EP2937630B1 - Verfahren zum Betreiben eines Systems für einen thermodynamischen Kreisprozess mit einem mehrflutigen Verdampfer, Steuereinrichtung für ein System, System für einen thermodynamischen Kreisprozess mit einem mehrflutigen Verdampfer, und Anordnung einer Brenkraftmaschine und eines Systems - Google Patents

Verfahren zum Betreiben eines Systems für einen thermodynamischen Kreisprozess mit einem mehrflutigen Verdampfer, Steuereinrichtung für ein System, System für einen thermodynamischen Kreisprozess mit einem mehrflutigen Verdampfer, und Anordnung einer Brenkraftmaschine und eines Systems Download PDF

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EP2937630B1
EP2937630B1 EP15000459.6A EP15000459A EP2937630B1 EP 2937630 B1 EP2937630 B1 EP 2937630B1 EP 15000459 A EP15000459 A EP 15000459A EP 2937630 B1 EP2937630 B1 EP 2937630B1
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EP
European Patent Office
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evaporator
pressure drop
working medium
individual
control device
Prior art date
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Application number
EP15000459.6A
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English (en)
French (fr)
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EP2937630A1 (de
Inventor
Niklas Waibel
Daniel Stecher
Gerald Dr. Fast
Tim Horbach
Jens Niemeyer
Max Lorenz
Mathias Müller
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Rolls Royce Solutions GmbH
Original Assignee
MTU Friedrichshafen GmbH
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Publication date
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25B—REFRIGERATION MACHINES, PLANTS OR SYSTEMS; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS
    • F25B39/00—Evaporators; Condensers
    • F25B39/02—Evaporators
    • F25B39/028—Evaporators having distributing means
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F22—STEAM GENERATION
    • F22B—METHODS OF STEAM GENERATION; STEAM BOILERS
    • F22B29/00—Steam boilers of forced-flow type
    • F22B29/06—Steam boilers of forced-flow type of once-through type, i.e. built-up from tubes receiving water at one end and delivering superheated steam at the other end of the tubes
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F22—STEAM GENERATION
    • F22B—METHODS OF STEAM GENERATION; STEAM BOILERS
    • F22B35/00—Control systems for steam boilers
    • F22B35/06—Control systems for steam boilers for steam boilers of forced-flow type
    • F22B35/10—Control systems for steam boilers for steam boilers of forced-flow type of once-through type

Definitions

  • the invention relates to a method for operating a system for a thermodynamic cycle according to claim 1, a control device for a system for a thermodynamic cycle according to claim 11, a system for a thermodynamic cycle according to claim 12 and an arrangement of an internal combustion engine and a corresponding system according to Claim 13.
  • the organic Rankine cycle is particularly suitable for the use of waste heat, for example in the industrial sector or for waste heat utilization of internal combustion engines, or for use in geothermal power plants.
  • the evaporator is formed Stationaritig. On the one hand, this can serve to be able to include a plurality of heat sources in the cyclic process; on the other hand, a multi-flow design of a single, integral evaporator can be advantageous as a result of the production. In such a parallel operation of multiple evaporator floods, however, there is the problem of increased susceptibility to thermodynamic instabilities.
  • the invention is therefore based on the object to provide a method for operating a system for a thermodynamic cycle, wherein the system despite a multi-flow evaporator shows a reduced tendency to thermodynamic instabilities, so that the method allows stable and safe operation of the system.
  • the invention is further based on the object to provide a control device for a system, a system for a thermodynamic cycle and an arrangement of an internal combustion engine and such a system, also achieved a reduced tendency to thermodynamic instabilities and ensures safe operation at high power output becomes.
  • a system for a thermodynamic cycle is operated with a multi-flow evaporator, wherein the evaporator has at least two evaporator flows.
  • the evaporator floods are matched to one another with regard to at least one operating parameter of the individual evaporator floods.
  • the evaporator floods are equated with respect to the at least one operating parameter. This prevents the various evaporator floods from developing into greatly differing operating states, which at the same time minimizes the risk that one of the evaporator floods becomes unstable, in particular exhibits Ledinegg instability.
  • a pressure drop across the evaporator is regulated.
  • a pressure drop across the evaporator is regulated.
  • the minimum total pressure drop to be ensured depends on an operating point of the system, in particular overheating of the working medium downstream of the evaporator. It shows that the system tends to less and less instabilities, the greater the overheating of the working medium, the farther the system is operated from the saturated steam curve of the working medium away.
  • the minimum total pressure drop to be given can be made smaller, the higher the working medium at the evaporator outlet or the downstream of the evaporator is overheated.
  • differences in the pressure drop over the individual evaporator floods are less significant as a percentage, so that a higher stability is already given insofar as the pressure drop across the evaporator is greater.
  • the pressure drop is preferably regulated as a function of an operating point of the system to a suitable desired pressure drop.
  • the pressure drop across the evaporator as a whole is here and hereinafter also referred to as total pressure drop. This is to be distinguished from the pressure drop across the individual evaporator floods, which may differ from the total pressure drop due to individual fluctuations of the evaporator.
