BESCHREIBUNG
Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zum Steuern der Auslauftemperatur eines elektrischen Durchlauferhitzers gemäss dem Oberbegriff des unabhängigen Anspruchs.
Es ist bekannt, eletrische Durchlauferhitzer zur Beheizung von kaltem Brauchwasser einzusetzen, wobei diese Durchlauferhitzer entweder einphasig oder dreiphasig betrieben werden können. Im einfachsten Fall ist bei einphasigem Betrieb ein einziger Widerstand vorhanden, der von einem Wasserschalter bei Wasserdurchsatz an die Spannung des speisenden Netzes gelegt wird. Die Maximalleistung des Durchlauferhitzers ist damit durch den Widerstandswert des Widerstandes und die angelegte Spannung definiert. Bei einem an einem Dreiphasensystem liegenden Durchlauferhitzer sind in der Regel drei gleiche Widerstände an die Aussenleiter des speisenden Netzes angeschlossen, die Leistung des Durchlauferhitzers ergibt sich hier analog aufgrund der Widerstandswerte und der anliegenden Dreiphasenspannung.
Es hat sich gezeigt, dass die Leistung eines solchen Durchlauferhitzers häufig zu klein oder auch bei geringem Zapfwasserdurchsatz zu gross ist. Zur Anpassung der Leistung ist schon vorgeschlagen worden, Widerstände mit Phasenanschnittssteuerung oder mit Schwingungspaketsteuerung zu betreiben. Die Phasenanschnittsteuerung ist bei Elektrowärmegeräten oberhalb einer bestimmten Leistung nicht zugelassen, die Schwingungspaketsteuerung führt bei der Anwendung auf grosse Leistungen generell zu einem unbefriedigenden Regelverhalten, wenn man die Bestimmungen über die Netzrückwirkungen einhalten will.
Aus diesem Grunde liegt der Erfindung die Aufgabe zugrunde, die Auslauftemperatur bei einem elektrischen Durchlauferhitzer auf konstante aber einstellbare Werte zu steuern.
Die Lösung der Aufgabe erfolgt erfindungsgemäss durch die kennzeichnenden Merkmale des unabhängigen Anspruchs.
Weitere Ausgestaltungen und besonders vorteilhafte Weiterbildungen der Erfindung sind Gegenstand der abhängigen Ansprüche und gehen weiter aus der nachfolgenden Beschreibung hervor, die Ausführungsbeispiele der Erfindung anhand der Figuren 1 bis 6 näher erläutert.
Es zeigen
Figur 1 ein erstes Ausführungsbeispiel anhand einer elektrischen Schaltung als erstes Prinzip,
Figur 2 ein zweites Asuführungsbeispiel zur Erläuterung des anderen Prinzips der Erfindung,
Figur 3 Diagramme zur Erläuterung der Schaltung nach Figur 1,
Figur 4 Diagramme zur Erläuterung der Schaltung nach Figur 3,
Figur 5 ein weiteres Ausführungsbeispiel in Form einer Schaltung und
Figur 6 Diagramme zur Erklärung des Ausführungsbeispieles nach Figur 5.
Die Figur 1 zeigt einen elektrischen Durchlauferhitzer in einer Einfachstausführung. Es ist ein Durchlaufkanal 3 vorgesehen, in den ein elektrischer Widerstand R1 in Form einer Blankdrahtwendel mit einer Länge L1 und einem bestimmten Widerstandswert so angeordnet ist, dass er vom durchfliessenden Medium, insbesondere Wasser, umspült ist. Der Querschnitt des Kanals ist mit A bezeichnet, er ist über die Durchflusslänge konstant. Aufgrund des treibenden Wassernetzdruckes entsteht in Richtung des Pfeiles 4 ein Durchsatz D, der einem bestimmten Volumen bezogen auf die Zeit t entspricht.
Bei vorgegebenem Kanalquerschnitt A und vorgegebenem Durchsatz D resultiert nach der Beziehung
D (1) V = eine bestimmte Durchflussgeschwindigkeit.
Wenn im folgenden auf die Durchflussgeschwindigkeit abgestellt ist, könnte nach Massgabe der Gleichung 1 ebensogut durch Umstellung auf den Kanalquerschnitt und auf den Durchsatz abgestellt werden.
Die beiden Enden des Widerstandes 5 und 6 sind über Zuleitungen 7 und 8 mit einer Speisespannungsquelle L1 und N verbunden, wobei in der Zuleitung 8 ein Triac V1 angeordnet ist, der eine Steuerelektrode 9 aufweist. Es besteht auch die Möglichkeit, die Zuleitungen 7 und 8 an zwei Aussenleiter eines Drehspannungsnetzes oder an ein Gleichspannungsnetz anzulegen.
Die Steuerelektrode 9 ist an eine Schwingungspaketsteuerung 10 angeschlossen.
Die Figur 2 zeigt ein weiter verfeinertes Ausführungsbeispiel basierend auf den Überlegungen zu Figur 1. Der wesentliche Unterschied besteht darin, dass ein weiterer Widerstand R2 dem Widerstand R1 im Kanal 3 vorgeschaltet ist, so dass das zu erwärmende Wasser zunächst den Widerstand R2 umspült und anschliessend den Widerstand R1. Der Widerstand R2 ist gleichermassen als Blankdrahtwiderstandswendel ausgebildet, er weist einen bestimmten Widerstandswert und eine Länge L2 auf. Die beiden Widerstände sind durch den Abstand Lv voneinander getrennt. Der Kanalquerschnitt A, die Durchflussgeschwindigkeit und der Durchsatz ergeben sich gemäss den Beziehungen zu Figur 1. Der Widerstand R2 weist einen Anfang 11 und ein Ende 12 auf, wobei der Anfang 11 über eine Zuleitung mit der Leitung 7 und das Ende 12 über einen weiteren Triac V2 mit der Zuleitung 8 verbunden sind.
