EP0342347A2 - Verfahren zur Reduzierung der Störgrössenwirkung bei Gebläsebrenneranlagen und Gebläsebrenneranlage - Google Patents

Verfahren zur Reduzierung der Störgrössenwirkung bei Gebläsebrenneranlagen und Gebläsebrenneranlage Download PDF

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EP0342347A2
EP0342347A2 EP89106131A EP89106131A EP0342347A2 EP 0342347 A2 EP0342347 A2 EP 0342347A2 EP 89106131 A EP89106131 A EP 89106131A EP 89106131 A EP89106131 A EP 89106131A EP 0342347 A2 EP0342347 A2 EP 0342347A2
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mass flow
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    • F23N2235/16—Fuel valves variable flow or proportional valves

Definitions

  • the present invention relates to a method for reducing the effect of disturbance variables on the combustion in fan burner systems in which a fuel and / or air flow is set according to a desired load level, a fan burner system with a fan burner with air supply and fuel supply, an arrangement for measuring a relative Change in density or, with at least almost constant gas volume flow, a relative change in mass flow of a gas as a function of its pressure and temperature, and use of the method.
  • the procedure according to claim 4 is preferably used.
  • a pressure equalization is created between the sample gas and the gas, thus determining the pressure reference size.
  • the measured relative end tion of the pressure difference is equal to the relative change in density in the gas and, with at least an almost constant gas volume flow, is at least almost equal to the relative change in gas mass flow.
  • a forced draft burner system according to the invention is distinguished by the wording of claim 7, and an arrangement for measuring the relative change in density of a gas as a function of its pressure and its temperature is distinguished by the wording of claim 9.
  • the method according to the invention is particularly suitable for use on forced draft burners which are operated in discrete load stages, in particular for one- or two-stage forced draft burners.
  • a burner 1 schematically shows a burner 1 for the combustion of fuel with a practically constant calorific value, such as heating oil EL, natural gas etc.
  • the fuel flow B * is fed to the burner 1 via a line 3 with actuator 5 and, analogously, via a line 7 the air flow L *, in turn provided by an actuator 9.
  • the two actuators 5 and 9 are driven by servomotors 11 and 13.
  • disturbance variables z such as fuel pressure, specific air requirement, air temperature, air pressure, air humidity, conditions on the chimney draft
  • a sensor arrangement 17 On the output side of the compensator arrangement 19 shown in FIG. 1, compensation signals s B and s L are generated, which are each fed to a superimposition unit 21 or 23 in the fuel flow and / or air flow control path. The influence of the measured disturbance variables z is thus compensated for by intervention in the fuel flow and / or air flow.
  • the relative change in the air mass flow with at least almost constant air volume flow is at least almost equal to the difference between the relative change in air pressure and the relative change in air temperature, both the combustion air supplied to the burner. It can now be shown that the relative change of the air factor is equal to the relative change in the air mass flow mentioned in (1), or that the related change in the oxygen content in the flue gas is, in a first approximation, proportional to the relative change in the air mass flow mentioned.
  • the fuel pressure in particular the setpoint of an intended fuel pressure control, is to be intervened, this is done, at least to a first approximation in which means: the change in fuel pressure with respect to the fuel pressure at the above-mentioned reference ratios.
  • FIG. 1 schematically shows a fan burner system according to the invention, which has a compensation arrangement, in order to compensate for the influence of the main disturbance variables mentioned.
  • the air temperature ⁇ L and the static air pressure p L are measured in the air flow L * of the burner, which is basically constructed and fed as shown in FIG. 1.
  • the compensator 25 which acts as a superimposition unit according to (1), is supplied with adjustable constants K p and K ⁇ in accordance with the standardization variables and from (1).
  • the pressure measured value signal is first weighted at the compensator 25 with the normalization factor K p and analogously the temperature measured value signal with the weighting factor K regimen. By forming the difference, the expression shown in (1) on the right is then formed in an electrically analog manner in compensator 25.
  • the output signal of the compensator 25 As mentioned, corresponding to the result of (1), inverted according to (2) and superimposed on a superposition unit 27 in the control path for the air flow L *, the load level-dependent control signal. If it is preferred to intervene on the control signal path for the fuel stream B *, this is done, analogously, according to (3) on a superimposition unit in the fuel flow control signal path.
  • the superimposition takes place according to (4) on the fuel pressure control signal.
  • electrical reference signals for example after optimally setting the combustion, for example when starting up the system, are set as p Lo and T Lo in accordance with the then prevailing pressure and temperature values.
  • Fig. 3 the basic structure of the compensator 25 for an intervention in the air mass flow L * is shown in more detail.
  • Conventional sensors with electrical output signals such as thermocouples, resistance thermometers and pressure sensors, can be used as transducers 28 and 29 for sizes ⁇ L and p L.
  • the further task now is to determine the relative change in the air mass flow as a function of the relative change in the air pressure and the air temperature in the simplest possible manner.