  • a third embodiment of the method is preferred in which both the evaporator floods are matched to one another, in particular the same, with respect to at least one operating parameter of the individual evaporator floods, and a pressure drop across the evaporator is also regulated.
  • a higher-level control circuit for controlling the total pressure drop is preferably provided, wherein the equalization or equalization of the evaporator floods is achieved by a subordinate control.
  • the evaporator flows are aligned with respect to a flow of working fluid to each other.
  • the evaporator flows are equated with respect to the flow.
  • the term "flow" in particular a mass flow of the working medium is addressed by the evaporator floods. It is thus preferably ensured that each evaporator flood always accounts for the same proportion of the total mass flow of the working medium in the system.
  • the total mass flow is again preferably predetermined by a conveying device, in particular by the conveying capacity of the conveying device, which is preferably designed as a feed pump.
  • the individual evaporator flows are equalized or compared to one another with respect to a temperature of the working medium downstream of an evaporation region of the individual evaporator flows.
  • a temperature of the working medium in the region of an exit from the evaporator flows is used here. It turns out that the corresponding temperature is characteristic of the heat absorbed in the individual evaporator flow, with equality of the temperatures ensures equality of the thermodynamic state of the working medium in the floods and thus ultimately equality of mass flow through the individual evaporator floods.
  • An advantage of the use of a temperature of the working medium as operating parameters of the individual evaporator flows in the context of the method is that temperature sensors are provided in the region of the outlets from the evaporator floods anyway for monitoring the system, so that can be dispensed with additional, expensive sensors and in particular additional flow sensors.
  • this procedure is only possible if the system is operated with overheating of the working medium, since otherwise the temperatures downstream of the evaporation area in the evaporator floods are determined by the pressure prevailing there. Unless much there is a pronounced unequal distribution between the evaporator floods, wherein a single flood is not operated within the two-phase region, then there are no deviations in the temperatures of the individual floods.
  • the equalization of the evaporator floods with respect to the flow of working medium can be applied both during operation of the system with superheated working medium and during operation of the system in the wet steam area.
  • the alignment with respect to flow rates measured by flow sensors may be more accurate and therefore more stable than the relatively indirect adjustment based on the temperature of the working medium.
  • An embodiment of the method is also preferred, which is characterized in that the pressure drop across the evaporator is controlled by actuating actuators, wherein the actuators are associated with the individual evaporator flows.
  • actuators are typically provided in any case in order to be able to vary passage cross sections through the individual evaporator flows separately from one another. Thus, it requires so far to regulate the pressure drop no separate components.
  • the adjusting elements are designed as valves.
  • the passage cross sections through the individual evaporator floods - preferably independently of each other - can be adjusted in a simple and cost-effective manner.
  • An exemplary embodiment of the method is also preferred, which is characterized in that the evaporator floods are matched to one another by varying manipulated variables for adjusting elements, wherein the adjusting elements are assigned to the individual evaporator floods and limit a flow through the evaporator floods.
  • the adjusting elements are preferably designed as valves. In this respect, it is preferably the previously mentioned adjusting elements, with which preferably also the pressure drop across the evaporator is controlled.
  • the manipulated variables specify a functional position of the various control elements, so that ultimately the flow through the individual evaporator floods can be determined by presetting the manipulated variables.
  • the manipulated variables in dependence on a flow of working fluid through the individual floods and / or depending on a Temperature of the working medium downstream of an evaporation range of the individual evaporator flows are varied to equalize the evaporator floods with respect to at least one of these operating parameters.
  • the variation of the manipulated variables acting on the adjusting devices for varying the functional positions of the adjusting elements requires both a simple and cost-effective design of the system and at the same time a very precise application of the method.
  • An embodiment of the method is also preferred, which is characterized in that the manipulated variables are renormed so that an actuating element controlled with a maximum value of the manipulated variables is maximally opened.
  • a manipulated variable results for each evaporator flood, whereby one of these different manipulated variables again has one greatest value. As a rule, this does not correspond to the largest possible value for the manipulated variable, which corresponds to a maximum opening of the actuating element. If the manipulated variables determined in this way are passed on unchanged to the adjusting elements, this means that they have an overall smaller opening than would be required for equality.
  • the largest determined value of the manipulated variables is now set to the maximum possible value, which corresponds to a maximum opening of the actuating element.
  • the remaining, smaller manipulated variables are scaled linearly according to the change of the largest value.
  • actuators with linear characteristic are used in the context of the method, in particular valves with linear valve characteristic.
  • valves with linear valve characteristic are used in the context of the method.
  • the renormalization described above is possible in a particularly simple manner, with a simple, linear Scaling the various manipulated variables ensures constant ratios of the various set by the control elements flow cross sections.
  • a method is also preferred, which is characterized in that the manipulated variables are changed by the regulation of the pressure drop.
  • the pressure drop control therefore preferably acts on the manipulated variables calculated in the context of the approximation of the evaporator flows and changes their values in order to regulate the pressure drop.
  • the control of the pressure drop limits the manipulated variables. This is particularly preferred when the manipulated variables are renormed before they are forwarded to the adjusting elements. It is then namely in the context of the approximation of the evaporator floods always one of the control elements open a maximum wide.