Die beiden Steuerelektroden 9 bzw. 13 der Triacs sind mit der Schwingungspaketsteuerung 10 verbunden.
Für die Schaltungen nach den Figuren 1 und 2 gilt noch folgendes: Die Widerstände in beiden Figuren sind so ausgestaltet, dass die Widerstandsverteilung linear über die Länge erfolgt.
Bei Dauereinschaltung des Widerstandes R1 entsteht an R1 die Leistung PI. Die Temperaturerhöhung H1 wird dann am Punkt 1 im stationären Zustand bezogen auf den Einlaufpunkt 14 (2) H, = 1 P1
Cw D wobei Cw die Wärmekapazität des Wassers ist.
Entsprechendes gilt für die Dauereinschaltung des Widerstandes R2, wodurch die Leistung P2 am Punkt 2 sich wie folgt darstellt.
1 P2 (3) 112 = ¯¯ ¯¯
Cw D
Bei Dauereinschaltung der Widerstände R1 und R2 entsteht im Punkt 1 im stationären Zustand eine Gesamttemperaturerhöhung.
(4) Hgesmax = H1 + 112
Bei ausgeschaltetem Widerstand R2 entsteht beim Tasten des Widerstandes R1 mit periodischer Schwingungspaketsteuerung ein zeitlicher Verlauf pl der Leistung und am Punkt 1 ein zeitlicher Verlauf der Temperaturerhöhung hl bezogen auf die Temperatur des Einlaufpunktes 14.
Bei Tasten des Widerstandes R2 und ausgeschaltetem Widerstand R1 entsteht ein Leistungsverlauf pz und im Punkt 1 ein Temperaturerhöhungsverlauf h2. Beim Tasten der Widerstände R1 und R2 findet im Punkt 1 eine Überlagerung der Verläufe hl und h2 statt.
Für die weitere Betrachtung wird vorausgesetzt, dass sich die bei periodischer Tastung ergebenden Zeitverläufe von h1 und h2 nur durch die lineare Aufteilung der Widerstände R1 und R2 über die Längen L1 und L2 ergeben.
Alle weiteren Einflüsse, wie Speicherwirkung des Wassers und des Widerstandsdrahtes sowie Wärmeübergang in Durchflussrichtung und weitere Vermischungsvorgänge werden nicht betrachtet. Die Verläufe hl und h2 der Temperaturerhöhung bestehen dann aus Stücken konstanter Temperaturerhöhung und/oder aus Stücken mit linearen Anstiegen bzw. Abfällen.
Entscheidend für die Zeitverläufe hl und h2 im Punkt 1 sind die Periodendauern tp und die Tastverhältnisse tein tein (5) T = = -- tein + taus tp der angewandten Schwingungspaketsteuerungen sowie die Durchflusszeiten tL über die Längen L1 bzw. L2 der entsprechenden Teilwiderstände allgemein gemäss AL (6) tL =
D und die Durchflusszeit tv über die Länge Lv zwischen den Teilwiderständen gemäss A Lv (7) tv =
D
Die Steigungen S der linearen Anstiege und Abfälle in den Verläufen h1 und h2 ergeben sich allgemein zu
1 P (8) 5 = j L
Cw A und sind unabhngig vom Durchsatz D.
Der Mittelwert der am Punkt 1 überlagerten Temperaturer höhungs-Verläufe h1 und h2 ergibt sich allgemein zu Hges mit (9) Hges = HI T1 + 112 T2, wobei Ts und T2 die entsprechend angewandten Tastverhältnisse für die Schwingungspaktsteuerung der Widerstände R1 und R2 sind.
In den Diagrammen der Figuren 3, 4 und 6 sind Zeitverläufe der Leistung p als Leistungsmittelwerte über die Zeiten tein und taus dargestellt und Temperaturerhöhungsverläufe h entsprechend dieser Mittelwerte der Leistung. Die Periodendauer tp ergibt sich jeweils aus tein + taus.
Figur 3 zeigt die Anwendung von Schwingungspaketsteuerung gemäss der Erfindung auf die Schaltung gemäss Figur 1, wobei die Periodendauer tp der Schwingungspaketsteuerung abhängig vom Durchsatz bzw. der Durchflussgeschwindigkeit gemäss Gleichung (10) gewählt wird,
1 A-L (10) tp - tp=.
m D wobei m eine beliebige ganze Zahl ist.
Im ersten Beispiel der Figur 3 ist insbesondere tp = tL gewählt. Dabei entsteht bei einem Tastverhältnis von T = 1/2 beim ersten Einschalten ein linearer Anstieg der Temperaturer höhung hl bis zum Grenzwert 15 von H1 1/2, wonach die Temperaturerhöhung konstant diesen Wert beibehält.
Im zweiten Beispiel ist ein verändertes Tastverhältnis angenommen (z.B. von 1/4), wobei sich nach einem ersten linearen Anstieg von hl ein konstanter Wert 16 (z.B. von H1 1/4) ergibt.