  • this can be done by individually recording air pressure and temperature, appropriate weighting and offsetting according to (1).
  • this extremely simple procedure is preferably used for the detection of the air mass flow changes caused by the main disturbance variable in the forced air burner system compensated for the disturbance variable, but can in principle be used wherever a change in gas density or change in gas mass flow as a function of the gas pressure and the gas temperature is to be recorded .
  • a gas volume V is encapsulated in a closed container 30 for this purpose.
  • the vessel 30 lies in the gas stream L *.
  • T L T V applies.
  • the difference between the static pressure p a in the gas stream L * and the pressure p V in the vessel 30 is measured by means of a differential pressure sensor 33.
  • a differential pressure signal p a - p V appears at the output of the differential pressure sensor 33, which , based on the pressure p ao at reference ratios, equal to the relative change in density in the ambient gas L, which in turn, at at least almost constant volume flow V *, is at least almost equal to the gas mass flow change ⁇ L * with respect to the same reference ratios, ie L0 *.
  • one condition is that the output signal of the differential pressure measurement by means of the sensor 33 is proportional to the relative density or gas mass flow change, that the gas of the flow L * and that in the vessel 30 are at the same temperatures.
  • radiation protection 31 is therefore provided, which prevents thermal radiation from the outside and corresponding measurement errors.
  • the closed vessel 30 is arranged on the fuel line 7 of a forced draft burner according to FIG. 2 with a fan 37.
  • the differential pressure sensor 33 measures the pressure difference between the static pressure in the flowing combustion air and the gas pressure, preferably air pressure, in the vessel 30.
  • the output signal swing of the sensor 33 is zero-symmetrical.
  • the output signal of the differential pressure sensor 33 is fed to an amplifier 39, preferably with an adjustable gain.
  • the fuel pressure in line 3 to the burner is regulated to a predetermined value by means of a schematically illustrated pressure regulating valve 41, the valve body 45 operating in the regulating sense against the force of a spring 43 additionally carrying a magnet armature 47 which runs in two fixed coils 49 and 51 .
  • the coil 49 is activated via a diode D1 and a voltage / current converter 53, and at the other polarity of the output signal of the amplifier 39, the coil 51 is activated via an inverse polarized diode D2 and a voltage / current converter 55.
  • a disturbance variable compensation shift is forced on the valve body 45 of the control valve 41 by the force of one of the coils 51, 49 in the correct polarity, and the actuating force of the control difference is superimposed, with which the effects of the main disturbance variables, namely the temperature and pressure changes in the combustion air, on the combustion by intervention be compensated for the fuel flow B *.
  • the structure of the valve is shown in detail in DE-PS 3513282.
  • pressure equalization between the container 30 and the air flow L * is achieved with the schematically illustrated valve 53, for example with an optimally adjusted burner.

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Abstract

Um die Verbrennung auch kleiner, insbesondere ein- oder zweistufiger Gebläsebrenner während der Betriebszeit mit vernünftigem Aufwand wesentlich zu verbessern, werden als Hauptstörgrössen der Druck (pL) und die Temperatur (ϑL) der Verbrennungsluft gemessen und daraus an einem Kompensator (25) eine einfache Kompensationsfunktion ermittelt, mit welcher an einer Ueberlagerungseinheit auf den Verbrennungsluftstrom (L*) an einer Ueberlagerungseinheit (27) und/oder auf den Brennstoffstrom (B*) eingegriffen wird. Gerade bei den genannten Brennern stammt der weitaus überwiegende Anteil des Störgrösseneinflusses von den genannten Hauptstörgrössen.

Description

  • Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zur Reduzierung der Auswirkung von Störgrössen auf die Verbrennung bei Gebläsebrenneranlagen, bei denen ein Brennstoff- und/oder Luftstrom entsprechend einem erwünschten Lastgrad eingestellt werden, eine Gebläse­brenneranlage mit einem Gebläsebrenner mit Luftzufüh­rung und Brennstoffzuführung, eine Anordnung zur Messung einer relativen Dichteänderung oder, bei wenigstens nahezu konstantem Gasvolumenstrom, einer relativen Massestromänderung eines Gases in Funktion seines Druckes und seiner Temperatur sowie eine Ver­wendung des Verfahrens.
