15] si considera il problema dello startup di una caldaia once-through in cui la dinamica della temperatura del vapore descritta da modelli lineari identificati a diverse condizioni operative. Il sistema di controllo poi caratterizzato, anche in questo caso, da una componente in feedforward dedotta con procedimenti di ottimizzazione vincolata, e da una componente in feedback basata sul controllo LQ. In [12], [13] limpianto considerato a ciclo combinato e formato da due turbine a gas e due unit HRSG, il modello dinamico proposto sembra tuttavia molto semplificato e non valicato in alcun modo. Il procedimento di ottimizzazione, basato su un algoritmo SQP, volto alla minimizzazione di un funzionale che penalizza il tempo complessivo della procedura nel rispetto di vincoli fisici sulle variabili e sullo stress massimo. Anche in questo caso, come in [4], il profilo di avviamento funzione di parametri che rappresentano le variabili libere di decisione. Un approccio molto simile, ma riferito a un impianto tradizionale con tre stadi di pressione, riportato in [7], dove viene proposto limpiego di un algoritmo genetico modificato per la risoluzione del problema di ottimizzazione. Infine, in [14] si propone un approccio al problema basato sulla logica fuzzy. Tuttavia, la quasi assoluta mancanza di dettagli rende difficilmente valutabile il contributo del lavoro. Procedure di ottimizzazione euristica basate su logiche di fuzzy reasoning sono state adottate in [1] per ottimizzare le procedure di start-up di un sistema a ciclo combinato con tre stadi di pressione. Il periodo di start-up stato diviso in cinque sezioni nelle quali valutare lo stress alla superficie e al diametro interno del rotore. Lo studio riportato in [5] riguarda impianti a carbone per i quali si considerano diverse condizioni di start-up (cold, warm e hot). Mantenendo nella fase di avviamento un dato profilo di pressione al surriscaldatore, si confrontano gli effetti di tre distinti profili di temperatura sugli stress a cui sottoposta la parete del surriscaldatore stesso. Non si tratta quindi di un problema di ottimizzazione, ma pi semplicemente di unanalisi di prestabilite strategie di conduzione dellimpianto. Infine, si pu osservare come il problema di garantire start-up rapidi sia di tale interesse industriale da far s che il progetto di nuovi impianti debba tenere esplicitamente in conto di questa esigenza, come per esempio discusso in [11].


Approvato

A5053107 Pag. 65/66

RIFERIMENTI BIBLIOGRAFICI[1] Akiyama, T., Matsumoto, H, Asakura, K.: Dynamic simulation and its applications to optimum operation support for advanced combined cycle plants, Energy Conversion and Management, Vol. 38, pp. 1709-1723, 1997. Bausa J., Tsatsaronis G.: Dynamic optimization of startup and load-increasing processes in power plants Part I: Method, Transactions of ASME, Vol. 123, pp. 246-250, 2001. Bausa J., Tsatsaronis G.: Dynamic optimization of startup and load-increasing processes in Power Plants Part II: Application, Transactions of ASME, Vol. 123, pp. 251-254, 2001. Franke R., Rode M., Kruger K.: On-line optimization of drum boiler start-up, Proc. of the 3rd International Modelica Conference, 2003. Isreb, M.: Superheater minimum stress unit start-up option of coal-fired power plants, Computers & Structures, Vol. 62, n. 5, pp. 865-875, 1997. Kallappa, P., Holmes, Michael S., Ray, Asok : Life-extending control of fossil fuel power plants, Automatica, Vol. 33, n. 6, pp. 1101-1118, June, 1997. Kamiya, A., Ono, I., Yamamura, M., Kobayashi, S.: Thermal power plant start-up scheduling with evolutionary computation by using an enforcement operator, IEEE International Conference on 'Intelligent Systems for the 21st Century'., Vol. 2, pp. 1372 1379, 1995 Krger, K., Franke, R., Rode, M.: Optimization of boiler start-up using a nonlinear boiler model and hard constraints, Energy, Vol. 29, n. 12-15, pp. 2239-2251, 2004. Kruger, K., Rode, M., Franke, R.: Optimal control for fast boiler start-up based on a nonlinear model and considering the thermal stress on thick-walled components., Proceedings of the 2001 IEEE International Conference on Control Applications, pp. 570 576, 5-7 Sept. 2001.

[2]

[3]

[4]

[5]

[6]

[7]

[8]

[9]

[10] Lausterer, G.K: On-line thermal stress monitoring using mathematical models, Control Engineering Practice, Vol. 5, n. 1, pp. 85-90, 1997. [11] McManus M., Baumgartner R.: An Integrated Combined-Cycle Plant Design that provides fast start capability at base-load, PowerGEN 2003, Las Vegas, U.S.A. [12] Shirakawa M., Nakamoto M.: Start-up schedule optimizing system of a combined cycle power plant, Proc. IFAC Symposium on Power Plants and Power Systems Control, B02-3, Seoul 2003. [13] Nakamoto M.: An Approach of Operation and Control Design for Thermal Power Plants Using Dynamic Simulation, Proc. IEEE Int. Conf. on Control Applications, Taiwan, 2004.


Approvato

A5053107 Pag. 66/66

[14] Smith, C.A., Burnham, K.J., Ham, P.A.L., Zachariah, K.J., James, D.J.G.: Adaptive fuzzy control of combined cycle plant start up, International Conference on Opportunities and Advances in International Electric Power Generation, pp. 115 118, 1996. [15] Xu Cheng, Kephart, R.W., Menten, C.H.: Model-based once-through boiler start-up water wall steam temperature control, Proceedings of the 2000 IEEE International Conference on Control Applications, pp. 778 783, Sept. 2000.

Procedure Innovative Per Avvio Ciclo Combinato - CESI

Documents

Transcript of Procedure Innovative Per Avvio Ciclo Combinato - CESI