Im dritten Beispiel ist die Periodendauer tp halb so gross wie die Zeit tL (m = 2) gewählt. Dabei entstehen nach Beginn der Schwingungspaketsteuerung während zweier Zeiten tein lineare Anstiege, wonach die Temperaturerhöhung wieder einen zeitlich konstanten Verlauf mit dem Wert 17 entsprechend Hi 1/2 aufweist.
Aus Gleichung 10 lässt sich ableiten, dass bei vorgegebener Länge L bzw. L1 des Widerstandes R bzw. R1 die Periodendauer tp der Schwingungspaketsteuerung umgekehrt proportional zur Durchflussgeschwindigkeit VL bzw. dem Durchsatz D des Mediums gesteuert wird.
Es zeigt sich, dass bei der Anwendung von Schwingungspaketsteuerung und Wahl des Periodendauer entsprechend der Be- ziehung (10) in einem Widerstand R bzw. R1 im stationären Fall eine zeitlich konstante Temperaturerhöhung stattfindet. Das be- deutet auch, dass auf eine oder mehrere Widerstände, die gleiche oder unterschiedliche Grösse bzw. gleiche oder unterschiedliche Länge aufweisen können, bei Anwendung von Schwingungspaketsteuerungen, wobei die Periodendauer der angegebenen Beziehung 10 entspricht und die Tastverhältnisse T beliebig sein können, in allen Fällen eine zeitlich konstante gesamte Temperaturerhöhung erreicht wird.
Die Abstände Lv zwischen den Widerständen sind dabei ohne Bedeutung. Diese Ausführungen gelten insbesondere auch für die Anwendung von Schwingungspaketsteuerungen auf die Widerstände R1 bzw. R2 nach Figur 2.
Aus vorstehendem ergibt sich, dass die Schaltung bzw. die Ausführung der Schwingungspaketsteuerung zunächst nur für einen bestimmten Kanalquerschnitt des Durchlauferhitzers Gültigkeit hat. Weicht die bauliche Konstruktion des Durchlauferhitzers ab oder wird die Steuerung für einen anderen Durchlauferhitzer angewandt, so ist die Periodendauer der Schwingungspaketsteuerung dem jeweiligen aktuellen Kanalquerschnitt anzupassen. Das bedeutet auch, dass bei Anwendung der Steuerung auf variable Durchsätze, beispielsweise durch Androsseln des Zapfventils im Zuge des variierenden Öffnungsgrades des Zapfventils, die Periodendauer der Schwingungspaketsteuerung fortlaufend zu ändern ist.
Die nun folgenden Ausführungen zu Figur 4 beziehen sich auf das Schaltbild gemäss Figur 2, bei dem Voraussetzung ist, dass wenigstens ein oder mehrere Abstände Lv zwischen zwei oder mehreren Widerständen vorhanden sind. In jedem Fall gilt, dass zwei oder mehr Widerstände im Durchflussweg des Wassers oder sonstigen Mediums nacheinander liegen. Weiterhin sind die Widerstände gleich ausgebildet, d.h. sie besitzen die gleiche Grösse (Widerstandswert und abnehmbare Leistung) sowie gleiche Längen. Bevorzugt sind sie als identische Blankdrahtwiderstandswendel ausgebildet.
Bei einer solchen Anordnung wird die Periodendauer gemäss Gleichung 11 AL (11) tp = n
D gewählt. Hierin bedeutet n die Anzahl der Widerstände. Auf alle Widerstände findet hierbei eine Schwingungspaketsteuerung mit gleicher Peiodendauer tp Anwendung. Weiterhin sind auch die Tastverhältnisse aller Steuerungen gleich.
Die auf die einzelnen Widerstände angewandten Schwingungspaketsteuerungen weisen eine Phasenverschiebung gegeneinander auf, die identisch mit der Zeit tv gemäss Gleichung 6 gewählt wird.
Das erste Beispiel zeigt Kurvenzüge der zeitlichen Verläufe der Leistungen pl und pz, bei einem Tastverhältnis von T = 1/2.
Aus pi resultiert am Punkt 1 ein Verlauf hl, aus pz allein resultiert am Punkt 2 ein Verlauf h22, der verzögert um die Zeit tL + tv den Verlauf h2 an Punkt 1 ergibt. hl und h2 überlagern sich am Punkt 1 zu dem Verlauf h, der zeitlich konstant ist, wobei bei dem gewählten Tastverhältnis der Gesamtwert 18 von Hgesmax 1/2 ergibt.
Im zweiten Beispiel sind die Verhältnisse bei einem Tastverhältnis von T = 1/8 angegeben. Es resultiert durch Überlagerung ein zeitlich konstanter Verlauf von h, der bei dem angegebenen Tastverhältnis einen gegenüber dem ersten Beispiel kleineren Wert 19 von Hgas max 1/0 aufweist.
Das dritte Beispiel zeigt eine Situation, in der angenommen ist, dass der Durchfluss gegenüber dem ersten und zweiten Beispiel halbiert ist, wodurch bedingt doppelt so grosse Zeiten tL bzw. tv vorliegen. Dies bedingt gegenüber dem ersten und zweiten Beispiel verdoppelte Periodendauern pp sowie eine doppelt so grosse Phasenverschiebung zwischen den Schwingungspaketsteuerungen für R1 und R2.
Bei dem gewählten Tastverhältnis von T = 1/4 ergibt die Überlagerung der Verläufe h1 und h2 den Verlauf 20 von h mit einem zeitlich konstanten Wert von Hges rnax 1/4. Da die maximal mögliche Temperaturerhöhung Hges max vom Durchfluss D abhängig ist, ergibt sich ein Gesamtwert 20, der identisch mit dem Gesamtwert des ersten Beispieles (18) ist. Bei der Anwendung des Verfahrens muss der Durchsatz bzw. die Durchflussgeschwindigkeit erfasst werden und die Periodendauer tp der Schwingungspaketsteuerungen bzw. die Phasenveschiebung zwischen den Schwingungspaketsteuerungen entsprechend eingestellt werden.