  • Es ist bei Gebläsebrenneranlagen bekannt, den Luft­massestrom und den Brennstoffmassestrom, beispiels­weise mittels einer Verbundsteuerung oder -regelung dem erwünschten Lastgrad entsprechend einzustellen. Um dabei bei allen Lastgraden eine mindestens genä­hert optimale Verbrennung sicherzustellen, insbeson­dere weitgehend unabhängig von der Beeinflussung durch Störgrössen, wird üblicherweise der Sauer­stoffgehalt im Rauchgas als Regelgrösse gemessen und ein Regelkreis vorgesehen, der durch Stellen von Luft- und/oder Brennstoffzufuhr den 0₂-Gehalt im Rauchgas auf einem Führungswert hält. Derartige Regelungen sind technisch aufwendig, insbesondere bedingt durch die vorzusehende 0₂-Messonde und den Regler. Es ergeben sich weiter zu lösende Stabili­tätsprobleme, insbesondere in Anbetracht der rege­lungstechnisch schwierigen Regelstrecke, nämlich des Feuerraumes und der Rauchgaszüge bis zur Stelle der Sauerstoffkonzentrationsmessung. Derartige Sta­bilitätsprobleme sind durchaus lösbar, allerdings auch mit entsprechendem technischen Aufwand. Ein derartiges Vorgehen zur Optimierung der Verbrennung durch regelungstechnische Massnahmen ist beispiels­weise aus der EP-PS 0086337 bekannt. In vielen Fällen, so insbesondere bei Kleinbrenneranlagen, wie Haus­haltbrenneranlagen, ist der für diese Regelungen zu betreibende Aufwand des öftern wesentlich zu hoch. Anderseits trägt die Gesamtheit dieser Kleinanlagen gerade massgeblich zur Luftverunreinigung bei.
  • Es setzt sich deshalb die vorliegende Erfindung zur Aufgabe, ein Verfahren obgenannter Gattung zu schaf­fen, bei welchem die genannten Nachteile der Ver­brennungsregelung nicht auftreten und trotzdem eine gute Verbrennung sichergestellt ist.
  • Dies wird durch die Massnahme gemäss Wortlaut des Anspruchs 1 erreicht. Es ergibt sich aus diesem höchst einfachen Vorgehen die Möglichkeit, kosten­günstig, d.h. mit relativ bescheidenem technischen Aufwand, die Verbrennung bei Gebläsebrenneranlagen wesentlich zu verbessern, was ihre Störgrössen­abhängigkeit anbelangt, wobei, aufgrund des Vermei­dens eines Regelkreises, auch die erwähnten Stabi­litätsprobleme entfallen. Dabei wird der technische Aufwand derart abgesenkt, dass nun eine drastische Verbrennungsverbesserung auch bei Kleinbrennern ren­tabel wird.
  • Dabei ergibt sich nun, dass bei bevorzugtem Vorgehen gemäss Wortlaut von Anspruch 2 der weitaus überwie­gende Anteil der Störgrösseneinflüsse an derartigen Brenneranlagen bereits ausgeschaltet wird. Durch diese gezielte Auswahl gemessener Hauptstörgrössen, nämlich des Umgebungsluftdruckes und der Umgebungs­lufttemperatur, ergeben sich einerseits nur geringste Messaufwendungen und hinzu, dem Wortlaut von An­spruch 3 folgend, ein höchst einfacher Kompensa­tionseingriff in den Luftmassestrom und/oder den Brennstoffmassestrom.
  • Soll dabei der Brennstoffmassestrom durch Eingriff auf den Brennstoffdruck zur Störgrösseneinfluss­kompensation verstellt werden, so wird bevorzugter­weise nach dem Wortlaut von Anspruch 4 vorgegangen.
  • Aus dem Vorangehenden geht hervor, dass für die höchst einfache, bevorzugte Ausführung des erfindungsgemässen Verfahrens eine Luftdruck- und eine Lufttemperatur­messung in der dem Brenner zugeführten Luft notwendig ist. Selbstverständlich können diese beiden Messwerte durch geeignete Sensoren, einen Temperaturfühler und einen Drucknehmer, ermittelt werden.
  • Es ergibt sich aber weiter eine weiter vereinfachende Möglichkeit, die Aenderung des Luftmassestromes in Funktion des Luftdruckes und der Lufttemperatur zu messen. Dabei wird vom generell anwendbaren, erfin­ dungsgemässen Verfahren nach Anspruch 5 für die Dichte­änderungsmessung an Gasen ausgegangen und dieses Verfahren nach dem Wortlaut von Anspruch 6 einge­setzt, um mit einer einzigen Messung direkt die Luftmassestromänderung in Funktion von Temperatur- und Druckänderung zu erfassen.
  • Zum Verfahren von Anspruch 5 kann ausgeführt werden, dass zwischen der relativen Aenderung der Druckdif­ferenz zwischen Druck im Gas und Druck im Messgas die einfache Relation besteht:
    Figure imgb0001
     worin bedeuten:
    Figure imgb0002
     gemessene Aenderung der Druckdifferenz zwischen den Gasen bezüglich eines Druckes bei Bezugsverhältnissen,
    Figure imgb0003
     Aenderung des Druckes im Gas bezüg­lich des Druckes bei den Bezugsver­hältnissen,
    Figure imgb0004
     Aenderung der Gastemperatur bezüg­lich der Temperatur bei Bezugsver­hältnissen.
