EP1497598A1 - Verfahren zum auswerten einer nicht gemessenen betriebsgrösse in einer kälteanlage - Google Patents

Verfahren zum auswerten einer nicht gemessenen betriebsgrösse in einer kälteanlage

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EP1497598A1
EP1497598A1 EP03746813A EP03746813A EP1497598A1 EP 1497598 A1 EP1497598 A1 EP 1497598A1 EP 03746813 A EP03746813 A EP 03746813A EP 03746813 A EP03746813 A EP 03746813A EP 1497598 A1 EP1497598 A1 EP 1497598A1
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EP
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media stream
variable
air
value
error indicator
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Claus Thybo
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Danfoss AS
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Publication date
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Definitions

  • the invention relates to a method for evaluating a non-measured operating variable in a refrigeration system, which can be derived from at least one signal that is sampled at predetermined times.
  • This information is primarily temperature information. However, information about pressures or refrigerant or air flows that you want to evaluate is also possible. Occasionally, information is also obtained indirectly, for example pressure information via temperature information. Such information is not only used to control the refrigeration system, but also to identify errors as early as possible, i.e. so early that the goods to be cooled are not yet damaged. It is also favorable to detect at a point in time when there has not yet been any appreciable temperature increase, but the refrigeration system is heavily burdened by non-optimal operation.
  • the signals change relatively slowly in a refrigeration system. It is therefore difficult to identify a trend when the signals move into an area that could indicate an error. Because the signals Determined by sensors that evaluate the relevant physical quantities at predetermined times, or a permanently determined signal is only sampled at predetermined times, it often happens that the signal curve appears as a "high-frequency" curve shape, ie the mean value of the signal does indeed exist the course of the determined physical quantity again. However, the size is shown with sometimes significant swings up and down, which further complicates the evaluation. This applies in particular when the signal has come about by forming a difference, for example in order to determine a temperature difference via a heat exchanger.
  • the term "high frequency" is naturally meant here relatively. The frequency is high, measured by the rate of change of physical quantities, such as temperature, in a refrigeration system.
  • the object of the invention is to be able to detect an error at an early stage.
  • the error indicator is set to a default value at a first point in time
  • the error indicator is set to the value of the sum if the sum is greater than the preset value and to the preset value if the sum is less than or equal to the preset value.
  • the default value is preferably zero.
  • the deviation from the value zero can be recognized relatively easily.
  • the determination of the error indicator is simplified.
  • the error indicator of the last point in time is preferably used to form the sum.
  • the error indicator is therefore updated from sampling time to sampling time. This enables fast response times and allows the error indicator to be continuously formed, so to speak.
  • the estimated value is preferably determined experimentally when the refrigeration system is operating correctly. If the refrigeration system runs without errors over a predetermined period of time, for example 100 minutes, it can be assumed that an average value determined in this way is representative of error-free operation. During further operation of the refrigeration system, this estimate can then be used to form the error indicator.
  • a residual is preferably used to form the first derived variable, which is formed by a difference between the estimated value or a second variable derived therefrom and a signal-dependent variable.
  • the estimated value or the second variable derived therefrom, in the derivation of which signal-dependent components can also flow, is then, so to speak, an output value with which the signal-dependent variable is compared.
  • the difference is the residual. In the undisturbed case, the residual is around the value
  • the first derived variable is preferably formed from the difference of the residual and a predetermined reliability value, the difference being multiplied by a proportionality constant becomes. This procedure corrects the residual so that larger fluctuations are allowed.
  • the reliability value is subtracted from the residual at every sampling time or at every time of the evaluation. The situation will often arise in the error-free operation that the derived variable has a value less than zero. If, on the other hand, the residual is permanently greater than the predetermined reliability value, then the error indicator will increase, which indicates an error. If you use the absolute value of the residual, you get an increase in the error indicator even with a residual that is too small in the long run.
  • the company size is preferably used as the
  • the air mass flow is an important parameter for the operation of the refrigeration system. For example, in sales freezers it is used to transport the actual "cold" to the products to be cooled. Vending cabinets are used in a supermarket to keep chilled or frozen products ready for sale. In order to keep these products at the desired low temperature, an air flow is continuously or intermittently passed over a storage room in which the products are arranged. The cooled air then sinks partially into the storage room. A disturbance in the air flow can lead to considerable problems. In the worst case, not enough cold is transported to the products, so that their temperature increases. If you only recognize an error at this point, it is too late. The products are often already spoiled.
  • Early detection of an error is therefore of particular importance here. Early detection is also an advantage because it can prevent the refrigeration system from being overloaded. If, for example, the evaporator becomes clogged with ice and only a reduced heat transfer from the refrigerant to the air is possible, sufficient cooling capacity will still be able to be transferred to the air over a certain period of time. However, the refrigeration system must work with a higher output, which can have a negative effect on the service life and operational reliability. The same applies if one of several fans fails, which conveys the air through an air duct and over the products to be cooled. The remaining blowers are generally able to convey air in an amount sufficient to cool the products. However, the blowers are disproportionately stressed because they are operated more or longer. If you can detect a disturbance in the air flow at an early stage and generate an error message, then such problems will only occur to a reduced extent.
  • the size of the first media stream is calculated from a heat transfer between the first media stream and a second media stream of a heat or cooling medium in a heat exchanger. It is assumed that the heat that the first measurement service flow, for example from the air, is completely transferred to the second media flow, for example the refrigerant in the heat exchanger. If you determine the heat content of the refrigerant upstream and downstream of the heat exchanger, you can use this to calculate the mass per time of the air that has passed through if you know the enthalpy difference of the air through the heat exchanger.
  • the second derived variable is preferably the change in the enthalpy of the first media stream via the heat exchanger.
  • the enthalpy of the first media stream allows a statement about the heat content of the first media stream. If one determines the change in enthalpy, then one determines the change in the heat content via the heat exchanger. Since this heat content is completely from the second media stream, e.g. the refrigerant to be dispensed, the necessary information about the operating size of the first media stream, e.g. of the air flow.
  • the signal-dependent variable is preferably the change in the enthalpy of the second media stream via the heat exchanger. As stated above, it is assumed that the heat that is taken from the first media stream in the heat exchanger is completely transferred to the second media stream. If one now determines the change in the enthalpy of the second media stream, then one obtains the information about the change in the enthalpy of the first media stream. To determine the enthalpy of the second media flow, a mass flow and a specific enthalpy difference of the second media flow are preferably determined via the heat exchanger. The enthalpy is a product of the mass flow and the specific enthalpy difference.
  • the specific enthalpy difference results from the specific enthalpy of the second media flow, for example the refrigerant, upstream and downstream of the heat exchanger.
  • the specific enthalpy of a refrigerant is a substance and condition property and varies from refrigerant to refrigerant.
  • the refrigerant manufacturers generally provide so-called log p, h diagrams for each refrigerant.
  • the specific containment of the refrigerant can be determined using such diagrams. You need the temperature and pressure at the expansion valve inlet. These quantities can be measured with the help of a temperature sensor or a pressure sensor.
  • the specific enthalpy at the evaporator outlet is determined with the aid of two measured values: on the one hand the temperature at the evaporator outlet and on the other hand either the pressure at the evaporator outlet or the boiling temperature.
  • the temperature at the evaporator outlet can be measured with a temperature sensor and the pressure at the evaporator outlet can be measured with a pressure sensor.
  • the refrigerant manufacturers also provide state equations for the refrigerant.
  • the second media flow is preferably determined from a pressure difference above and the degree of opening of an expansion valve.
  • the flow is in many cases proportional to the degree of opening of the expansion valve, particularly in systems with electronically controlled expansion valves.