  • An embodiment of the method is also preferred, which is characterized in that a desired flow for the working medium is calculated by the individual evaporator flows by dividing the total mass flow in the system by the number of evaporator flows. This ensures equality of the floods, each individual evaporator flood the same proportion of the total mass flow of the working medium Target specification imprinted receives.
  • the total mass flow is preferably predetermined by the conveyor, in particular by the delivery rate of the conveyor, preferably by the speed of the feed pump. It is possible that a default value for the conveyor is used as the total mass flow. Alternatively, it is possible that the delivery rate of the conveyor detected and from this a total mass flow in the system is determined, in particular calculated.
  • a flow sensor preferably in the form of a measuring turbine, downstream of the conveyor is provided, which is arranged and designed so that through it the total mass flow in the system can be detected.
  • the total mass flow is preferably used and divided by the number of evaporator flows in order to determine the target specification for each evaporator flow, which is then identical for each of the evaporator flows.
  • An embodiment of the method is also preferred, which is characterized in that a target temperature of the working medium downstream of an evaporation range of the individual evaporator floods is calculated as an average over the different temperatures of the working medium downstream of the evaporation ranges of the individual evaporator floods or as the mean temperature of the working medium downstream of the Evaporator floods is measured separately. It is thus possible for the temperature of the working medium to be measured in each evaporator flow downstream of an evaporation region, in particular in the region of a flood outlet from the evaporator flow. From the different temperature measurements of the individual evaporator floods, an average value is calculated, which is then used as the setpoint temperature in the context of the method.
  • the individual evaporator floods are adjusted to the setpoint temperature or equaled.
  • a mean temperature of the working medium downstream of the evaporator floods preferably downstream of merging the various evaporator floods, is measured and used as a target in the process.
  • thermodynamic state of the working medium in the individual evaporator floods it is possible to equate the thermodynamic state of the working medium in the individual evaporator floods.
  • this also preferably results in an equalization of the flow in the various evaporator floods, since this determines as an essential parameter overheating of the working medium in the evaporator floods.
  • an adjustment of the evaporator floods to a setpoint temperature can be particularly be carried out simply and inexpensively, especially because expensive flow sensors, which are preferably designed as measuring turbines, can be dispensed with.
  • An embodiment of the method is also preferred, which is characterized in that a desired pressure drop across the evaporator is read from a characteristic field as a function of at least one operating parameter of the system. It has been found that the pressure drop across the evaporator to be maintained for the power yield and stability of the system depends on its operating point. Too low pressure drop leads to system instabilities, while too high a pressure drop reduces the overall efficiency of the system and its power output, especially since the conveyor must work against an unnecessarily high pressure drop in the evaporator. In that regard, for each operating point of the system there is an optimal desired pressure drop, which is preferably stored in a characteristic field as a function of operating point.
  • the at least one operating parameter is preferably selected from a group consisting of a mass flow in the system, a temperature of the working medium downstream of the evaporator or at the evaporator outlet, and an overheating of the working medium downstream of the evaporator or at the evaporator outlet.
  • the characteristic field is spanned over the mass flow of the working medium and the overheating thereof. It describes the minimum presettable differential pressure across the evaporator to be maintained to ensure safe operation of the system. It should not lead to an unstable system behavior in the individual evaporator floods due to not exactly simultaneously occurring transitions in the vapor state occurring pressure fluctuations compared to the predetermined pressure drop. In particular, these pressure fluctuations should not be significant as a percentage of the total pressure drop across the evaporator. The total pressure drop is then - as already described - preferably predetermined by throttling the individual control elements of the evaporator flows.
  • the system is operated with an overheating of the working medium.
  • the individual evaporator flows are preferably adjusted with respect to a temperature of the working medium downstream of the evaporation region, in particular equal, in this way the thermodynamic state of the working medium in the individual evaporator flows and ultimately the flow through the evaporator floods can be equated. It can be dispensed with expensive flow sensors. Becomes one of the evaporator floods, for example due to the Ledinegg instability, flows through working medium less than the other evaporator floods, resulting in greater overheating of the working medium in this flood.
  • the overheating can therefore be used as a criterion for throttling the control elements.
  • An adjustment of the temperatures of the working medium causes at a given pressure downstream of the evaporator readily an approximation of the various superheaters. But it is also possible that the pressure downstream of the evaporator is detected and used to determine the overheating. This pressure determines the position of the boiling point of the working medium in the evaporator and thus the overheating at a given temperature.
  • An embodiment of the method in which the system is operated in the wet steam area is also preferred.
  • the working medium is thus not overheated, but it is generated saturated steam in admixture with liquid portions of the working medium.
  • the temperature in the evaporator and downstream of the evaporator then depends in a predetermined manner on the pressure downstream of the evaporator, so that they can not be used to equalize the different evaporator flows. Therefore, in this case, preference is given to equality with respect to the flow through the individual evaporator flows.
  • the operation of the system in the wet steam area may nevertheless be useful, in particular in connection with a waste heat recovery, because so possibly higher power yields of the system are possible, as if this is operated in the overheating regime.
  • An embodiment of the method is preferred, which is characterized in that an organic Rankine cycle process (ORC process) is performed in the system.