  • Zu Beginn des Verfahrens wird zwischen Messgas und Gas Druckausgleich erstellt und damit die Druck­bezugsgrösse festgelegt. Die gemessene relative Aende­ rung der Druckdifferenz ist gleich der relativen Dichteänderung im Gas und ist, bei wenigstens nahezu konstantem Gasvolumenstrom, wenigstens nahezu gleich der relativen Gasmassestromänderung.
  • Eine erfindungsgemässe Gebläsebrenneranlage zeichnet sich nach dem Wortlaut von Anspruch 7 aus, eine An­ordnung zur Messung der relativen Dichteänderung eines Gases in Funktion seines Druckes und seiner Temperatur nach dem Wortlaut von Anspruch 9.
  • Das erfindungsgemässe Verfahren eignet sich insbe­sondere für die Verwendung an Gebläsebrennern, die in diskreten Laststufen betrieben werden, insbeson­dere für ein- oder zweistufige Gebläsebrenner.
  • Die Erfindung wird anschliessend beispielsweise an­hand von Figuren erläutert.
  • Es zeigen:
    • Fig. 1 ein verfahrenstechnisches Schema einer Gebläsebrenneranlage mit erfindungsge­mässer Störgrössenkompensation,
    • Fig. 2 ein verfahrenstechnisches Schema einer bevorzugten Ausführungsvariante des er­findungsgemässen Verfahrens bzw. einer erfindungsgemässen Anlage,
    • Fig. 3 ein Signalflussdiagramm der Störgrössen­kompensation, wie sie bei der Anlage ge­mäss Fig. 2 vorgesehen ist,
    • Fig. 4 schematisch eine Messanordnung für die relative Dichteänderung eines Gases in Funktion seines Druckes und seiner Tem­peratur, bzw. der relativen Gasmasse­stromänderung bei konstantem Gasvolumen­strom,
    • Fig. 5 schematisch eine weitere bevorzugte Aus­bildungsvariante eines Ausschnitts einer nach dem erfindungsgemässen Verfahren arbeitenden, erfindungsgemässen Gebläse­brenneranlage.
  • In Fig. 1 ist schematisch ein Brenner 1 für die Ver­brennung von Brennstoff mit praktisch konstantem Heizwert, wie von Heizöl EL, Erdgas etc. dargestellt. Dem Brenner 1 wird der Brennstoffstrom B* über eine Leitung 3 mit Stellglied 5 zugeführt und, analog, über eine Leitung 7 der Luftstrom L*, seinerseits gestellt durch ein Stellglied 9. Die beiden Stell­glieder 5 und 9 werden durch Stellmotoren 11 und 13 angetrieben. Ein Funktionswandler 15, wie eine Kurvenscheibe oder ein elektronischer Funktions­generator, führt in Abhängigkeit eines Steuersignals, entsprechend dem erwünschten Lastgrad β, das Ver­hältnis zwischen Brennstoff- und Luftstrom.
  • Eine derartige Verbundsteuerung, bei der zusätz­lich der Brennstoffdruck B* geregelt sein kann, ist in vielen Ausführungsvarianten bekannt.
  • Gemäss gestrichelter Umrandung werden nun erfin­dungsgemäss Störgrössen z, wie Brennstoffdruck, spe­zifischer Luftbedarf, Lufttemperatur, Luftdruck, Luftfeuchte, Verhältnisse am Kaminzug, mit einer Sensoranordnung 17 gemessen und, nach entsprechen­der Wandlung in elektrische Signale, an einer Kom­pensatoranordnung 19 miteinander verrechnet. Aus­gangsseits der in Fig. 1 dargestellten Kompensator­anordnung 19 werden Kompensationssignale sB und sL erzeugt, welche je einer Ueberlagerungseinheit 21 bzw. 23 im Brennstoffstrom- und/oder Luftstoffstrom­stellpfad zugeführt werden. Damit wird der Einfluss der gemessenen Störgrössen z durch Eingriff auf den Brennstoffstrom- und/oder Luftstrom kompensiert.
  • Wird der Einfluss der verschiedenen, beispielsweise genannten Störgrössen z auf die Verbrennungsver­hältnisse, d.h. auf den Luftfaktor λ im Rauchgas untersucht, so zeigt sich, dass vor allem bei Stufen­brennern der überwiegende Anteil des Gesamteinflus­ses auf Aenderungen des Luftdruckes und der Luft­temperatur der Verbrennungsluft beruhen: z.B. bei Einstufenbrennern stammen über 90% aller Störwirkun­gen von Luftdruck- und Lufttemperaturänderungen. Dies, weil die übrigen Störgrössen auf die Verbren­nung einen nur kleinen Einfluss nehmen oder weil sie mit Luftdruck und/oder Lufttemperatur korre­liert sind.