  • the degree of opening corresponds to the opening time.
  • the pressure difference across the valve and, if necessary, the subcooling of the refrigerant at the valve inlet are required. These values are available in most systems because there are pressure sensors available that measure the pressure in the condenser or condenser and the pressure in the evaporator. In many cases, hypothermia is negligible and therefore does not need to be measured separately.
  • the mass flow rate of the refrigerant through the valve can then be calculated using a valve characteristic, the pressure difference and the degree of opening or the duration of the opening.
  • the second media flow can be determined from operating data and a difference in the absolute pressures via a compressor together with the temperature at the inlet of the compressor.
  • the operating data are, for example, the speed and / or the drive power of the compressor.
  • FIG. 2 is a schematic view showing sizes around a heat exchanger
  • Fig. 6 shows the error indicator for the second error case.
  • FIG. 1 schematically shows a refrigeration system 1 in the form of a freezer, as is used, for example, in supermarkets to sell chilled or frozen food.
  • the refrigeration system 1 has a storage room 2 in which the food is stored.
  • An air duct 3 is led around the storage space 2, ie it is located on both sides and below the storage space 2.
  • an air flow 4 arrives in a cooling zone 5 above the storage space 2
  • the air is then guided back to the entrance of the air duct 3, where a mixing zone 6 is located.
  • the air flow 4 is exercise air mixed. For example, the cooled air that has entered the storage space 2 or has otherwise disappeared into the environment is replaced.
  • a blower arrangement 7 is arranged in the air duct 3 and can be formed by one or more fans.
  • the blower arrangement 7 ensures that the air flow 4 can be moved in the air duct 3.
  • the blower arrangement 7 drives the air flow 4 in such a way that the mass of the air per time which is moved through the air duct 3 is constant as long as the blower arrangement 7 is running and the system is working correctly.
  • An evaporator 8 of a refrigerant circuit is arranged in the air duct 3.
  • Refrigerant from a condenser or condenser 10 is supplied to the evaporator 8 through an expansion valve 9.
  • the condenser 10 is supplied by a compressor or compressor 11, the input of which is in turn connected to the evaporator 8, so that the refrigerant is circulated in a manner known per se.
  • the condenser 10 is provided with a blower 12, with the aid of which air can be blown from the surroundings via the condenser 10 in order to dissipate heat there.
  • a refrigerant circulates in the system.
  • the refrigerant leaves the compressor 11 as a gas under high pressure and at a high temperature.
  • the refrigerant is liquefied in the condenser 10, whereby it Emits heat.
  • the refrigerant passes through the expansion valve 9, where it is expanded.
  • the refrigerant is two-phase, ie liquid and gaseous.
  • the two-phase refrigerant is supplied to the evaporator 8.
  • the liquid phase evaporates there with heat absorption, the heat being removed from the air stream 4.
  • the refrigerant After the remaining refrigerant has evaporated, the refrigerant is still slightly warmed and comes out of the evaporator 8 as a superheated gas. Then it is fed back to the compressor 11 and compressed there.
  • Temperature in the storage room 2 does not rise above a permitted value. However, this places a heavy load on the refrigeration system, which can result in late damage. For example, elements of the refrigeration system, such as fans, are put into operation more often. Another fault is, for example, icing of the evaporator due to moisture from the ambient air, which is deposited on the evaporator.
  • the monitoring can be carried out in a clocked manner, that is to say at successive points in time, which have a time interval of the order of one minute, for example.
  • the determination of the mass per time of the air flow 4 with normal measuring devices is relatively complex. An indirect measurement is therefore used in that the heat content of the refrigerant, which the refrigerant has absorbed in the evaporator 8, is determined.
  • This equation can be used to determine the actual value for the mass flow, ie the mass per time, for the air flowing through the air duct 3 if the heat absorbed by the refrigerant can be determined.
  • the actual mass flow of air can then be compared with a setpoint. If the actual value does not match the setpoint, this is interpreted as an error, ie as a disabled air flow 4.
  • a corresponding error message for the system can be output.
  • the basis for the determination of ß Re f is the following equation:
  • m Ref is the mass of refrigerant per time that flows through the evaporator.
  • h Re f, ot is the specific enthalpy of the refrigerant at the evaporator outlet and h Ref , i n is the specific enthalpy at the expansion valve inlet.
  • the specific enthalpy of a refrigerant is a substance and condition property that varies from refrigerant to refrigerant, but can be determined for each refrigerant.
  • the refrigerant manufacturers therefore provide so-called log p, h diagrams for each refrigerant. Using these diagrams, the specific enthalpy difference can be determined via the evaporator 8.
  • h Ref , i n with such a log p, h diagram, for example, you only need the temperature of the refrigerant at the expansion valve inlet (T Re f, i n ) and the pressure at the expansion valve inlet (Pcon) measured by a temperature sensor or a pressure sensor.
  • T Re f, i n expansion valve inlet
  • Pcon pressure at the expansion valve inlet
  • T Re f, 0 ut the temperature at the evaporator outlet
  • P Re f, out the pressure at the outlet
  • T Ref , i n the boiling temperature
  • the temperature at the outlet (T Re f, out) can be measured with a temperature sensor.
  • the pressure at the outlet of the evaporator 8 (P Ref , out ) can be measured with a pressure sensor.
  • table values can of course also be used, which simplifies the calculation with the aid of a processor.
  • the refrigerant manufacturers also provide condition checks for the refrigerants.
  • the mass flow rate of the refrigerant (m Ref ) can either be determined with a flow meter.
  • m Ref mass flow rate of the refrigerant
  • the mass flow m Ref through the expansion valve 9 can then be calculated with the aid of a valve characteristic, the pressure difference, the hypothermia and the degree of opening or the duration of the opening.
  • the ability to determine the mass flow m ef consists in evaluating variables in front of the compressor 11, for example the speed of the compressor, the pressure at the compressor inlet and outlet, the temperature at the compressor inlet and a compressor characteristic.
  • the specific enthalpy of air can be calculated using the following equation:
  • t is the temperature of the air is thus T Eva / i n before the evaporator and T Eva, out after the evaporator
  • x is referred to as a humidity ratio of the air.
  • the humidity ratio of air can be calculated using the following equation:
  • p w is the partial pressure of water vapor in the air and p Amb is the pressure of the air.
  • p The b can either be measured or a standard atmospheric pressure is simply used for this quantity. The deviation of the actual pressure from the standard atmospheric pressure does not play a significant role in the calculation of the amount of heat emitted by the air per time.
  • the partial pressure of water vapor is determined by the relative humidity of the air and the partial pressure of water vapor in saturated air and can be calculated using the following equation: Pw ⁇ Pwßat - RH ( 7 )
  • RH is the relative air humidity and p w , sat the partial pressure of the water vapor in saturated air. Pw, s at depends solely on the air temperature and can be found in thermodynamic reference works.
  • the relative humidity RH can be measured or typical values are used in the calculation.
  • This actual value for the air mass flow m A ir can then be compared with a target value and if there are significant differences between the actual value and the target value, the operator of the refrigeration system can be informed by an error message that the system is not running optimally.
  • mAir is an estimated value for the air flow rate under faultless operating conditions. Instead of an estimate, it is also possible to use a value which is determined as the mean value over a certain period of time from equation (9) under fault-free operating conditions. In a system that runs without errors, the residual r should give an average value of zero, although it is actually subject to considerable fluctuations. In order to be able to recognize an error, which is characterized by a tendency of the residual, at an early stage, it is assumed that the determined value for the residual r is normally distributed around an average value, regardless of whether the system is working properly or an error occured. An error indicator Si is then calculated according to the following relationship:
  • the error indicator S will become larger because the periodically determined values of the residual ri become larger than zero on average.