Durch gleiche Variation des Tastverhältnisses T bei allen Schwingungspaketsteuerungen wird die Gesamtleistung Pges zwischen den Werten 0 und Ges marx feinstufig einstellbar, wobei in allen Fällen die Temperaturerhöhung zeitlich konstant ist.
Bei Anschluss der Schaltungen gemäss Figur 1 und 2 an eine Gleichspannungsversorgung tritt anstelle der Schwingungspaketsteuerung eine Impulsbreitensteuerung.
Bei Anwendung von Schwingungspaketsteuerung und Schalten im Nulldurchgang des Stromes sind nur diskrete Tastverhältnisse T möglich. Damit ist die Leistung nicht kontinuierlich sondern feinstufig einstellbar, wobei sich die Stufenweite aus der minimalen Einschaltdauer tein bzw. der minimalen Ausschaltdauer taus ergibt, die beispielsweise bei Vollwellensteuerung der Zeit von einer Netzperiode (20 ms) entsprechen.
Gegenüber der Anwendung von Schwingungspaketsteuerung auf einen einzelnen Widerstand entsprechend grosser Leistung ergibt die Anwendung der Erfindung wesentlich geringere Netzrückwirkungen (Flicker), da bei der Anwendung der Erfindung zu diskreten Zeiten immer nur ein kleinerer Widerstand einbzw. ausgeschaltet wird. Es hat sich gezeigt, dass die Netzrückwirkungen (Flicker) bei Anwendung der Erfindung besonders klein werden, wenn die Phasenverschiebungen zwischen den Schwingungspaketsteuerungen identisch zur kleinsten Einschaltzeit tein bzw. zur kleinsten Einschaltzeit taus oder zu einem ganzzahligen Vielfachen davon gewählt werden.
Zur Auswahl eines der Verfahren entsprechend Figur 3 oder Figur 4 für einen konkreten Anwendungsfall gilt folgendes:
Das Verfahren nach Figur 3 lässt allgemeinere Realisierun gen zu, da die Widerstände hinsichtlich ihrer Grösse bzw. der geometrischen Ausführung unterschiedlich sein können und auf die Widerstände auch Schwingungspaketsteuerungen nicht identischer Periodendauern anwendbar sind. Bedingt durch die relativ kurzen Periodendauern tp entstehen andererseits relativ grosse Netzrückwirkungen, wodurch sich die erzielbare maximale Leistung entsprechend begrenzt.
Bei dem Verfahren gemäss Figur 4 bestehen Einschränkungen hinsichtlich der Ausführung der Widerstände, da alle Widerstände hinsichtlich ihrer Grösse und Abmessungen gleich ausgeführt sein müssen. Weiterhin müssen die Schwingungspaketsteuerungen der Widerstände alle die gleiche Periodendauer pp aufweisen. Da aber gegenüber dem Verfahren nach Figur 3 die Periodendauern pp grösser sind, entstehen vergleichsweise kleinere Netzrückwirkungen, welches zu grösseren erzielbaren Gesamtleistungen führt.
Beim Ausführungsbeispiel der Figur 5 ist ein Durchlauferhitzer unterstellt, der drei gleich grosse Widerstände R1, R2 und R3 aufweist, die im Durchflkusskanal 3 in Serie miteinander liegen.
Die Widerstände weisen wirksame Längen L1, L2 und L3 auf, die, wie auch deren Abstände Lv, gleich sind. Es sei darauf hingewiesen, dass weder die Widerstände noch ihre Länge noch die Abstände zwischen ihnen gleich sein müssen.
Am Anfang 14 des Durchflusskanals ist ein Wasserschalter 21 angeordnet, der feststellt, ob Wasserdurchsatz im Kanal 3 stattfindet. Bei Wasserdurchsatz betätigt er über eine Stange 22 einen dreiphasigen Schalter 23, der die Aussenleiter L1 bis L3 eines speisenden Drehstromnetzes mit einer verketteten Spannung von 380 V auf die Heizwendel schaltet.
Es ist ein Durchsatzfühler 24 am Kanalanfang 14 angeordnet, der über eine Messleitung 25 auf die Schwingungspaketsteuerung 10 geschaltet ist. Weiterhin ist ein Einlasstemperaturfühler 26 vorgesehen, der über eine Messleitung 27 gleichfalls mit der Steuerung 10 verbunden ist. An einem Sollwertgeber 28 kann eine gewünschte Auslauftemperatur in der Zapfleitung 4 vorgegeben werden, die sich stromab des Zapfenventils anschliesst.
Der Widerstand R3 ist über einen Triac V3 sowohl mit einem Aussenleiter wie auch mit seiner anderen Stromzuführung mit einem anderen Aussenleiter des Drehstromnetzes verbunden.
Die beiden anderen Widerstände R1 und R2 sind mit den beiden anderen Aussenleitern verbunden, so dass eine Dreieckschaltung entsteht. Sämtliche Steuerelektroden der Triacs sind in der Steuerung 10 verbunden.
Obwohl die Widerstände R1 bis R3 als gleich angenommen werden, besteht die Möglichkeit, sie in ihrer Leistungsabgabe unterschiedlich zu gestalten, desgleichen können die wirksamen Längen unterschiedlich gestaltet werden und die Abstände Lv, wobei auch mehr als drei Widerstände vorgesehen sein können.