  • Es ergibt sich, mindestens in erster Näherung, unter Berücksichtigung der Gasgleichung und für einen we­nigstens nahezu konstant betrachteten Luftvolumen­ strom, was während Betriebsphasen mit konstanter Last β erfüllt ist, zwischen relativer Luftmasse­stromänderung, relativer Luftdruck- und Lufttempe­raturänderung, die folgende Beziehung:
    Figure imgb0005
     Dabei bezeichnen:
    Figure imgb0006
     die Luftmassestromänderung, bezogen auf einen Luftmassestrom bei Bezugs­verhältnissen und mindestens nahezu konstantem Luftvolumenstrom,
    z : störgrössenbedingt,
    Figure imgb0007
     die Luftdruckänderung in der dem Bren­ner zugeführten Luft, bezogen auf deren Druck bei den Bezugsverhältnissen,
    Figure imgb0008
     die Aenderung der Temperatur in der dem Brenner zugeführten Luft, bezogen auf einen absoluten Temperaturwert (K), entsprechend der Verbrennungslufttem­peratur bei den Bezugsverhältnissen.
  • Es ist ersichtlich, dass die relative Aenderung des Luftmassestromes bei wenigstens nahezu konstantem Luftvolumenstrom wenigstens nahezu gleich der Dif­ferenz der relativen Aenderung des Luftdruckes und der relativen Aenderung der Lufttemperatur ist, beides der dem Brenner zugeführten Verbrennungsluft. Es kann nun weiter gezeigt werden, dass die relative Aenderung
    Figure imgb0009


    des Luftfaktors gleich der erwähnten relativen Aenderung des Luftmassestromes in (1) ist, bzw. dass die bezogene Aenderung des Sauer­stoffgehaltes im Rauchgas in erster Näherung pro­portional zur genannten relativen Aenderung des Luft­massestromes ist.
  • Der Einfluss der genannten Hauptstörgrössen - Luft­druck und Lufttemperatur - wird nun erfindungsgemäss durch die Kompensationssteuerung wieder aufgehoben, bei Eingriff auf den Luftmassestrom mindestens in erster Näherung unter Einhaltung von
    Figure imgb0010
     worin bedeutet:
    komp : Kompensationseingriff,
    und/oder durch Eingriff auf den Brennstoffmasse­strom mindestens in erster Näherung nach
    Figure imgb0011
  • Soll dabei auf den Brennstoffdruck, insbesondere auf den Sollwert einer vorgesehenen Brennstoffdruck­regelung eingegriffen werden, so wird dies, minde­stens in erster Näherung, nach
    Figure imgb0012
     vorgenommen, worin bedeutet:
    Figure imgb0013
     die Aenderung des Brennstoffdruckes bezüglich des Brennstoffdruckes bei den obgenannten Bezugsverhältnissen.
  • In Fig. 2 ist, mit diesen Erkenntnissen, schematisch eine erfindungsgemässe Gebläsebrenneranlage, die eine Kompensationsanordnung aufweist, dargestellt, um den Einfluss der genannten Hauptstörgrössen zu kompensieren. Hierzu wird im Luftstrom L* des wie bereits anhand von Fig. 1 grundsätzlich aufgebauten und gespiesenen Brenners, die Lufttemperatur ϑL und der statische Luftdruck pL gemessen. Nach entspre­chender Wandlung der erfassten Messgrössen ϑL und pL in elektrische Signale werden letztere einem Kom­pensator 25 zugeführt. Dem gemäss (1) als Ueber­lagerungseinheit wirkenden Kompensator 25 werden im weiteren einstellbare Konstanten Kp und Kϑ zuge­führt, entsprechend den Normierungsgrössen
    Figure imgb0014
     und
    Figure imgb0015
     aus (1). Das Druckmesswertsignal wird am Kompen­sator 25 erst mit dem Normierungsfaktor Kp gewichtet und analog das Temperaturmesswertsignal mit dem Ge­wichtungsfaktor Kϑ. Durch Differenzbildung wird dar­nach im Kompensator 25 der in (1) rechts ausgeführte Ausdruck elektrisch analog gebildet.
  • Bei der in Fig. 2 dargestellten Ausführungsvariante wird nun das Ausgangssignal des Kompensators 25, wie erwähnt, dem Resultat von (1) entsprechend, ge­mäss (2) invertiert und an einer Ueberlagerungsein­heit 27, im Steuerpfad für den Luftstrom L*,dem last­gradabhängigen Stellsignal überlagert. Wird vorge­zogen, auf den Stellsignalpfad für den Brennstoff­strom B* einzugreifen, so erfolgt dies, in Analogie, gemäss (3) an einer Ueberlagerungseinheit im Brenn­stoffstromstellsignalpfad. Bei Eingriff auf den Brenn­stoffdruck, beispielsweise die Führungsgrösse am Brennstoffdruckregler, erfolgt die Ueberlagerung gemäss (4) am Brennstoffdruckstell- bzw. -führungs­signal.
  • Zur Einstellung der Gewichtungsfaktoren, Kp und Kϑ von Fig. 2, werden elektrische Bezugssignale, z.B. nach optimaler Einstellung der Verbrennung, beispiels­weise beim Einfahren der Anlage, entsprechend den dann vorherrschenden Druck- und Temperaturwerten als pLo und TLo eingestellt.