  • the fault indicator has reached a predetermined size, an alarm is triggered which indicates that the air circulation is restricted. If you make ⁇ i larger, you get fewer false alarms, but you also risk discovering an error later.
  • FIG. 5 and 6 show the development of the residual r and the development of the error indicator Si in the case where the evaporator 8 is slowly icing up.
  • the residual r is plotted in FIG. 5 and the error indicator Si in FIG. 6, while the time t is plotted to the right in minutes.
  • the method can also be used to start a defrost process.
  • the defrosting process is started when the error indicator Si reaches a predetermined size.
  • This method has the advantage of early detection of errors, although no more sensors are used than are available in a typical system. The faults are discovered before they cause higher temperatures in the refrigeration system. Errors are also discovered before the system no longer runs optimally if the energy used is taken as a measure.
  • Evaporator 8 Of course, similar monitoring can also be carried out on the condenser 10. In this case, the calculations are even simpler because no humidity is taken from the ambient air when the air passes through the condenser 10. Accordingly, no water condenses from the air on the capacitor 10 because it is warmer. When using the method on the condenser 10, it is disadvantageous that two additional temperature sensors are required, which measure the temperature of the air before and after the condenser.
  • the method for detecting changes in the first media stream can also be used in systems that work with indirect cooling.
  • Such systems have a primary media stream in which refrigerant circulates and a secondary media stream where a refrigerant, e.g. Brine, circulated.
  • the first media stream cools the second media stream in the evaporator.
  • the second media stream then cools e.g. the air in a heat exchanger.
  • This method can be used on the evaporator, but also on the air / coolant heat exchanger.
  • the calculations do not change on the air side of the heat exchanger.
  • the enthalpy increase can occur if the coolant in the heat exchanger is not subjected to an evaporation process, but only to a temperature increase, with the subsequent one
  • T nac is the temperature after the heat exchanger
  • T VOr is the temperature before the heat exchanger
  • m ⁇ is the mass flow of the brine .
  • the constant c can be found in reference books, while the two temperatures can be measured, for example with temperature sensors.
  • the mass flow m ⁇ can be determined by a mass flow meter.
  • Q K ⁇ then replaces Q Ref in the further calculations.

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Description

Verfahren zum Auswerten einer nicht gemessenen Betriebsgröße in einer Kälteanlage
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Auswerten einer nicht gemessenen Betriebsgröße in einer Kälteanlage, die aus mindestens einem Signal, das zu vorbestimmten Zeitpunkten abgetastet wird, ableitbar ist.
Zur Steuerung von Kälteanlagen ist es vielfach erforderlich, Informationen aus der Kälteanlage auszuwerten. Bei diesen Informationen handelt es sich primär um Temperaturinformationen. Möglich sind aber auch Informati- onen über Drücke oder Kältemittel- oder Luftströme, die man auswerten möchte. Gelegentlich werden Informationen auch indirekt gewonnen, beispielsweise eine Druckinformation über eine Temperaturinformation. Derartige Informationen dienen aber nicht nur zur Steuerung der Kälteanlage, sondern auch dazu, Fehler möglichst frühzeitig zu erkennen, d.h. so frühzeitig, daß das zu kühlende Gut noch nicht beschädigt ist. Günstig ist auch eine Erkennung zu einem Zeitpunkt, an dem zwar noch keine nennenswerte Temperaturerhöhung eingetreten ist, die Kälteanlage durch einen nicht optimalen Betrieb aber stark belastet wird.
Die Signale ändern sich in einer Kälteanlage nur relativ langsam. Es ist daher schwierig, einen Trend zu er- kennen, wenn sich die Signale in einen Bereich bewegen, der auf einen Fehler hindeuten könnte. Da die Signale über Sensoren ermittelt werden, die die betreffenden physikalischen Größen zu vorbestimmten Zeitpunkten auswerten, oder ein permanent ermitteltes Signal nur zu vorbestimmten Zeiten abgetastet wird, kommt es häufig vor, daß sich der Signalverlauf als "hochfrequente" Kurvenform darstellt, d.h. der Mittelwert des Signals gibt zwar den Verlauf der ermittelten physikalischen Größe wieder. Die Größe wird jedoch mit teilweise erheblichen Ausschlägen nach oben und nach unten darge- stellt, was die Auswertung weiter erschwert. Dies gilt insbesondere dann, wenn das Signal durch eine Differenzbildung zustande gekommen ist, beispielsweise um eine Temperaturdifferenz über einen Wärmetauscher zu ermitteln. Der Begriff "hochfrequent" ist hier natür- lieh relativ gemeint. Die Frequenz ist hoch, gemessen an der Änderungsgeschwindigkeit von physikalischen Größen, wie der Temperatur, in einer Kälteanlage.
Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, einen Fehler frühzeitig erkennen zu können.
Diese Aufgabe wird bei einem Verfahren der eingangs genannten Art dadurch gelöst, daß man einen Fehlerindikator durch folgende Schritte bildet :
a) der Fehlerindikator wird in einem ersten Zeitpunkt auf einen Vorgabewert gesetzt,
b) es wird eine Summe aus dem Fehlerindikator eines vorbestimmten früheren Zeitpunkts und einer von einem Schätzwert für die Betriebsgröße unter Berück- sichtigung von mindestens einer signalabhängigen Größe ersten abgeleiteten Größe gebildet und
c) der Fehlerindikator wird auf den Wert der Summe ge- setzt, wenn die Summe größer als der Vorgabewert ist, und auf den Vorgabewert, wenn die Summe kleiner oder gleich dem Vorgabewert ist.
Bei dieser Vorgehensweise wird in dem Fall, daß sich das Signal oder die damit zusammenhängende physikalische Größe praktisch nicht ändert, der Fehlerindikator auf dem Vorgabewert bleiben, weil man davon ausgehen kann, daß sich das Signal auch bei Schwankungen statistisch gesehen um einen Mittelwert herum verteilt. Ge- genüber einer reinen Mittelwertbildung hat diese Vorgehensweise aber den Vorteil, daß man einen Trend in dem Signal wesentlich besser erkennen kann. Dementsprechend wird eine Fehlererkennung frühzeitiger möglich.
Bevorzugterweise ist der Vorgabewert Null. Die Abweichung von dem Wert Null läßt sich relativ einfach erkennen. Die Ermittlung des Fehlerindikators wird vereinfacht .
Vorzugsweise wird zur Bildung der Summe der Fehlerindikator des letzten Zeitpunkts verwendet. Der Fehlerindikator wird also von AbtastZeitpunkt zu Abtastzeitpunkt aktualisiert. Dies ermöglicht schnelle Reaktionszeiten und erlaubt es, den Fehlerindikator sozusagen kontinu- ierlich zu bilden. Bevorzugterweise ermittelt man den Schätzwert experimentell bei einem fehlerfreien Betrieb der Kälteanlage. Wenn die Kälteanlage fehlerfrei über einen vorbestimmten Zeitraum läuft, beispielsweise 100 Minuten, dann kann man davon ausgehen, daß ein dabei ermittelter Mittelwert repräsentativ für einen fehlerfreien Betrieb ist . Im weiteren Betrieb der Kälteanlage kann man dann diesen Schätzwert verwenden, um den Fehlerindikator zu bilden.