Die Speisung der Widerstände muss nicht durch ein Drehstromnetz geschehen, es wäre auch ein einphasiger Anschluss möglich oder eine gemischte Schaltung, beispielsweise auch in Sternschaltung.
Weiterhin können zusätzlich zu den steuerbaren Widerständen R1 bis gegebenenfalls R3 auch weitere Festwertwiderstandsstufen zu- oder abgeschaltet vorhanden sein, mit denen eine Grundlast eingestellt werden kann.
In der dargestellten Ausführungsform können die Wider stände mit einer Schwingungspaketsteuerung gemäss den Ausführungen zu Figur 2 betrieben werden, wobei die Widerstände in ihren Ausführungen und Längen sowie Abständen voneinander unterschiedlich sein können. Demgemäss sind dann auch die Periodendauern der Schwingungspaketsteuerung unterschiedlich, wobei dann die Steuerung 10 entsprechend der Zahl der Widerstände aufzuteilen wäre.
Unter der Prämisse, dass die Widerstände gleich sind, gleiche Längen aufweisen und gleiche Abstände voneinander besitzen, sollen die nachfolgenden Erklärungen gemäss Figur 6 gelten. Die Steuerung erfolgt dann unter Übernahme der Ausführung zu Figur 4.
In Figur 6 sind beispielhaft analog zu Figur 4 drei Leistungsverläufe pl, p2 und p3 dargestellt. Die Periodendauer der Schwingungspaketsteuerungen beträgt tp = 3 tL, wobei entsprechend der drei gesteuerten Widerstände die Zahl n in Gleichung 11 drei beträgt.
Die Phasenverschiebungen zwischen den drei Schwingungspaketsteuerungen betragen tv, wobei angenommen wurde, dass die Abstände Lv zwischen den Widerständen gleich gross sind.
Im Beispiel ist das Tastverhältnis zu t = 1/2 angenommen. Der Leitungsverlauf pl führt zu einem Verlauf der Temperaturerhöhung hl in Punkt 1, bezogen auf die Einlauftemperatur im Punkt 14.
Entsprechend führen die Leistungsverläufe pz und p3 zu den Verläufen h2 und h3 in diesem Punkt. Durch Überlagerung der Verläufe hl, h2 und h3 ergibt sich in Punkt 1 der Verlauf h. Dieser weist nach einem linearen Anstieg zu Beginn der Schwingungspaketsteuerungen einen konstanten Verlauf 30 auf.
Dieser konstante Wert Hges ergibt sich zu (12) Hges = H, + + 112 T + 113 T = 3 Hi T = Hgesmax T
1 = Hgesmax
2
Sind die Abstände zwischen den Widerständen unterschiedlich, so führt dies zu unterschiedlichen Zeiten tv und damit zu unterschiedlichen Phasenverschiebungen zwischen den Schwingungspaketsteuerungen.
Bei dem Ausführungsbeispiel gemäss Figur 5 ist es möglich, relativ hohe Leistungen darzustellen, ohne weiteres im Bereich von 20-30 kW. Zieht man allerdings die Netzrückwirkungen (Flicker) in Betracht, so wird das System bei etwa 7 kW seine Grenze finden. Diese Grenze kann jedoch nach oben herausgeschoben werden, indem man zusätzlich zu der betrachteten gesteuerten Leistungsstufe Festleistungsstufen hinzuschaltet, die einphasig oder auch dreiphasig betrieben werden können.
Bei Einbau in handelsübliche Durchlauferhitzer und damit vorgegebenen Längen der Widerstände, die wiederum die Periodendauern der Schwingungspaketsteuerung bedingen, hat sich herausgestellt, dass Wasserdurchflüsse von 3-10 1 min in einer gesteuerten Leistungsstufe ohne weiteres realisierbar sind. Reichen diese Durchflüsse nicht, so müssen Konstantlaststufen zugeschaltet werden.
Die Verfahren nach den Ansprüchen 1 und 3 führen in äquivalenter Weise zu einem sehr guten Steuerverhalten für die Auslauftemperatur des Durchlauferhitzers, die überraschend in sehr engen Grenzen bei relativ kleinem baulichen Aufwand konstant gehalten werden kann. Innerhalb der allgemeinen Arbeitsregel für die Ansprüche 1 und 3 führen die Bemessungsregeln der Ansprüche 2 und 4 zum Optimum der Bemessung der Periodendauer beim jeweiligen Verfahren.
Die Angabe des Anspruchs 5 zieht vorteilhaft die Phasenverschiebung mit ein, so dass die Steuerung hierbei noch verbessert wird. Gleiches gilt für die Bemessungsregel der Phasenver schiebung nach Anspruch 6, die auch hier einen optimalen Wert angibt.
Das Verfahren gemäss Anspruch 7 ergibt eine besonders vorteilhafte allgemeine Anweisung, wie die Phasenverschiebung in Relation zur Einschaltdauer zu wählen ist, um ein optimales Steuerverhalten zu gewährleisten. Die minimale Einschaltdauer bzw. Ausschaltdauer bemisst sich bei Vollwellensteuerung zu einer Netzperiode, bei Halbwellensteuerung zu einer halben Netzperiode.
Es ist auch möglich, beim Ausführungsbeispiel gemäss Figur 5 stromab des letzten beheizten Widerstandes einen Temperaturfühler als Ist-Wert-Geber vorzusehen, damit kann aus der Steuerung eine Auslauftemperaturregelung gemacht werden.