  • In Fig. 3 ist, detaillierter, der prinzipielle Auf­bau des Kompensators 25 für einen Eingriff am Luft­massestrom L* dargestellt. Als Wandler 28 bzw. 29 für die Grösse ϑL und pL können herkömmliche Senso­ren mit elektrischen Ausgangssignalen, wie Thermo­elemente, Widerstandsthermometer sowie Drucksensoren, eingesetzt werden.
  • Es stellt sich nun die weitere Aufgabe, auf möglichst einfache Art und Weise die relative Aenderung des Luftmassestromes in Funktion der relativen Aenderung des Luftdruckes und der Lufttemperatur zu ermitteln.
  • Gemäss Fig. 2 kann dies durch Einzelerfassung von Luftdruck und-Temperatur, entsprechende Gewichtung und Verrechnung nach (1) vorgenommen werden.
  • Imfolgenden wird nun aber weiter ein höchst ein­faches Verbundmessverfahren bzw. eine entsprechende Anordnung beschrieben, dessen Resultat bzw. Aus­gangssignal direkt dem zu ermittelnden Wert der re­lativen Luftmassestromänderung entspricht, wie er­wähnt unter Voraussetzung konstanten Luftvolumen­stromes, worauf sich die erwähnte Grösse aus der eigentlich ermittelten, relativen Luftdichteänderung ergibt. Dabei wird davon ausgegangen, dass an einem starren, abgeschlossenen, mit Gas gefüllten Behält­nis, das mit einem umgebenden Gas in Temperaturaus­gleich steht, die relative Aenderung des Differenz­druckes zwischen Gefässaussen- und -innendruck gleich der relativen Dichteänderung des Aussengases und, bei konstantem Gasvolumenstrom, gleich der relativen Luftmassestromänderung des Umgebungsgases ist. Es ergibt sich mithin, mindestens in erster Näherung:
    Figure imgb0016
     Darin bedeuten:
    Figure imgb0017
     die Aenderung der Druckdifferenz zwi­schen Behältnisaussen- und -innen­druck bezüglich eines Druckes bei Be­zugsverhältnissen,
    Figure imgb0018
     die Aenderung des Aussendruckes be­züglich des genannten Druckes bei Be­zugsverhältnissen,
    Figure imgb0019
     die Aenderung der Aussentemperatur bezüglich der Temperatur bei Bezugs­verhältnissen,
    Figure imgb0020
     die Dichteänderung des Umgebungsgases bezüglich der Dichte bei den Bezugs­verhältnissen,
    V* : den Gasvolumenstrom.
  • Es ist nun daraus ersichtlich, dass sich, wenn zur Festlegung der Druckbezugsgrösse pao der Innendruck gleich dem Aussendruck gemacht wird, wie dies auf einfache Art und Weise durch Druckausgleich erfolgt, direkt aus einer Differenzdruckmessung zwischen Innen- und Aussendruck die relative Dichte- bzw. Gasmasse­stromänderung in Funktion von Aussendruck und -tem­peratur ergibt.
  • Dieses höchst einfache Vorgehen wird, wie nachfol­gend erläutert werden wird, bevorzugterweise für die Erfassung der hauptstörgrössenbewirkten Luft­massestromänderungen an der erfindungsgemässen stör­grössenkompensierten Gebläsebrenneranlage einge­setzt, kann aber grundsätzlich überall dort einge­setzt werden, wo eine Gasdichteänderung bzw. Gas­massestromänderung in Funktion des Gasdruckes und der Gastemperatur erfasst werden soll.
  • Gemäss Fig. 4 wird hierzu in einem geschlossenen Behältnis 30 ein Gasvolumen V gekapselt. Das Gefäss 30 liegt im Gasstrom L*. Zwischen Gasstrom L* und dem Gasvolumen V besteht eine gute thermische Lei­tung, wie mit Q̇ angedeutet, so dass TL = TV gilt. Mittels eines Differenzdrucksensors 33 wird die Dif­ferenz zwischen dem statischen Druck pa im Gasstrom L* und dem Druck pV im Gefäss 30 gemessen. Wird, als Bezugsverhältnis, vorerst der Druck im Gefäss 30 gleich dem Druck im Gasstrom L* bei einem Gas­massestrom L₀* gesetzt, was durch Druckausgleich über ein Ausgleichsventil 35 erfolgt, so erscheint am Ausgang des Differenzdrucksensors 33 ein Differenz­drucksignal pa - pV, welches, bezogen auf den Druck pao bei Bezugsverhältnissen, gleich der relativen Dichteänderung
    Figure imgb0021
    im Umgebungsgas L ist, die wieder­um, bei wenigstens nahezu konstantem Volumenstrom V*, wenigstens nahezu gleich der Gasmassestromände­rung ΔL* bezüglich denselben Bezugsverhältnissen, d.h. L₀* wird.