  • ORC process organic Rankine cycle process
  • This cycle is particularly suitable for stationary use, for example in geothermal power plants, or for waste heat recovery, especially in industrial plants or in conjunction with internal combustion engines.
  • the object is also achieved by providing a control device for a system for operating a thermodynamic cycle with the features of claim 13.
  • the control device is set up to equalize different evaporator flows with respect to at least one operating parameter of the individual evaporator flows to one another, and / or to regulate a pressure drop across the evaporator.
  • Particularly preferred is the Control device configured to carry out a method according to one of the previously described embodiments. This realizes for the control device, the advantages that have already been explained in connection with the method.
  • the control device is preferably set up to carry out such a method by being firmly implemented in an electronic structure, in particular a hardware of the control device.
  • a computer program product is loaded into the control device, which has instructions on the basis of which such a method can be carried out when the computer program product is running on the control device.
  • the control device has an interface to at least one sensor for detecting an operating parameter of the individual evaporator flows, in particular flow sensors separately assigned to the evaporator floods and / or temperature sensors separately assigned to the evaporator floods.
  • the control device preferably has an interface to a differential pressure sensor for detecting a pressure drop across the evaporator, or to two pressure sensors, a first upstream of the evaporator and a second downstream of the evaporator, wherein a pressure drop across the evaporator as a difference can be determined between the measured values of the two sensors.
  • the control device preferably has an interface to the individual evaporator flows respectively associated adjusting elements in order to be able to influence a passage cross section through the evaporator floods individually.
  • the control device preferably has an interface to a flow sensor, which is arranged upstream of a division of the working medium on the individual evaporator flows and downstream of a conveyor for conveying the working medium along a circuit of the system. In this case, a total mass flow of the working medium in the circuit can be detected by the control device with the aid of the flow sensor.
  • the control device preferably has an interface to the conveyor in order to predetermine and / or detect its delivery rate, wherein in this way information about the total mass flow in the system can be obtained.
  • the object is also achieved by providing a system for a thermodynamic cycle, in particular for operating a thermodynamic cycle, with the features of Claim 12 is created.
  • the system has a multi-flow evaporator which has at least two evaporator flows. Each evaporator flow is associated with an actuating element which is arranged and arranged for varying a passage cross section through the associated evaporator flow.
  • the system has a control device, in particular a control device according to one of the embodiments described above, wherein the control device is operatively connected to the adjusting elements and arranged to adjust by variation of manipulated variables for the adjusting elements, the evaporator floods with respect to at least one operating parameter to each other and / or one To regulate pressure drop across the evaporator.
  • an actuator is arranged upstream of an evaporation region of the evaporator flow.
  • the actuating element is arranged in front of an evaporator inlet.
  • the adjusting elements are operatively connected to the control device for driving and in particular for carrying out the method.
  • the system has - seen in the flow direction of the working medium along a circuit - a conveyor, which is preferably designed as a feed pump, the evaporator, an expansion device, and a capacitor. Furthermore, the system preferably has a temperature sensor associated therewith in each evaporator flow. Alternatively or additionally, each evaporator flow preferably a flow sensor is arranged. The various sensors are operatively connected to the control device. The flow sensors are preferably arranged upstream of the adjusting elements. The temperature sensors are preferably arranged downstream of the evaporation region, in particular downstream of an exit of the individual flows from the evaporator.
  • the system further preferably includes a differential pressure sensor having a first metering location upstream of the evaporator and upstream of a distribution to the individual evaporator passages, and a second metering point downstream of the evaporator, and preferably downstream of merging the individual evaporator passages operatively connected to the controller to measure pressure drop across the evaporator.
  • a differential pressure sensor having a first metering location upstream of the evaporator and upstream of a distribution to the individual evaporator passages, and a second metering point downstream of the evaporator, and preferably downstream of merging the individual evaporator passages operatively connected to the controller to measure pressure drop across the evaporator.
  • a pressure sensor is arranged, wherein the pressure drop as the difference of the measured values of the two pressure sensors in the control device can be calculated, which is operatively connected to the two pressure sensors for this purpose.
  • the system also includes a temperature sensor downstream of the merging of the evaporator flood
  • the system preferably includes a flow sensor upstream of the split on the individual evaporator flows and downstream of the conveyor, which is operatively connected to the controller for detecting a total mass flow in the system.
  • the control device is also preferably operatively connected to the conveyor for specifying and / or detecting their delivery rate.
  • the conveyor is preferably designed as a speed-controlled feed pump.
  • the expansion device is designed as a volumetric expansion machine, in particular as a reciprocating piston engine, as a vane machine, as a Roots expander or as a scroll expander.
  • the expansion device is designed as a screw expander. It has been found that a screw expander has especially in connection with an ORC process particularly favorable properties and high power output. This is especially true when the system is operated in the wet steam area. However, the screw expander can also be advantageously used during operation of the system with overheating of the working medium. Alternatively, it is also possible for the expansion device to be designed as a turbomachine, in particular a turbine.
  • the expansion device preferably via a shaft - operatively connected to a generator by which the released in the expansion device mechanical work is converted into electrical energy.
  • the mechanical work released in the expansion device may continue to be used as such, for example to assist an internal combustion engine.