DESCRIPTION
The present invention relates to a method for controlling the outlet temperature of an electric instantaneous water heater according to the preamble of the independent claim.
It is known to use electric instantaneous water heaters for heating cold process water, it being possible for these instantaneous water heaters to be operated either in one phase or in three phases. In the simplest case, there is a single resistor in single-phase operation, which is applied to the voltage of the supply network by a water switch when the water is flowing. The maximum output of the instantaneous water heater is thus defined by the resistance value of the resistor and the applied voltage. In the case of a continuous-flow heater located on a three-phase system, three identical resistors are generally connected to the outer conductors of the supply network. The output of the continuous-flow heater is analog here due to the resistance values and the three-phase voltage present.
It has been shown that the output of such a water heater is often too low or too high even with a low tap water throughput. To adapt the power, it has already been proposed to operate resistors with phase control or with vibration packet control. The phase gating control is not permitted for electrical heating devices above a certain output, the vibration package control generally leads to unsatisfactory control behavior when applied to large outputs if you want to comply with the provisions on the network perturbations.
For this reason, the object of the invention is to control the outlet temperature in a continuous-flow electric heater to constant but adjustable values.
The object is achieved according to the invention by the characterizing features of the independent claim.
Further refinements and particularly advantageous developments of the invention are the subject of the dependent claims and are further apparent from the description below, the exemplary embodiments of the invention being explained in more detail with reference to FIGS. 1 to 6.
Show it
FIG. 1 shows a first exemplary embodiment using an electrical circuit as the first principle,
FIG. 2 shows a second exemplary embodiment to explain the other principle of the invention,
FIG. 3 diagrams for explaining the circuit according to FIG. 1,
FIG. 4 diagrams for explaining the circuit according to FIG. 3,
Figure 5 shows another embodiment in the form of a circuit and
6 shows diagrams for explaining the exemplary embodiment according to FIG. 5.
FIG. 1 shows an electrical instantaneous water heater in a simple version. A flow channel 3 is provided, in which an electrical resistor R1 in the form of a bare wire coil with a length L1 and a specific resistance value is arranged in such a way that the medium, in particular water, flows around it. The cross-section of the channel is labeled A, it is constant over the flow length. Due to the driving water network pressure, a throughput D arises in the direction of arrow 4, which corresponds to a certain volume in relation to time t.
For a given channel cross section A and a given throughput D, the relationship results
D (1) V = a certain flow rate.
If the flow rate is used in the following, it could just as well be based on equation 1 by switching to the channel cross section and to the throughput.
The two ends of the resistor 5 and 6 are connected to a supply voltage source L1 and N via leads 7 and 8, a triac V1 having a control electrode 9 being arranged in the lead 8. It is also possible to connect leads 7 and 8 to two outer conductors of a three-phase network or to a DC network.
The control electrode 9 is connected to a vibration packet controller 10.
FIG. 2 shows a further refined exemplary embodiment based on the considerations relating to FIG. 1. The main difference is that a further resistor R2 is connected upstream of the resistor R1 in channel 3, so that the water to be heated first flushes around the resistor R2 and then the Resistor R1. Resistor R2 is likewise designed as a bare wire resistance coil, it has a specific resistance value and a length L2. The two resistors are separated from each other by the distance Lv. The channel cross section A, the flow rate and the throughput result according to the relationships to FIG. 1. The resistor R2 has a start 11 and an end 12, the start 11 via a feed line to line 7 and the end 12 via a further triac V2 are connected to the feed line 8.
The two control electrodes 9 and 13 of the triacs are connected to the vibration packet controller 10.
The following also applies to the circuits according to FIGS. 1 and 2: The resistors in both figures are designed in such a way that the resistance distribution is linear over the length.
When resistor R1 is switched on continuously, power PI is generated at R1. The temperature increase H1 is then at point 1 in the stationary state based on the entry point 14 (2) H, = 1 P1
Cw D where Cw is the heat capacity of the water.
The same applies to the permanent switching on of the resistor R2, as a result of which the power P2 at point 2 is represented as follows.
1 P2 (3) 112 = ¯¯ ¯¯
Cw D
When the resistors R1 and R2 are switched on continuously, a total temperature increase occurs in point 1 in the stationary state.
(4) Hgesmax = H1 + 112
When the resistor R2 is switched off, when the resistor R1 is pressed with periodic oscillation packet control, there is a time profile pl of the power and at point 1 a time profile of the temperature increase h1 in relation to the temperature of the entry point 14.
When the resistor R2 is pressed and resistor R1 is switched off, a power curve pz and a temperature increase curve h2 arise in point 1. When the resistors R1 and R2 are keyed, the curves h1 and h2 are superimposed in point 1.
For further consideration, it is assumed that the time profiles of h1 and h2 resulting from periodic keying result only from the linear distribution of the resistors R1 and R2 over the lengths L1 and L2.
All other influences, such as the storage effect of the water and the resistance wire as well as heat transfer in the direction of flow and other mixing processes are not considered. The curves h1 and h2 of the temperature increase then consist of pieces of constant temperature rise and / or of pieces with linear increases or decreases.
The period durations tp and the pulse duty factors tein tein (5) T = = - tein + thousand tp of the vibration package controls used as well as the flow times tL over the lengths L1 and L2 of the corresponding partial resistances are generally decisive for the time profiles hl and h2 in point 1 AL (6) tL =
D and the flow time tv over the length Lv between the partial resistors according to A Lv (7) tv =
D
The slopes S of the linear increases and decreases in the curves h1 and h2 generally result in
1 P (8) 5 = j L
Cw A and are independent of the throughput D.