Bevorzugterweise verwendet man zur Bildung der ersten abgeleiteten Größe ein Residuum, das durch eine Differenz zwischen dem Schätzwert oder einer davon abgeleiteten zweiten Größe und einer signalabhängigen Größe gebildet ist. Der Schätzwert oder die davon abgeleitete zweite Größe, in deren Ableitung auch signalabhängige Komponenten einfließen können, ist dann sozusagen ein Ausgangswert, mit dem die signalabhängige Größe verglichen wird. Als Unterschied ergibt sich dann das Resi- duum. Im ungestörten Fall wird das Residuum um den Wert
Null herum schwanken, d.h. im Mittel hat das Residuum den Wert Null. Im Fehlerfall wird sich jedoch die signalabhängige Größe auf Dauer vom Schätzwert unterscheiden und zwar in der Regel in eine Richtung. Dementspre- chend wird das Residuum einen von Null verschiedenen
Wert annehmen, der sich dann im Fehlerindikator zeigt.
Bevorzugterweise ist die erste abgeleitete Größe gebildet aus der Differenz des Residuums und eines vorbe- stimmten Zuverlässigkeits-Werts, wobei die Differenz mit einer Proportionalitätskonstanten multipliziert wird. Mit dieser Vorgehensweise korrigiert man das Residuum so, daß größere Schwankungen zugelassen werden. Der Zuverlässigkeits-Wert wird bei jedem Abtastzeitpunkt bzw. bei jedem Zeitpunkt des Auswertens vom Resi- duum abgezogen. Dabei wird sich im fehlerfreien Betrieb vielfach die Situation ergeben, daß die abgeleitete Größe einen Wert kleiner Null hat. Wenn das Residuum hingegen auf Dauer größer als der vorbestimmte Zuverlässigkeits-Wert ist, dann wird sich der Fehlerindika- tor vergrößern, was auf einen Fehler hindeutet. Wenn man den Absolutwert des Residuums verwendet, dann bekommt man einen Zuwachs des Fehlerindikators auch bei einem Residuum, das auf Dauer zu klein ist.
Bevorzugterweise verwendet man als Betriebsgröße die
Größe eines ersten Medienstromes eines Wärme- oder Kältetransportmediums, insbesondere eines Luftmassenstromes. Der Luftmassenstrom ist eine wichtige Größe für den Betrieb der Kälteanlage. Beispielsweise dient er in Verkaufskühltruhen dazu, die eigentliche "Kälte" zu den zu kühlenden Produkten zu transportieren. Verkaufskühl- truhen werden in einem Supermarkt verwendet, um gekühlte oder tiefgefrorene Produkte zum Verkauf bereitzuhalten. Um diese Produkte auf der gewünschten niedrigen Temperatur zu halten, wird laufend oder intermittierend ein Luftstrom über einen Vorratsraum geleitet, in dem die Produkte angeordnet sind. Die gekühlte Luft sinkt dann teilweise in den Vorratsraum ab. Eine Störung des Luftstroms kann zu erheblichen Problemen führen. Im schlechtesten Fall wird nicht mehr genügend Kälte zu den Produkten transportiert, so daß deren Temperatur ansteigt . Wenn man einen Fehler erst zu diesem Zeitpunkt erkennt, ist es zu spät. Die Produkte sind dann vielfach schon verdorben. Hier ist also eine frühzeitige Erkennung eines Fehlers von besonderer Bedeutung. Eine frühzeitige Erkennung ist aber auch von Vorteil, weil man dann eine Überlastung der Kälteanlage verhindern kann. Wenn sich beispielsweise der Verdampfer durch eine Eisablagerung zusetzt und dadurch nur ein verminderter Wärmeübergang vom Kältemittel auf die Luft möglich ist, wird man zwar über einen gewissen Zeitraum noch genügend Kälteleistung an die Luft übertragen können. Die Kälteanlage muß aber mit einer höheren Leistung arbeiten, was sich nachteilig auf die Lebensdauer und die Betriebszuverlässigkeit auswirken kann. Ähnli- ches gilt dann, wenn eines von mehreren Gebläsen ausfällt, das die Luft durch einen Luftkanal und über die zu kühlenden Produkte fördert . Die übrigen Gebläse sind zwar in der Regel in der Lage, Luft in einer Menge zu fördern, die ausreicht, um die Produkte zu kühlen. Die Gebläse werden aber unverhältnismäßig stark belastet, weil sie öfter oder länger in Betrieb gesetzt werden. Wenn man eine Störung des Luftstroms also frühzeitig erkennen und eine Fehlermeldung erzeugen kann, dann werden derartige Probleme nur in einem verringerten Maße auftreten.
Hierbei ist bevorzugt, daß man die Größe des ersten Medienstromes aus einem Wärmeübergang zwischen dem ersten Medienstrom und einem zweiten Medienstrom eines Wärme- oder Kälteträgers in einem Wärmetauscher berechnet. Man geht dabei davon aus, daß die Wärme, die dem ersten Me- dienstrom, z.B. der Luft entnommen wird, vollständig auf den zweiten Medienstrom, z.B. das Kältemittel im Wärmetauscher übergeht. Wenn man den Wärmeinhalt des Kältemittels vor und hinter dem Wärmetauscher fest- stellt, kann man hieraus die Masse pro Zeit der durchgeströmten Luft berechnen, wenn man die Enthalpiedifferenz der Luft über den Wärmetauscher kennt .
Bevorzugterweise ist die zweite abgeleitete Größe die Änderung der Enthalpie des ersten Medienstromes über den Wärmetauscher. Die Enthalpie des ersten Medienstromes erlaubt eine Aussage über den Wärmeinhalt des ersten Medienstromes. Wenn man die Änderung der Enthalpie ermittelt, dann ermittelt man die Änderung des Wärmein- halts über den Wärmetauscher. Da dieser Wärmeinhalt vollständig an den zweiten Medienstrom, z.B. das Kältemittel, abgegeben werden soll, läßt sich hieraus die notwendige Information über die Betriebsgröße des ersten Medienstromes, z.B. des LuftStromes, gewinnen.