  • Wie erwähnt, ist eine Bedingung, dass das Ausgangs­signal der Differenzdruckmessung mittels des Sensors 33 proportional zur relativen Dichte- bzw. Gasmasse­stromänderung ist, dass das Gas des Stromes L* und dasjenige im Gefäss 30 auf gleichen Temperaturen liegen. Um dies sicherzustellen, wird deshalb ein Strahlungsschutz 31 vorgesehen, welcher eine ther­mische Einstrahlung von aussen und entsprechende Messfehler verhindert.
  • In Fig. 5 ist an der Brennstoffleitung 7 eines Ge­bläsebrenners gemäss Fig. 2, mit einem Ventilator 37, das geschlossene Gefäss 30 angeordnet. Der Dif­ferenzdrucksensor 33 misst die Druckdifferenz zwi­schen dem statischen Druck in der strömenden Verbren­nungsluft und dem Gasdruck, vorzugsweise Luftdruck, im Gefäss 30. Der Ausgangssignalhub des Sensors 33 ist null-symmetrisch. Das Ausgangssignal des Dif­ferenzdrucksensors 33 wird einem Verstärker 39, vor­zugsweise mit einstellbarer Verstärkung, zugeführt. Der Brennstoffdruck in der Leitung 3 zum Brenner wird mittels eines schematisch dargestellten Druck­regelventils 41 auf einen vorgegebenen Wert geregelt, wobei der in regelndem Sinne gegen die Kraft einer Feder 43 arbeitende Ventilkörper 45 zusätzlich einen Magnetanker 47 trägt, der in zwei festen Spulen 49 und 51 läuft. Bei der einen Ausgangsspannungspolari­tät des Verstärkers 39 wird die Spule 49 über eine Diode D1 und einen Spannungs/Stromwandler 53 akti­viert, bei der anderen Polarität des Ausgangssignals des Verstärkers 39 wird über eine invers gepolte Diode D2 und einen Spannungs/Stromwandler 55 die Spule 51 aktiviert. Somit wird dem Ventilkörper 45 des Regelventils 41 eine Störgrössenkompensations­verschiebung durch die Kraft jeweils einer der Spulen 51, 49 polaritätsrichtig aufgezwungen und der Stell­kraft der Regeldifferenz überlagert, womit die Aus­wirkungen der Hauptstörgrössen, nämlich der Tempe­ratur- und Druckänderungen in der Verbrennungsluft, auf die Verbrennung durch Eingriff auf den Brenn­stoffstrom B* kompensiert werden. Der Aufbau des Ventils ist im Detail in der DE-PS 3513282 gezeigt.
  • Mit der einstellbaren Verstärkung am Verstärker 39 wird dabei das Steuergesetz berücksichtigt, wonach nach (4) und (5) gilt:
    Figure imgb0022
  • Um gemäss (5), (6) die Anfangs- bzw. Bezugsverhält­nisse festzulegen, wird, beispielsweise bei optimal eingestelltem Brenner, Druckausgleich zwischen dem Behältnis 30 und dem Luftstrom L* mit dem schematisch dargestellten Ventil 53 erwirkt.
  • Da sich die Temperatur im Verbrennungsluftstrom nur langsam ändert, entstehen praktisch keine Fehler aufgrund von Temperaturausgleichsvorgängen zwischen Luftstrom L* und Luftvolumen V. Im weiteren wird die Druckänderung mittels des Differenzdrucksensors 33 praktisch verzögerungsfrei erfasst, so dass ebenso verzögerungsfrei die notwendige Kompensation vorge­nommen werden kann.

Claims (12)

1. Verfahren zur Reduzierung der Auswirkung von Störgrössen auf die Verbrennung bei Gebläsebrenner­anlagen, bei denen ein Brennstoff- und/oder Luft­strom entsprechend einem erwünschten Lastgrad ein­gestellt werden, dadurch gekennzeichnet, dass man mindestens einen Teil der Störgrössen misst und ihren Einfluss durch Eingriff auf Brennstoff- und/­oder Luftstrom kompensiert.
2. Verfahren, vorzugsweise nach mindestens einem der Ansprüche, wie nach Anspruch 1, dadurch gekenn­zeichnet, dass man als wesentliche Störgrössen, und vorzugsweise ausschliesslich, den Umgebungsluft­druck und die Umgebungslufttemperatur misst.