The mean value of the temperature increase curves h1 and h2 superimposed at point 1 generally results in Hges with (9) Hges = HI T1 + 112 T2, where Ts and T2 are the corresponding duty cycles for the vibration pact control of the resistors R1 and R2.
In the diagrams of FIGS. 3, 4 and 6, time profiles of the power p are shown as average power values over the times tein and thousand, and temperature increase profiles h correspond to these average values of the power. The period tp results from tein + thousand.
FIG. 3 shows the application of vibration packet control according to the invention to the circuit according to FIG. 1, the period tp of the vibration packet control being selected as a function of the throughput or the flow rate according to equation (10),
1 A-L (10) tp - tp =.
m D where m is any integer.
In the first example in FIG. 3, tp = tL is chosen in particular. This creates a linear increase in the temperature increase hl up to the limit value 15 of H1 1/2 at a pulse duty factor of T = 1/2 when the device is first switched on, after which the temperature increase remains constant at this value.
In the second example, a changed duty cycle is assumed (e.g. of 1/4), whereby a constant value 16 (e.g. of H1 1/4) results after a first linear increase of h1.
In the third example, the period tp is chosen to be half the time tL (m = 2). After the start of the vibration packet control, a linear increase occurs for two times, after which the temperature increase again has a time-constant course with the value 17 corresponding to Hi 1/2.
It can be derived from equation 10 that, with a predetermined length L or L1 of the resistor R or R1, the period tp of the oscillation packet control is controlled in inverse proportion to the flow rate VL or the throughput D of the medium.
It can be seen that when using vibration packet control and selecting the period according to the relationship (10), a temperature R that is constant over time occurs in a resistor R or R1 in the stationary case. This also means that on one or more resistors, which may have the same or different size or the same or different length, when using vibration packet controls, the period duration corresponding to the specified relationship 10 and the duty cycles T being arbitrary, in all Cases a constant temperature increase is achieved over time.
The distances Lv between the resistors are irrelevant. These statements also apply in particular to the application of vibration packet controls to the resistors R1 and R2 according to FIG. 2.
It follows from the above that the switching or the execution of the vibration packet control is initially only valid for a specific channel cross section of the instantaneous water heater. If the construction of the instantaneous water heater differs or if the control is used for another instantaneous water heater, the period of the vibration package control must be adapted to the current channel cross-section. This also means that when the control is applied to variable throughputs, for example by throttling the nozzle in the course of the varying degree of opening of the nozzle, the period of the vibration packet control must be changed continuously.
The following explanations for FIG. 4 relate to the circuit diagram according to FIG. 2, with the prerequisite that at least one or more distances Lv are present between two or more resistors. In any case, there are two or more resistors in the flow path of the water or other medium one after the other. Furthermore, the resistors are the same, i.e. they have the same size (resistance value and removable power) and the same length. They are preferably designed as an identical bare wire resistance coil.
With such an arrangement, the period according to equation 11 AL (11) tp = n
D selected. Here n means the number of resistors. An oscillation packet control with the same period tp is applied to all resistors. Furthermore, the duty cycles of all controls are the same.
The vibration packet controls applied to the individual resistors have a phase shift relative to one another which is chosen to be identical to the time tv according to equation 6.
The first example shows curves of the time courses of the services pl and pz, with a duty cycle of T = 1/2.
Pi results in a curve h1 at point 1, pz alone results in a curve h22 at point 2 which, delayed by the time tL + tv, gives the curve h2 at point 1. hl and h2 overlap at point 1 to the curve h, which is constant over time, the total value 18 of Hgesmax being 1/2 for the selected duty cycle.
In the second example, the ratios are given at a duty cycle of T = 1/8. The result of superimposition is a time-constant curve of h, which has a smaller value 19 of Hgas max 1/0 than the first example at the specified duty cycle.
The third example shows a situation in which it is assumed that the flow is halved compared to the first and second examples, which means that times tL and tv are twice as long. Compared to the first and second example, this necessitates doubled period durations pp and a phase shift between the oscillation packet controls for R1 and R2 that is twice as large.
With the selected duty cycle of T = 1/4, the superimposition of the curves h1 and h2 gives the curve 20 of h with a value of Hges rnax 1/4 that is constant over time. Since the maximum possible temperature increase Hges max depends on the flow rate D, a total value 20 results, which is identical to the total value of the first example (18). When using the method, the throughput or the flow rate must be recorded and the period tp of the vibration packet controls or the phase shift between the vibration packet controls must be set accordingly.
The total power Pges can be finely adjusted between the values 0 and Ges marx by the same variation of the pulse duty factor T in all vibration packet controls, the temperature increase being constant over time in all cases.
When the circuits according to FIGS. 1 and 2 are connected to a DC voltage supply, pulse width control takes the place of the oscillation packet control.
When using vibration packet control and switching in the zero crossing of the current, only discrete duty cycles T are possible. The power is therefore not continuously adjustable but can be finely adjusted, the step width resulting from the minimum switch-on time tein or the minimum switch-off time thousand, which correspond to the time of one network period (20 ms), for example, in the case of full-wave control.
Compared to the application of oscillation packet control to a single resistor with a correspondingly large output, the application of the invention results in significantly lower network perturbations (flicker), since when the invention is used, only a smaller resistor is used at discrete times. is turned off. It has been shown that the network perturbations (flicker) become particularly small when the invention is used if the phase shifts between the oscillation packet controls are identical to the smallest switch-on time tein or to the smallest switch-on time thousand or an integer multiple thereof.