Bevorzugterweise ist die signalabhängige Größe die Änderung der Enthalpie des zweiten Medienstromes über den Wärmetauscher. Wie oben ausgeführt, geht man davon aus, daß die Wärme, die aus dem ersten Medienstrom im Wärme- tauscher entnommen wird, vollständig auf den zweiten Medienstrom übergeht. Wenn man nun die Änderung der Enthalpie des zweiten Medienstromes ermittelt, dann gewinnt man die Information über die Änderung der Enthalpie des ersten Medienstromes. Vorzugsweise ermittelt man zur Bestimmung der Enthalpie des zweiten Medienstromes einen Massenstrom und eine spezifische Enthalpiedifferenz des zweiten Medienstromes über den Wärmetauscher. Die Enthalpie ist ein Pro- dukt aus dem Massenstrom und der spezifischen Enthalpiedifferenz. Die spezifische Enthalpiedifferenz ergibt sich aus der spezifischen Enthalpie des zweiten Medienstromes, z.B. des Kältemittels, vor und hinter dem Wärmetauscher. Die spezifische Enthalpie eines Kältemit- tels ist eine Stoff- und Zustandseigenschaft und variiert von Kältemittel zu Kältemittel. Allerdings stellen die Kältemittelhersteller in der Regel sogenannte Log p, h-Diagramme für jedes Kältemittel bereit. Anhand derartiger Diagramme läßt sich die spezifische Enthai - pie des Kältemittels bestimmen. Man benötigt dabei die Temperatur und den Druck am Expansionsventileintritt . Diese Größen können mit Hilfe von einem Temperaturfühler oder einem Drucksensor gemessen werden. Die spezifische Enthalpie am Verdampferaustritt wird mit Hilfe von zwei Meßwerten bestimmt: zum einen die Temperatur am Verdampferaustritt und zum anderen entweder den Druck am Verdampferaustritt oder die Siedetemperatur. Die Temperatur am Verdampferaustritt kann mit einem Temperaturfühler gemessen werden und man kann den Druck am Verdampferaustritt mit einem Drucksensor messen. Anstelle der Log p, h-Diagramme kann man natürlich auch Werte verwenden, die in Tabellen abgelegt sind. Dies ist für eine automatische Berechnung vielfach günstiger. In manchen Fällen stellen die Kältemittelherstel- 1er auch Zustandsgieichungen für das Kältemittel zur Verfügung . Vorzugsweise bestimmt man den zweiten Medienstrom aus einer Druckdifferenz über und dem Öffnungsgrad eines Expansionsventils . Insbesondere bei Anlagen mit elek- tronisch gesteuerten Expansionsventilen ist der Durchfluß in vielen Fällen proportional zum Öffnungsgrad des Expansionsventils . Bei pulsbreitenmodulierten Expansionsventilen entspricht der Öffnungsgrad der Öffnungs- dauer. Zusätzlich benötigt man noch die Druckdifferenz über das Ventil und gegebenenfalls die Unterkühlung des Kältemittels beim Ventileintritt. Bei den meisten Anlagen stehen diese Werte zur Verfügung, weil man Drucksensoren zur Verfügung hat, die den Druck im Kondensator oder Verflüssiger und den Druck im Verdampfer mes- sen. Die Unterkühlung ist in vielen Fällen vernachlässigbar und braucht deshalb nicht gesondert gemessen zu werden. Der Massendurchfluß des Kältemittels durch das Ventil kann dann mit Hilfe einer Ventilcharakteristik, der Druckdifferenz und dem Öffnungsgrad oder der Öff- nungsdauer berechnet werden.
Alternativ oder zusätzlich dazu kann man den zweiten Medienstrom aus Betriebsdaten und einer Differenz der absoluten Drücke über einen Verdichter zusammen mit der Temperatur am Eingang des Verdichters ermitteln. Bei den Betriebsdaten handelt es sich beispielsweise um die Drehzahl und/oder die Antriebsleistung des Verdichters .
Die Erfindung wird im folgenden anhand eines bevorzug- ten Ausführungsbeispiels in Verbindung mit der Zeichnung näher beschrieben. Hierin zeigen: Fig. 1 eine schematische Ansicht einer Kälteanlage,
Fig. 2 eine schematische Ansicht mit der Darstellung von Größen um einen Wärmetauscher,
Fig. 3 die Darstellung eines Residuums in einem ersten Fehlerfall,
Fig. 4 den Verlauf eines Fehlerindikators für den ersten Fehlerfall,
Fig. 5 den Verlauf des Residuums für einen zweiten
Fehlerfall und
Fig. 6 die Darstellung des Fehlerindikators für den zweiten Fehlerfall .
Fig. 1 zeigt schematisch eine Kälteanlage 1 in Form ei- ner Verkaufskühltruhe, wie sie beispielsweise in Supermärkten zum Verkaufen von gekühlten oder gefrorenen Lebensmitteln verwendet wird. Die Kälteanlage 1 weist einen Vorratsraum 2 auf, in dem die Lebensmittel gelagert werden. Ein Luftkanal 3 ist um den Vorratsraum 2 herum- geführt, d.h. er befindet sich an beiden Seiten und unterhalb des Vorratsraums 2. Ein Luftstrom 4, der durch Pfeile dargestellt ist, gelangt nach dem Durchlaufen des Luftkanals 3 in eine Kühlzone 5 oberhalb des Vorratsraums 2. Die Luft wird dann wieder zum Eingang des Luftkanals 3 geführt, wo sich eine Mischzone 6 befindet. In der Mischzone wird der Luftstrom 4 mit Umge- bungsluft vermischt. Dabei wird z.B. die gekühlte Luft ersetzt, die in den Vorratsraum 2 gelangt ist oder sonstwie in die Umgebung verschwunden ist .
Im Luftkanal 3 ist eine Gebläseanordnung 7 angeordnet, die durch einen oder mehrere Ventilatoren gebildet sein kann. Die Gebläseanordnung 7 sorgt dafür, daß der Luft- strom 4 im Luftkanal 3 bewegt werden kann. Für die nachfolgende Beschreibung wird davon ausgegangen, daß die Gebläseanordnung 7 den Luftstrom 4 so antreibt, daß die Masse der Luft pro Zeit, die durch den Luftkanal 3 bewegt wird, konstant ist, solange die Gebläseanordnung 7 läuft und die Anlage fehlerfrei arbeitet.
Im Luftkanal 3 ist ein Verdampfer 8 eines Kältemittel- kreislaufs angeordnet. Dem Verdampfer 8 wird durch ein Expansionsventil 9 Kältemittel aus einem Kondensator oder Verflüssiger 10 zugeführt. Der Kondensator 10 wird durch einen Verdichter oder Kompressor 11 versorgt, dessen Eingang wiederum mit dem Verdampfer 8 verbunden ist, so daß das Kältemittel in an sich bekannter Weise im Kreis geführt wird. Der Kondensator 10 ist mit einem Gebläse 12 versehen, mit dessen Hilfe Luft aus der Umgebung über den Kondensator 10 geblasen werden kann, um dort Wärme abzuführen.
Die Arbeitsweise eines derartigen Kältemittelkreislaufs ist an sich bekannt. In der Anlage zirkuliert ein Kältemittel. Das Kältemittel verläßt den Verdichter 11 als Gas unter hohem Druck und mit hoher Temperatur. Im Kondensator 10 wird das Kältemittel verflüssigt, wobei es Wärme abgibt. Nach der Verflüssigung passiert das Kältemittel das Expansionsventil 9, wo es entspannt wird. Nach der Entspannung ist das Kältemittel zweiphasig, d.h. flüssig und gasförmig. Das zweiphasige Kältemittel wird dem Verdampfer 8 zugeführt. Die flüssige Phase verdampft dort unter Wärmeaufnahme, wobei die Wärme aus dem Luftstrom 4 entnommen wird. Nachdem das restliche Kältemittel verdampft ist, wird das Kältemittel noch leicht erwärmt und kommt als überhitztes Gas aus dem Verdampfer 8 heraus. Danach wird es dem Verdichter 11 wieder zugeführt und dort verdichtet.
Man möchte nun überwachen, ob der Luftstrom 4 ungestört durch den Luftkanal 3 hindurchströmen kann. Störungen können sich beispielsweise dadurch ergeben, daß die Ge- bläseanordnung 7 einen Defekt aufweist und nicht mehr genügend Luft fördert. Beispielsweise kann von einer Gebläseeinheit mit mehreren Gebläsen eines ausfallen. Die übrigen Gebläse können dann zwar noch eine gewisse Luftmenge durch den Luftkanal 3 fördern, so daß die
Temperatur im Vorratsraum 2 nicht über einen erlaubten Wert hinaus ansteigt. Dadurch wird aber die Kälteanlage stark belastet, was Spätschäden nach sich ziehen kann. Beispielsweise werden Elemente der Kälteanlage, wie Ventilatoren, öfter in Betrieb genommen. Ein anderer Fehlerfall ist beispielsweise die Vereisung des Verdampfers durch Feuchtigkeit aus der Umgebungsluft, die sich am Verdampfer niederschlägt .