3. Verfahren, vorzugsweise nach mindestens einem der Ansprüche, wie nach einem der Ansprüche 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass man die störgrössen­bewirkte, relative Aenderung des Luftmassenstromes mindestens in erster Näherung nach
Figure imgb0023
 ermittelt, worin bedeuten:
Figure imgb0024
 Aenderung des Luftmassestromes bezüglich eines Luftmassestromes bei Bezugsverhält­nissen, und wenigstens nahezu konstantem Luftvolumenstrom V*,
z : störgrössenbwirkt,
Figure imgb0025
 gemessene Luftdruckänderung bezüglich eines Luftdruckes bei Bezugsverhältnissen,
Figure imgb0026
 gemessene Lufttemperaturänderung bezüglich einer Lufttemperatur (in K) bei Bezugsver­hältnissen,
Figure imgb0027
 Dichteänderung des Luftstromes bezüglich der Dichte bei Bezugsverhältnissen
und durch Eingriff auf den Luftmassestrom an der Brenneranlage mindestens in erster Näherung nach
Figure imgb0028
 worin bedeuten:
komp : Kompensationsgrösse
und/oder auf den Brennstoffstrom mindestens in erster Näherung nach
Figure imgb0029
 worin weiter bedeuten:
Figure imgb0030
 Brennstoffmassestromänderung bezüglich eines Brennstoffmassestromes bei Bezugs­verhältnissen,
kompensiert.
4. Verfahren, vorzugsweise nach mindestens einem der Ansprüche, wie nach Anspruch 3, dadurch gekenn­zeichnet, dass man durch Eingriff auf den Brenn­stoffdruck am Brenner die Kompensation mindestens in erster Näherung nach
Figure imgb0031
 vornimmt, worin weiter bedeuten:
Figure imgb0032
 Brennstoffdruckänderung bezüglich des Brennstoffdruckes bei Bezugsver­hältnissen.
5. Verfahren zur Messung der relativen Dichteände­rung eines Gases in Funktion seines Druckes und seiner Temperatur, oder, bei wenigstens nahezu konstantem Gasvolumenstrom, der relativen Gasmasse­stromänderung, dadurch gekennzeichnet, dass man ein abgeschlossenes, konstantes Volumen eines Mess­gases isotherm mit dem Gas betreibt und eine Druck­differenzänderung zwischen den Gasen als Messgrösse für die relative Dichteänderung bzw. Massestromänderung im Gas erfasst.
6. Verfahren, vorzugsweise nach mindestens einem der Ansprüche, wie nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, dass man als wesentliche Störgrösse, vorzugsweise ausschliesslich, den Um­gebungsluftdruck und die Umgebungslufttemperatur erfasst und dabei deren Einfluss auf die relative Massestromänderung im Luftstrom nach dem Verfahren von Anspruch 5 erfasst, dabei den Luftvolumenstrom wenigstens nahezu konstant hält.
7. Gebläsebrenneranlage mit einem Gebläsebrenner mit Luftzuführung (7) und Brennstoffzuführung (3), dadurch gekennzeichnet, dass eine Störgrössenkompen­sationsanordnung (17, 19, 21, 23) auf die Luft- und/oder die Brennstoffzuführung eingreift.
8. Gebläsebrenneranlage, vorzugsweise nach minde­stens einem der Ansprüche, wie nach Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, dass die Störgrössenkompen­sationsanordnung eingangsseitig eine Sensoranordnung (27, 29; 30) zur Erfassung der relativen Luftdruck- und -temperaturänderung aufweist, vorzugsweise als einzige Sensoranordnung zur Störgrössenerfassung.
9. Anordnung zur Messung einer relativen Dichteänderung oder, bei wenigstens nahezu konstantem Gasvolumenstrom, einer relativen Massestromänderung eines Gases in Funktion seines Druckes und seiner Temperatur, dadurch gekennzeichnet, dass ein geschlossenes, starres Behältnis mit einem Messgas vorgesehen ist, welches mit dem Gas thermisch eng gekoppelt ist sowie eine Druckmessanordnung (33), welche eine Differenz zwischen Druck des Gases und Innen­druck im Behältnis (30) erfasst.
10. Gebläsebrenneranlage, vorzugsweise nach minde­stens einem der Ansprüche, wie nach einem der An­sprüche 7 oder 8, dadurch gekennzeichnet, dass die Störgrössenkompensationsanordnung eingangs­seitig eine Sensoranordnung (30) zur Erfassung der Luftdruck- und -temperaturänderung aufweist, vorzugsweise als einzige Sensoranordnung zur Stör­grössenerfassung, und die Sensoranordnung nach Anspruch 9 ausgebildet ist.
11. Anlage, vorzugsweise nach mindestens einem der Ansprüche, wie nach einem der Ansprüche 7 oder 8 bzw. Anordnung, vorzugsweise nach min­destens einem der Ansprüche, wie nach einem der Ansprüche 9 oder 10, dadurch gekennzeichnet, dass das Behältnis eine Ventilanordnung umfasst, um zwischen Behältnis und Gas Druckausgleich zu erwirken.
12. Verwendung des Verfahrens nach mindestens einem der Ansprüche, wie nach einem der Ansprüche 1 bis 6 für in Belastungsstufen betriebene Ge­bläsebrenner, insbesondere für ein- oder zweistu­fige Gebläsebrenner.
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