The following applies to the selection of one of the methods according to FIG. 3 or FIG. 4 for a specific application:
The method according to FIG. 3 permits more general realizations, since the resistances can be different with regard to their size or the geometric design, and oscillation packet controls of non-identical period lengths can also be applied to the resistors. On the other hand, due to the relatively short period tp, there are relatively large network perturbations, which limits the achievable maximum power accordingly.
In the method according to FIG. 4, there are restrictions with regard to the design of the resistors, since all the resistors must be of the same size and dimensions. Furthermore, the vibration packet controls of the resistors must all have the same period pp. However, since the period durations pp are longer compared to the method according to FIG. 3, comparatively smaller network perturbations arise, which leads to greater achievable total outputs.
In the exemplary embodiment in FIG. 5, a continuous flow heater is assumed which has three resistors R1, R2 and R3 of the same size, which are connected to one another in series in the flow channel 3.
The resistors have effective lengths L1, L2 and L3 which, like their distances Lv, are the same. It should be noted that neither the resistances, their length, nor the distances between them need be the same.
At the beginning 14 of the flow channel, a water switch 21 is arranged, which determines whether water throughput takes place in channel 3. With water throughput, it actuates a three-phase switch 23 via a rod 22, which switches the outer conductors L1 to L3 of a three-phase supply network with a chained voltage of 380 V to the heating coil.
A throughput sensor 24 is arranged at the beginning of the channel 14 and is connected to the vibration packet controller 10 via a measuring line 25. Furthermore, an inlet temperature sensor 26 is provided, which is also connected to the controller 10 via a measuring line 27. A desired outlet temperature in the dispensing line 4, which connects downstream of the dispensing valve, can be specified on a setpoint generator 28.
The resistor R3 is connected via a triac V3 both to an outer conductor and also to its other power supply to another outer conductor of the three-phase network.
The other two resistors R1 and R2 are connected to the other two outer conductors, so that a delta connection is created. All control electrodes of the triacs are connected in the controller 10.
Although the resistors R1 to R3 are assumed to be the same, there is the possibility of designing them differently in terms of their output, likewise the effective lengths and the distances Lv can be designed, and more than three resistors can also be provided.
The resistors do not have to be supplied by a three-phase network, a single-phase connection would also be possible or a mixed connection, for example also in a star connection.
Furthermore, in addition to the controllable resistors R1 to possibly R3, further fixed value resistance stages can also be connected or disconnected, with which a base load can be set.
In the illustrated embodiment, the resistors can be operated with an oscillation packet control according to the explanations for FIG. 2, the resistances in their implementations and lengths as well as distances from one another being different. Accordingly, the period durations of the vibration packet control are also different, in which case the control 10 would then have to be divided up according to the number of resistors.
Under the premise that the resistances are the same, have the same lengths and have the same distances from one another, the following explanations according to FIG. The control then takes place by taking over the execution of FIG. 4.
In FIG. 6, three power curves pl, p2 and p3 are shown as examples, analogous to FIG. The period of the oscillation packet controls is tp = 3 tL, the number n in equation 11 being three corresponding to the three controlled resistances.
The phase shifts between the three vibration packet controls are tv, it being assumed that the distances Lv between the resistors are the same.
In the example, the duty cycle is assumed to be t = 1/2. The line course pl leads to a course of the temperature increase h1 in point 1, based on the inlet temperature in point 14.
Accordingly, the power curves pz and p3 lead to the curves h2 and h3 at this point. By superimposing the curves hl, h2 and h3, the curve h results in point 1. After a linear increase at the beginning of the vibration packet controls, this has a constant course 30.
This constant value Hges results in (12) Hges = H, + + 112 T + 113 T = 3 Hi T = Hgesmax T
1 = H max
2nd
If the distances between the resistors are different, this leads to different times tv and thus to different phase shifts between the vibration packet controls.
In the exemplary embodiment according to FIG. 5, it is possible to display relatively high powers, without further ado in the range of 20-30 kW. However, if one takes into account the network perturbations (flicker), the system will find its limit at around 7 kW. However, this limit can be shifted upwards by adding fixed power levels in addition to the controlled power level under consideration, which can be operated as single-phase or three-phase.
When installed in commercially available instantaneous water heaters and thus the predetermined lengths of the resistors, which in turn determine the period of the vibration package control, it has been found that water flow rates of 3-10 1 min can be easily achieved in a controlled power level. If these flows are not sufficient, constant load stages must be activated.
The methods according to claims 1 and 3 lead in an equivalent manner to very good control behavior for the outlet temperature of the instantaneous water heater, which surprisingly can be kept constant within very narrow limits with a relatively small construction effort. Within the general working rule for claims 1 and 3, the dimensioning rules of claims 2 and 4 lead to the optimal dimensioning of the period in the respective method.
The specification of claim 5 advantageously includes the phase shift, so that the control is further improved. The same applies to the design rule of the phase shift according to claim 6, which also indicates an optimal value here.
The method according to claim 7 gives a particularly advantageous general instruction on how to select the phase shift in relation to the on-time in order to ensure optimal control behavior. The minimum switch-on time or switch-off time is measured in the case of full-wave control for one network period, for half-wave control for half a network period.
It is also possible in the exemplary embodiment according to FIG. 5 to provide a temperature sensor as an actual value transmitter downstream of the last heated resistor, so that an outlet temperature control can be made from the control.