Mit anderen Worten möchte man also in der Lage sein, die Luftmenge pro Zeit, die durch den Luftkanal 3 strömt, permanent zu überwachen. Die Überwachung kann dabei durchaus getaktet erfolgen, also in aufeinanderfolgenden Zeitpunkten, die beispielsweise zeitlich einen Abstand in der Größenordnung von einer Minute auf- weisen. Allerdings ist die Ermittlung der Masse pro Zeit des Luftstromes 4 mit normalen Meßvorrichtungen relativ aufwendig. Man verwendet daher eine indirekte Messung, indem man den Wärmeinhalt des Kältemittels, den das Kältemittel im Verdampfer 8 aufgenommen hat, ermittelt.
Dabei legt man folgende Überlegung zugrunde: die zum Verdampfen des Kältemittels benötigte Wärme wird im Verdampfer 8, der als Wärmetauscher wirkt, von der Luft aufgenommen. Dementsprechend gilt folgende Gleichung:
wobei QΆ±X die von der Luft tatsächlich entnommene War-
me pro Zeit und Q^et die vom Kältemittel aufgenommene
Wärme pro Zeit ist. Mit dieser Gleichung kann man den Istwert für den Massenstrom, d.h. die Masse pro Zeit, für die durch den Luftkanal 3 strömende Luft bestimmen, wenn man die vom Kältemittel aufgenommene Wärme bestim- men kann. Den tatsächlichen Massenstrom der Luft kann man dann mit einem Sollwert vergleichen. Wenn der Istwert nicht mit dem Sollwert übereinstimmt, wird dies als ein Fehler interpretiert, d.h. als ein behinderter Luftstrom 4. Eine entsprechende Fehlermeldung für die Anlage kann ausgegeben werden. Die Grundlage für die Bestimmung von ßRef ist die folgende Gleichung:
Q Ref = m Ref (hRef,oυt ~ hRef,in ) ( 2 )
wobei mRef die Kältemittelmasse pro Zeit ist, die durch den Verdampfer strömt. hRef,o t ist die spezifische Enthalpie des Kältemittels am Verdampferaustritt und hRef,in ist die spezifische Enthalpie am Expansionsventileintritt .
Die spezifische Enthalpie eines Kältemittels ist eine Stoff- und Zustandseigenschaft , die von Kältemittel zu Kältemittel variiert, für jedes Kältemittel aber be- stimmbar ist. Die Kältemittelhersteller stellen daher sogenannte Log p, h-Diagramme für jedes Kältemittel bereit. Anhand dieser Diagramme kann die spezifische Enthalpiedifferenz über den Verdampfer 8 bestimmt werden. Um beispielsweise hRef,in mit einem solchen Log p, h-Diagramm zu bestimmen, braucht man nur die Temperatur des Kältemittels am Expansionsventileingang (TRef,in) und den Druck am Expansionsventileingang (Pcon) • Diese Größen können mit Hilfe von einem Temperaturfühler oder einem Drucksensor gemessen werden. Die Meßstellen sind in Fig. 2 schematisch dargestellt.
Um die spezifische Enthalpie am Verdampferaustritt zu bestimmen, braucht man zwei Meßwerte: die Temperatur am Verdampferaustritt (TRef,0ut) und entweder den Druck am Austritt (PRef,out) oder die Siedetemperatur (TRef,in) . Die Temperatur am Austritt (TRef,out) kann mit einem Temperaturfühler gemessen werden. Der Druck am Ausgang des Verdampfers 8 (PRef,out) kann mit einem Drucksensor gemessen werden.
Anstelle der Log p, h-Diagramme kann man natürlich auch Tabellenwerte verwenden, was die Berechnung mit Hilfe eines Prozessors vereinfacht. In vielen Fällen stellen die Kältemittelhersteller auch Zustandsgieichungen für die Kältemittel zu Verfügung.
Der Massendurchfluß des Kältemittels ( m Ref) kann entweder mit einem Durchflußmesser bestimmt werden. Bei Anlagen mit elektronisch gesteuerten Expansionsventilen, die pulsbreitenmoduliert betrieben werden, ist es möglich, über den Öffnungsgrad oder die Öffnungsdauer den
Massendurchfluß mRef zu bestimmen, wenn die Druckdifferenz über das Ventil und die Unterkühlung am Eingang des Expansionsventils 10 (TVin) bekannt ist. Bei den meisten Anlagen ist dies der Fall, weil man Drucksensoren zur Verfügung hat, die den Druck im Verflüssiger 10 messen. Die Unterkühlung ist in vielen Fällen konstant und abschätzbar und braucht deshalb nicht gemessen zu
werden. Der Massendurchfluß mRef durch das Expansions- ventil 9 kann dann mit Hilfe einer Ventilcharakteristik, der Druckdifferenz, der Unterkühlung und dem Öffnungsgrad bzw. der Öffnungsdauer berechnet werden. Bei vielen pulsbreitenmodulierten Expansionsventilen 9 hat
es sich gezeigt, daß der Durchfluß mRef annähernd pro- portional zu der Druckdifferenz und der Öffnungsdauer ist. In diesem Fall kann man den Durchfluß nach folgender Gleichung bestimmen:
Ref = kExp - (PCm - PRef Ut) - OD (3)
wobei Pcon der Druck im Verflüssiger 10, PRef,out der Druck im Verdampfer, OD die Öffnungsdauer und kExp eine Proportionalitätskonstante ist, die vom Ventil abhängt. In manchen Fällen ist die Unterkühlung des Kältemittels so groß, daß es notwendig ist, die Unterkühlung zu messen, weil der Kältemittelstrom durch das Expansionsventil von der Unterkühlung beeinflußt wird. In vielen Fällen benötigt man aber nur die Druckdifferenz und den Öffnungsgrad des Ventils, weil die Unterkühlung eine feste Größe der Kälteanlage ist, die dann in einer Ventilcharakteristik oder in einer Proportionalitätskonstante berücksichtigt werden kann. Eine andere Möglich-
keit zur Bestimmung des Massendurchflusses m ef besteht darin, Größen vorn Verdichter 11 auszuwerten, beispiels- weise die Drehzahl des Verdichters, den Druck am Verdichtereintritt und -austritt, die Temperatur am Verdichtereintritt und eine Verdichtercharakteristik.
Für die tatsächlich aus der Luft entnommene Wärme pro Zeit QA±r kann prinzipiell dieselbe Gleichung verwendet werden wie für die Wärme pro Zeit, die das Kältemittel abgibt .
QAir = mAir(h Air,m - h Air, out (4 ) wobei mAχr den Massendurchfluß von Luft, hAir,in die spezifische Enthalpie der Luft vor dem Verdampfer und h-Air,out die spezifische Enthalpie der Luft nach dem Ver- dampfer bezeichnet .
Die spezifische Enthalpie der Luft kann mit Hilfe der folgenden Gleichung berechnet werden:
hAir = l,006 - t + x(250l + l,8 - t),[h] = kJ / kg (5)
wobei t die Temperatur der Luft ist, also TEva/in vor dem Verdampfer und TEva,out hinter dem Verdampfer, "x" wird als Feuchtigkeitsverhältnis der Luft bezeichnet. Das Feuchtigkeitsverhältnis der Luft kann durch folgende Gleichung berechnet werden:
Hier ist pw der Partialdruck des Wasserdampfes in der Luft und pAmb ist der Druck der Luft. pAmb kann entweder gemessen werden oder man verwendet für diese Größe einfach einen Standard-Atmosphärendruck. Die Abweichung des tatsächlichen Drucks vom Standard-Atmosphärendruck spielt keine signifikante Rolle bei der Berechnung der von der Luft abgegebenen Wärmemenge pro Zeit. Der Partialdruck des Wasserdampfes ist durch die relative Feuchtigkeit der Luft und den Partialdruck des Wasserdampfes in gesättigter Luft bestimmt und kann anhand der folgenden Gleichung berechnet werden: Pw ^ Pwßat - RH ( 7 )
Hierbei ist RH die relative Luftfeuchtigkeit und pw,sat der Partialdruck des Wasserdampfes in gesättigter Luft. Pw,sat hängt allein von der Lufttemperatur ab und kann in thermodynamischen Nachschlagewerken gefunden werden. Die relative Luftfeuchtigkeit RH kann gemessen werden oder man verwendet bei der Berechnung typische Werte.