  • the system is preferably configured to perform an organic Rankine cycle. This is particularly suitable for waste heat utilization in stationary or mobile applications, in particular for waste heat utilization in industrial processes or for the use of waste heat of an internal combustion engine.
  • the system is set up for utilizing the waste heat of an internal combustion engine.
  • the waste heat contained in the exhaust gas of the internal combustion engine and / or the waste heat covered by a coolant of the internal combustion engine in the system is possible to use the waste heat contained in the exhaust gas of the internal combustion engine and / or the waste heat covered by a coolant of the internal combustion engine in the system.
  • the arrangement is preferably designed as a mobile arrangement, wherein the internal combustion engine particularly preferably serves to drive a motor vehicle, in particular a heavy land vehicle, a rail vehicle or particularly preferably a watercraft, in particular a ship, and especially a ferry. But it is also possible that the arrangement is used stationary, for example, for stationary power generation, in particular to cover an emergency power or peak demand. Also for driving stationary units such as pumps, the internal combustion engine of the arrangement is suitable.
  • the mechanical energy converted in the expansion device of the system is supplied directly to the internal combustion engine for its support, for example, being transmitted directly to a crankshaft of the internal combustion engine.
  • electrical energy generated by a generator operatively connected to the expansion device via an electric motor of the crankshaft Internal combustion engine is supplied again.
  • electrical energy generated by a generator operatively connected to the expansion device to be fed into a power grid, for example into a vehicle electrical system of a motor vehicle equipped with the internal combustion engine, or into a separate power grid.
  • the overall efficiency of the internal combustion engine can be increased by the arrangement of the system.
  • the internal combustion engine of the arrangement is preferably designed as a reciprocating engine.
  • the internal combustion engine is used to drive in particular heavy land or water vehicles, such as mine vehicles, trains, the internal combustion engine is used in a locomotive or a railcar, or ships. It is also possible to use the internal combustion engine to drive a defense vehicle, for example a tank.
  • An exemplary embodiment of the internal combustion engine is preferably also stationary, for example, used for stationary power supply in emergency operation, continuous load operation or peak load operation, the internal combustion engine in this case preferably drives a generator.
  • a stationary application of the internal combustion engine for driving auxiliary equipment, such as fire pumps on oil rigs, is possible.
  • the internal combustion engine in the field of promoting fossil raw materials and in particular fuels, for example oil and / or gas, possible. It is also possible to use the internal combustion engine in the industrial sector or in the field of construction, for example in a construction or construction machine, for example in a crane or an excavator.
  • the internal combustion engine is preferably designed as a diesel engine, as a gasoline engine, as a gas engine for operation with natural gas, biogas, special gas or another suitable gas.
  • the internal combustion engine when the internal combustion engine is designed as a gas engine, it is suitable for use in a cogeneration plant for stationary power generation.
  • the description of the method on the one hand and the control device, the system and the arrangement on the other hand are to be understood as complementary to each other.
  • Features of the controller, system, or assembly that have been explicitly or implicitly described in the context of the method are preferably individually or combined with each other features of a preferred embodiment of the controller, system, or assembly.
  • Procedural steps that are explicit or implicit in connection with the Control device, the system or the arrangement have been described, preferably individually or combined with each other steps of a preferred embodiment of the method.
  • the method is preferably characterized by at least one method step, which is caused by at least one feature of the control device, the system or the arrangement.
  • the control device, the system or the arrangement are preferably characterized by at least one feature, which is due to at least one method step of the method.
  • Fig. 1 shows an arrangement 1, which has an internal combustion engine 3 and a system 5 for a thermodynamic cycle.
  • the system 5 and the internal combustion engine 3 are operatively connected to one another such that waste heat of the internal combustion engine 3 can be utilized in the system 5 by supplying the waste heat of the internal combustion engine 3 to an evaporator 7 of the system 5.
  • This is preferably waste heat from the exhaust gas of the internal combustion engine 3, which is supplied to the evaporator 7.
  • the system 5 has a circuit 9 for a working medium.
  • the system 5 is preferably set up for carrying out an ORC process, wherein ethanol is particularly preferably used as the working medium.
  • a conveyor 11 In the flow direction of the working medium along the circuit 9 are seen - in this order - a conveyor 11, the evaporator 7, an expansion device 13 and a capacitor 15 are arranged.
  • the working medium is first conveyed by the conveyor 11 along the circuit 9 through the evaporator, where it absorbs waste heat of the internal combustion engine 3, and wherein it is preferably vaporized. Subsequently, the working medium is expanded in the expansion device 13, doing mechanical work. Subsequently, the working medium in the condenser 15 is cooled again, preferably condensed, and fed again to the conveyor 11.
  • the evaporator 7 is formed Centerflutig. In the specific embodiment shown, it has four evaporator flows 19.1, 19.2, 19.3, 19.4.
  • the conveyed by the conveyor 11 working fluid is divided upstream of the evaporator 7 in a division 21 to the individual evaporator flows 19, which are merged downstream of the evaporator 7 in a merge 23 again.
  • An evaporation region 25 of the evaporator flows 19 is arranged in the evaporator 7.
  • a problem with such a multi-flow evaporator is that it tends to thermodynamic instabilities, in particular to the so-called Ledinegg instability.
  • the flow through this evaporator flow 19 decreases sharply, whereby the effect further amplified.
  • the heat transfer in the evaporator 7 is greatly reduced overall, because virtually a flood is completely blocked. An inadmissible overheating of the working fluid in the blocked evaporator flow 19 may be the result. This in turn can lead to deposits that permanently reduce the heat transfer in the evaporator 7, whereby the energy yield of the entire system is reduced. If the blocked evaporator flow 19 suddenly flows through working medium again, thermal shock can cause irreversible damage to the evaporator 7.
  • a control device 27 is provided which is adapted to equalize the evaporator flows 19 with respect to at least one operating parameter, in particular for equalization of the evaporator floods 19 with respect to the operating parameter, and / or to control a pressure drop across the evaporator 7.
  • the controller 27 is set up in a particularly preferred manner both for the adjustment of the evaporator flows 19 with respect to the at least one operating parameter as well as for regulating the pressure drop across the evaporator. 7
  • each of the evaporator flows 19 has a flow sensor 29.1, 29.2, 29.3, 29.4, the flow sensors 29 preferably being arranged downstream of the partition 21 and upstream of the evaporator 7.
  • the system 5 has a total flow sensor 31, which is provided downstream of the conveyor 11 and upstream of the partition 21, so that by means of the total flow sensor 31, a total mass flow in the circuit 9 can be detected.
  • the control device 27 is operatively connected both to the flow sensors 29 and to the total flow sensor 31.
  • the total mass flow in the control device 27 may be calculated from the delivery rate of the delivery device 11, or for the total mass flow rate to be predetermined by the control device 27 and for the delivery device 11 to be controlled accordingly.
  • a desired flow for the working medium is preferably calculated by the individual evaporator flows 19 from the control device 27 by dividing the total mass flow by the number of evaporator flows 19, in this case by four. The flow through the individual evaporator flows 19 is then regulated to this desired flow.
  • Each evaporator flow is an actuator 33.1, 33.2, 33.3, 33.4 arranged, with which a passage cross-section of the associated evaporator flow 19 is variable.
  • the adjusting elements 33 are preferably designed as valves. They are operatively connected to the control device 27 and are driven by this to equalize the evaporator flows 19 together.
  • evaporator flows 19 with respect to the flow of working medium, equality with respect to the temperature of the working medium downstream of the evaporator region 25 is preferably provided.
  • temperature sensors 35.1, 35.2, 35.3, 35.4 arranged in the Evaporator floods 19 temperature sensors 35.1, 35.2, 35.3, 35.4 arranged. These are preferably arranged downstream of the evaporator 7 or of the evaporation region 25 and upstream of the combination 23.
  • a desired temperature for the approximation of the evaporator flows 19 is preferably calculated as the mean value of the measured values of the individual temperature sensors 35.1, 35.2, 35.3, 35.4.
  • a desired temperature it is also possible for a desired temperature to be a mean temperature which is detected downstream of the combination 23 by means of an overall temperature sensor 37.
  • the temperature sensors 35 and / or the total temperature sensor 37 are operatively connected to the control device 27. Regardless of whether the equalization of the evaporator flows 19 takes place with respect to the flow or with respect to the temperature of the working medium, the control device 27 acts in any case for equality to the control elements 33rd
  • a first pressure sensor 39 upstream of the evaporator 7 and upstream of the partition 21 is arranged, wherein a second pressure sensor 41 downstream of the evaporator 7 and downstream of the merger 23 is arranged.
  • the pressure drop across the evaporator 7 can be calculated as the difference between the measured values of the first pressure sensor 39 and the second pressure sensor 41.
  • the pressure sensors 39, 41 are operatively connected to the control device 27. This also acts to control the pressure drop on the actuators 33rd
  • a differential pressure sensor is provided which can directly measure a differential pressure. This is then preferably connected to a first measuring point at the location of the first pressure sensor 39 and to a second measuring point at the location of the second pressure sensor 41.
  • Fig. 2 shows a schematic representation of a detail of an embodiment of the method, namely in particular a control element 43 for controlling the flow through one of the evaporator floods 19.1, 19.2, 19.3, 19.4.
  • a control element 43 is preferably provided for each of these evaporator flows 19, it being sufficient to describe its function for one of the evaporator flows 19.
  • a desired value 45 which is either a desired flow or a target temperature.
  • the target flow is preferably calculated as the total mass flow in the circuit 9 divided by the number of evaporator flows 19.
  • the setpoint temperature is preferably calculated as the mean value of Measured values of the temperature sensors 35.1, 35.2, 35.3, 35.4, or it is the measured value of the total temperature sensor 37.
  • control element 43 is also a corresponding actual value 47, which is either an actual value for the flow for the specifically considered evaporator flood 19.1, 19.2, 19.3, 19.4 or else a temperature of the working medium measured downstream of the evaporation zone 25 in this tide 19.1, 19.2, 19.3, 19.4, measured using the temperature sensor 35.1, 35.2, 35.3, 35.4 associated with the tide. Furthermore, in the control member 43 is an actual manipulated variable 49 for the concretely considered evaporator flood 19 associated actuator 33 a.