Wenn man die Gleichungen (2) und (4) gleichsetzt, wie in Gleichung (1) vorausgesetzt, dann ergibt sich
mRef [hRef0Ut - h in ) = m Air ψAir - hAir out ) ( 8 )
Daraus kann der tatsächliche Luftmassendurchfluß mAir
gefunden werden, indem man mAir isoliert:
niAir = iRef ( 9 )
Dieser Istwert für den Luftmassendurchfluß mAir kann dann mit einem Sollwert verglichen werden und bei wesentlichen Unterschieden zwischen dem Istwert und dem Sollwert kann der Betreiber der Kälteanlage durch eine Fehlermeldung darauf aufmerksam gemacht werden, daß die Anlage nicht optimal läuft.
In vielen Fällen empfiehlt es sich, den Sollwert für den Luftstrom in einer Anlage zu ermitteln. Beispiels- weise kann dieser Sollwert als Durchschnittswert über einen gewissen Zeitraum ermittelt werden, in dem die Anlage unter stabilen und fehlerfreien Betriebsbedingungen läuft. Ein derartiger Zeitraum kann beispiels- weise 100 Minuten betragen.
Eine gewisse Schwierigkeit ergibt sich allerdings dadurch, daß die von den einzelnen Sensoren (Thermometer, Drucksensoren) abgegebenen Signale erheblichen Schwan- kungen unterworfen sind. Diese Schwankungen können durchaus gegenläufig sein, so daß man für die Größe
WAir ein Signal erhält, das gewisse Schwierigkeiten bei der Auswertung bietet. Diese Schwankungen sind ein Resultat der dynamischen Verhältnisse im Kühlsystem. Des- wegen kann es günstig sein, anstelle der Gleichung (9) in regelmäßigen Zeitabständen, beispielsweise einmal pro Minute, eine Größe zu berechnen, die nachfolgend als "Residuum" bezeichnet wird:
r = mAir [hAir .n - hΛi out ) - iRef (hRefι0Ut - hRef n ) ( 10 )
mAir ist ein geschätzter Wert für den Luftrnassendurch- fluß bei fehlerlosen Betriebsbedingungen. Anstelle einer Schätzung kann man auch einen Wert verwenden, der sich als Mittelwert über einen gewissen Zeitraum aus Gleichung (9) bei fehlerfreien Betriebsbedingungen ermittelt . Bei einer Anlage, die fehlerfrei läuft, sollte das Residuum r einen Durchschnittswert von Null geben, obwohl es tatsächlich erheblichen Schwankungen unterliegt. Um einen Fehler, der sich durch eine Tendenz des Residuums auszeichnet, frühzeitig erkennen zu können, nimmt man an, daß der ermittelte Wert für das Residuum r normal- verteilt um einen Durchschnittswert ist und zwar unabhängig davon, ob die Anlage fehlerlos arbeitet oder ein Fehler aufgetreten ist. Man berechnet dann einen Feh- lerindikator Si nach folgender Beziehung:
wo si mit der folgenden Gleichung berechnet werden kann:
f μ0 + μι s, = k. r. — (12) v' 2 j
Hierbei ist natürlich vorausgesetzt, daß der Fehlerin- dikator Si, d.h. zum ersten Zeitpunkt, auf Null gesetzt worden ist. Zu einem späteren Zeitpunkt verwendet man Si aus der Gleichung (12) und bildet die Summe aus diesem Wert mit dem Fehlerindikator S aus einem früheren Zeitpunkt. Wenn diese Summe größer Null ist, wird der Fehlerindikator auf diesen neuen Wert gesetzt. Wenn diese Summe gleich oder kleiner als Null ist, wird der Fehlerindikator auf Null gesetzt. In Gleichung (12) ist ki eine Proportionalitätskonstante. μ0 kann im einfachsten Fall auf den Wert Null gesetzt werden. μλ ist ein geschätzter Wert, der sich beispielsweise dadurch ermitteln läßt, daß man einen Fehler erzeugt und den Durchschnittswert des Residuums r bei diesem Fehler ermittelt. Der Wert μi ist ein Kriterium dafür, wie oft man einen falschen Alarm akzeptieren muß. Die beiden μ-Werte werden deswegen auch als Zuverlässigkeits-Werte bezeichnet .
Wenn beispielsweise ein Fehler dadurch auftritt, daß ein Gebläse aus der Gebläseanordnung 7 nicht läuft, dann wird der Fehlerindikator S größer werden, weil die periodisch ermittelten Werte des Residuums ri im Durchschnitt größer als Null werden. Wenn der Fehlerindikator eine vorbestimmte Größe erreicht hat, dann wird ein Alarm ausgelöst, der anzeigt, daß die LuftZirkulation eingeschränkt ist. Wenn man μi größer macht, bekommt man zwar weniger Fehlalarme, riskiert aber auch ein späteres Entdecken eines Fehlers .
Die Wirkungsweise der Filterung nach Gleichung (11) soll anhand der Fig. 3 und 4 erläutert werden. In Fig. 3 ist nach rechts die Zeit in Minuten und nach oben das Residuum r aufgetragen. Zwischen t = 510 und t = 644 Minuten ist ein Gebläse der Gebläseanordnung 7 ausgefallen. Dies äußert sich in einem erhöhten Wert des Residuums r. Diese Erhöhung ist zwar anhand von Fig. 3 bereits zu erkennen. Eine bessere Erkennungsmöglichkeit ergibt sich jedoch, wenn man den Fehlerindikator Si betrachtet, dessen Verlauf in Fig. 4 dargestellt ist. Hier ist der Fehlerindikator Si nach oben und die
Zeit t in Minuten nach rechts aufgetragen. Der Fehler- indikator steigt also in der Zeit zwischen t = 510 Minuten und t = 644 Minuten kontinuierlich an. Man kann beispielsweise beim Überschreiten des Wertes Si von 0,2 x 108 einen Alarm auslösen.
In der Zeit zwischen t = 700 und t = 824 Minuten wird ebenfalls ein Gebläse der Gebläseanordnung 7 stillgesetzt. Der Fehlerindikator Si steigt weiter an. Zwischen diesen beiden Störungszuständen waren wieder bei- de Gebläse aktiv. Der Fehlerindikator Si wird also verringert, geht aber nicht auf Null zurück. Der Fehlerindikator Si wird im Fehlerfall zuverlässig erhöht. In der Zeit von 0 bis 510 Minuten bewegt sich der Fehlerindikator Si in der Gegend des Nullpunkts. Der Fehler- indikator Si würde auf Null zurückgehen, wenn die Anlage lange genug fehlerfrei läuft. In der Praxis wird man allerdings den Fehlerindikator Si auf Null setzen, wenn ein Fehler behoben worden ist .
Die Fig. 5 und 6 zeigen die Entwicklung des Residuums r und die Entwicklung des Fehlerindikators Si in dem Fall, wo der Verdampfer 8 langsam vereist. Hierbei ist in Fig. 5 das Residuum r und in Fig. 6 der Fehlerindikator Si nach oben aufgetragen, während die Zeit t nach rechts in Minuten aufgetragen ist.