  • these input values are computed with one another in a computing element 51, resulting in a difference manipulated variable 53 as the output value. This goes into a controller 55, which finally outputs a desired manipulated variable 57.
  • Fig. 3 shows a second detail of the embodiment of the method according to FIG. 2 ,
  • the control elements 43.1, 43.2, 43.3, 43.4 are shown for the various evaporator flows 19, each in accordance with FIG. 2 explained form are formed and accordingly output the desired manipulated variables 57.1, 57.2, 57.3, 57.4. It turns out that the adjusting elements 33 are not directly controlled by the desired manipulated variables 57.
  • a renormalization element 59 wherein that of the setpoint manipulated variables 57.1, 57.2, 57.3, 57.4, which has the largest value, is set to the maximum permissible value for controlling the adjusting elements 33, so that the largest setpoint Actuated variable actuating element 33 has its maximum possible opening.
  • the other manipulated variables 57 are scaled accordingly, so that their relationships with each other remain the same. This is particularly possible if the adjusting elements 33 have linear characteristics.
  • the renormalization element 59 results in the renormalized desired manipulated variables 61.1, 61.2, 61.3, 61.4.
  • the control elements 33 would now be controlled with the renormal desired manipulated variables 61.
  • the renormalization in the renormalization member 59 would then ensure that at a given mass flow in the circuit 9, a minimum pressure drop across the evaporator 7 sets because the evaporator flows 19 - under the condition of their equality - have maximum wide passage cross sections at the location of the actuating elements 33.
  • a pressure drop control is provided for the pressure drop across the evaporator 7.
  • a map 63 is defined over a total mass flow 65, which is preferably determined by the total flow sensor 31, and a further operating parameter 67 of the system 5, wherein the map 63 values for a minimum presettable pressure drop or desired pressure drop 69 as a function of the total mass flow 65th and the operating parameter 67.
  • the operating parameter 67 is preferably a temperature of the working medium downstream of the evaporator 7, in particular at the evaporator outlet, namely the previously determined mean temperature or separately measured by the total temperature sensor 37 temperature, and / or a pressure of the working medium downstream of the evaporator 7, in particular at the evaporator outlet, and / or overheating of the working medium downstream of the evaporator 7, in particular used at the evaporator outlet.
  • a thermodynamic state of the working medium downstream of the evaporator 7, in particular at the evaporator outlet detectable via the temperature, pressure and / or superheating, wherein the predetermined pressure drop 69 to be preselected depends on this thermodynamic state.
  • a differential element 71 an actual pressure drop 73, which is preferably measured by means of the pressure sensors 39, 41, and the desired pressure drop 69 are calculated together, resulting in a desired-actual deviation 75.
  • this is converted into a global difference manipulated variable 79, taking into account the characteristics of the control elements 33.
  • This is in turn converted by a controller 81 into a limiting input 83, which is ultimately divided by a divider 85 87.1, 87.2, 87.3, 87.4.
  • the renormalized desired manipulated variables 61 are offset with the limit specifications 83, which ultimately results in resulting manipulated variables 89.1, 89.2, 89.3, 89.4.
  • the limiting specification 83 causes throttling of the adjusting elements 33, so that by means of the pressure drop control, the pressure drop across the evaporator 7 can be increased by throttling the adjusting elements 33, if this is operating point dependent required to ensure the stability of the system.

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Description

  • Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Betreiben eines Systems für einen thermodynamischen Kreisprozess gemäß Anspruch 1, eine Steuereinrichtung für ein System für einen thermodynamischen Kreisprozess gemäß Anspruch 11, ein System für einen thermodynamischen Kreisprozess gemäß Anspruch 12 und eine Anordnung aus einer Brennkraftmaschine und einem entsprechenden System gemäß Anspruch 13.