In Fig. 5 ist zu erkennen, daß der Mittelwert des Residuums r allmählich ansteigt. Es ist allerdings ebenfalls zu erkennen, daß dieser Anstieg mit der für eine Fehlermeldung notwendigen Sicherheit nur schwer quantitativ zu erfassen ist. Bei t = 600 Minuten tritt eine beginnende Vereisung des Verdampfers 8 auf. Erst bei t = 1200 Minuten könnte man eine derartige Vereisung erfassen durch eine verminderte Leistungsfähigkeit der Kälteanlage .
Wenn man beispielsweise den Grenzwert für den Fehlerindikator auf 1 x 107 setzt, dann würde ein Fehler bereits bei etwa t = 750 Minuten entdeckt werden, also wesentlich früher, als durch eine verminderte Leis- tungsfähigkeit der Anlage.
Das Verfahren kann auch dazu verwendet werden, einen Abtauvorgang zu starten. Der Abtauvorgang wird dann gestartet, wenn der Fehlerindikator Si eine vorbestimmte Größe erreicht .
Vorteilhaft bei diesem Verfahren ist ein frühes Entdecken von Fehlern, obwohl nicht mehr Sensoren verwendet werden, als bei einer typischen Anlage vorhanden sind. Die Fehler werden entdeckt, bevor sie höhere Temperaturen in der Kälteanlage bewirken. Auch werden Fehler entdeckt, bevor die Anlage nicht mehr optimal läuft, wenn man die verbrauchte Energie als Maß nimmt.
Dargestellt wurde die Überwachung der Luftstrόme am
Verdampfer 8. Selbstverständlich kann man eine ähnliche Überwachung auch am Kondensator 10 durchführen. In diesem Fall sind die Berechnungen sogar einfacher, weil keine Luftfeuchtigkeit der Umgebungsluft entnommen wird, wenn die Luft den Kondensator 10 passiert. Dementsprechend kondensiert auch kein Wasser aus der Luft am Kondensator 10, weil dieser wärmer ist. Nachteilig ist es bei der Verwendung des Verfahrens am Kondensator 10, daß zwei zusätzliche Temperaturfühler erforderlich sind, die die Temperatur der Luft vor und nach dem Kon- densator messen.
Beschrieben wurde das Verfahren für den Fall, daß der Luftstrom konstant ist und eine Anpassung an unterschiedliche Kälteleistungs-Anforderungen dadurch er- zielt wird, daß der Luftstrom intermittierend erzeugt wird. Es ist aber prinzipiell auch möglich, in gewissen Grenzen eine Variation des Luftstromes zuzulassen, wenn man zusätzlich die Antriebsleistung oder die Drehzahl der Gebläse berücksichtigt.
Das Verfahren zur Entdeckung von Änderungen in dem ersten Medienstrom kann auch bei Anlagen verwendet werden, die mit einer indirekten Kühlung arbeiten. Bei solchen Anlagen hat man einen primären Medienstrom, in dem Käl- temittel zirkuliert, und einen sekundären Medienstrom, wo ein Kälteträger, z.B. Sole, zirkuliert. Im Verdampfer kühlt der erste Medienstrom den zweiten Medienstrom. Der zweite Medienstrom kühlt dann z.B. die Luft in einem Wärmetauscher. Man kann dieses Verfahren am Verdampfer, aber auch am Luft/Kälteträger-Wärmetauscher verwenden. An der Luftseite des Wärmetauschers ändern sich die Berechnungen nicht. Die Enthalpiesteigerung kann, wenn der Kälteträger im Wärmetauscher nicht einem Verdampfungsprozeß unterzogen wird, sondern nur einer Temperatursteigerung, mit der nachfolgenden
Formel berechnet werden: Qκτ = c ■ niκτ {Tmch - Tvor) ( 13 )
wobei c die spezifische Wärmekapazität der Sole, Tnac die Temperatur nach dem Wärmetauscher, TVOr die Tempera- tur vor dem Wärmetauscher und mκτ der Massenstrom des Kälteträgers ist. Die Konstante c kann in Nachschlagewerken gefunden werden, während die beiden Temperaturen gemessen werden können, z.B. mit Temperaturfühlern. Der Massenstrom mκτ kann durch einen Massendurchflußrnesser bestimmt werden. Andere Möglichkeiten sind natürlich auch denkbar. QKτ ersetzt dann in den weiteren Berechnungen QRef.

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zum Auswerten einer nicht gemessenen Betriebsgröße in einer Kälteanlage, die aus mindestens einem Signal, das zu vorbestimmten Zeitpunkten abgetastet wird, ableitbar ist, dadurch gekennzeichnet, daß man zum Auswerten einen Fehler- indikator durch folgende Schritte bildet:
a) der Fehlerindikator wird in einem ersten Zeitpunkt auf einen Vorgabewert gesetzt,
b) es wird eine Summe aus dem Fehlerindikator eines vorbestimmten früheren Zeitpunkts und einer von einem Schätzwert für die Betriebsgröße unter Berücksichtigung von mindestens einer signalabhängigen Größe ersten abgelei- teten Größe gebildet und
c) der Fehlerindikator wird auf den Wert der
Summe gesetzt, wenn die Summe größer als der Vorgabewert ist, und auf den Vorgabewert, wenn die Summe kleiner oder gleich dem Vorgabewert ist .
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der Vorgabewert Null ist.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2 , dadurch gekennzeichnet, daß zur Bildung der Summe der Fehlerindikator des letzten Zeitpunkts verwendet wird.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß man den Schätzwert experimentell bei einem fehlerfreien Betrieb der Kälteanlage ermittelt.
5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß man zur Bildung der ersten abgeleiteten Größe ein Residuum verwendet, das durch eine Differenz zwischen dem Schätzwert oder einer davon abgeleiteten zweiten Größe und einer signalabhängigen Größe gebildet ist.
6. Verfahren nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, daß die erste abgeleitete Größe gebildet ist aus der Differenz des Residuums und eines vorbestimm- ten Zuverlässigkeits-Werts, wobei die Differenz mit einer Proportionalitätskonstanten multipliziert wird.
7. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, da- durch gekennzeichnet, daß man als Betriebsgröße die Größe eines ersten Medienstromes eines Wärmeoder Kältetransportmediums, insbesondere eines Luftmassenstromes verwendet.
8. Verfahren nach Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, daß man die Größe des ersten Medienstromes aus ei- nem Wärmeübergang zwischen dem ersten Medienstrom und einem zweiten Medienstrom eines Wärme- oder Kälteträgers in einem Wärmetauscher berechnet .
9. Verfahren nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß die zweite abgeleitete Größe die Änderung der Enthalpie des ersten Medienstromes über den Wärmetauscher ist.
10. Verfahren nach Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, daß die Signalabhängige Größe die Änderung der Enthalpie des zweiten Medienstromes über den Wärmetauscher ist.
11. Verfahren nach Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, daß man zur Bestimmung der Enthalpie des zweiten Medienstromes einen Massenstrom und eine spezifische Enthalpiedifferenz des zweiten Medienstromes über den Wärmetauscher ermittelt .
12. Verfahren nach Anspruch 11, dadurch gekennzeichnet, daß man den zweiten Medienstrom aus einer Druckdifferenz über und dem Öffnungsgrad eines Expansionsventils bestimmt.
13. Verfahren nach Anspruch 11, dadurch gekennzeichnet, daß man den zweiten Medienstrom aus Betriebsdaten und einer Differenz der absoluten Drücke über einen Verdichter zusammen mit der Temperatur am Eingang des Verdichters ermittelt.
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