  • Systeme der hier angesprochenen Art und Verfahren zu deren Betrieb sind von den Dokumenten US 2011/239961 A1 , JP H01 189401 A und US 6 957 630 B1 bekannt. Typischerweise weist ein solches System einen Kreislauf auf, entlang dessen durch eine Speisepumpe ein Arbeitsmedium gefördert wird. Dieses wird in einem Verdampfer verdampft und einer Expansionseinrichtung zugeführt, in welcher es expandiert wird. Hierbei wird durch das Arbeitsmedium in dem Verdampfer aufgenommene Wärme teilweise in mechanische Arbeit umgewandelt. Im Anschluss an die Expansion wird das Arbeitsmedium in einem Kondensator abgekühlt, insbesondere kondensiert, worauf es wiederum der Speisepumpe zugeführt wird. Ein typischer Kreisprozess für ein solches System ist der Clausius-Rankine-Kreisprozess. Eine Abwandlung hiervon stellt der organische Rankine-Kreisprozess dar, bei welchem typischerweise ein organisches Arbeitsmedium verwendet wird, welches bei einem niedrigeren Temperaturniveau verdampft werden kann als Wasser. Somit eignet sich der organische Rankine-Kreisprozess in besonderer Weise zur Abwärmenutzung, beispielsweise im industriellen Bereich oder zur Abwärmenutzung von Brennkraftmaschinen, oder auch zu einem Einsatz in Geothermiekraftwerken. Es sind Systeme bekannt, bei welchen der Verdampfer mehrflutig ausgebildet ist. Dies kann zum einen dazu dienen, mehrere Wärmequellen in den Kreisprozess einbeziehen zu können, zum anderen kann auch ein mehrflutiger Aufbau eines einzigen, integralen Verdampfers herstellungsbedingt vorteilhaft sein. Bei einem solchen Parallelbetrieb mehrerer Verdampferfluten besteht allerdings das Problem einer erhöhten Anfälligkeit für thermodynamische Instabilitäten. Insbesondere kann die sogenannte Ledinegg-Instabilität auftreten: Wenn in einer der Verdampferfluten frühzeitig die Verdampfung einsetzt, steigt der Druckabfall in dieser Flut stark an. Dies wiederum hat zur Folge, dass der Durchfluss durch diese Verdampferflut aufgrund der Druckverhältnisse stark abnimmt, wodurch sich der Effekt weiter verstärkt. Eine Wärmeübertragung in dem Verdampfer wird stark reduziert, da die betroffene Verdampferflut praktisch vollständig blockiert wird. Somit sinken der Wirkungsgrad und die Leistungsabgabe des Systems. Zudem besteht die Gefahr einer unzulässigen Überhitzung des Arbeitsmediums in der blockierten Flut. In diesem Fall können auch Ablagerungen entstehen, welche die Wärmeübertragung im Verdampfer dauerhaft herabsetzen und so die Energieausbeute des Gesamtsystems langfristig reduzieren. Wenn die blockierte Verdampferflut schlagartig wieder mit Arbeitsmedium durchströmt wird, kann es zu einem Thermoschock und damit zu einer irreversiblen Schädigung zumindest der betroffenen Verdampferflut, wenn nicht sogar des gesamten Verdampfers kommen.
  • Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren zum Betreiben eines Systems für einen thermodynamischen Kreisprozess zu schaffen, wobei das System trotz eines mehrflutigen Verdampfers eine reduzierte Neigung zu thermodynamischen Instabilitäten zeigt, so dass das Verfahren einen stabilen und sicheren Betrieb des Systems ermöglicht. Der Erfindung liegt weiterhin die Aufgabe zugrunde, eine Steuereinrichtung für ein System, ein System für einen thermodynamischen Kreisprozess und eine Anordnung aus einer Brennkraftmaschine und einem solchen System zu schaffen, wobei ebenfalls eine verringerte Neigung zu thermodynamischen Instabilitäten erzielt und ein sicherer Betrieb bei hoher Leistungsausbeute gewährleistet wird.
  • Die Aufgabe wird gelöst, indem ein Verfahren mit den Merkmalen des Anspruchs 1 geschaffen wird. Im Rahmen des Verfahrens wird ein System für einen thermodynamischen Kreisprozess mit einem mehrflutigen Verdampfer betrieben, wobei der Verdampfer mindestens zwei Verdampferfluten aufweist. Die Verdampferfluten werden gemäß einer ersten Ausführungsform des Verfahrens bezüglich wenigstens eines Betriebsparameters der einzelnen Verdampferfluten aneinander angeglichen. Insbesondere werden die Verdampferfluten bezüglich des wenigstens einen Betriebsparameters gleichgestellt. Dadurch wird verhindert, dass die verschiedenen Verdampferfluten sich zu stark voneinander abweichenden Betriebszuständen entwickeln, wodurch zugleich das Risiko minimiert wird, dass eine der Verdampferfluten instabil wird, insbesondere eine Ledinegg-Instabilität aufweist.
  • Alternativ wird gemäß einer zweiten Ausführungsform des Verfahrens ein Druckabfall über dem Verdampfer geregelt. Auf diese Weise ist es möglich, zu jedem Zeitpunkt und in jedem Betriebspunkt des Systems zu gewährleisten, dass mindestens ein für einen sicheren Betrieb des Systems minimal notweniger Differenzdruck oder Druckabfall über dem Verdampfer vorliegt. Es hat sich nämlich gezeigt, dass das System umso stabiler ist, je größer der Gesamtdruckabfall über dem Verdampfer ist. Allerdings ist der minimal sicherzustellende Gesamtdruckabfall abhängig von einem Betriebspunkt des Systems, insbesondere von einer Überhitzung des Arbeitsmediums stromabwärts des Verdampfers. Dabei zeigt sich, dass das System immer weniger zu Instabilitäten neigt, je größer die Überhitzung des Arbeitsmediums ist, je weiter das System also von der Sattdampfkurve des Arbeitsmediums entfernt betrieben wird. Daher kann der minimal vorzugebende Gesamtdruckabfall kleiner gewählt werden, je höher das Arbeitsmedium am Verdampferaustritt oder stromabwärts des Verdampfers überhitzt ist. Generell zeigt sich auch, dass bei höherem Gesamtdruckabfall Unterschiede im Druckabfall über die einzelnen Verdampferfluten prozentual weniger ins Gewicht fallen, sodass bereits insoweit eine höhere Stabilität gegeben ist, wenn der Druckabfall über dem Verdampfer größer ist. Insgesamt kann so also durch eine geeignete Regelung des Druckabfalls über dem Verdampfer die Neigung des Systems zu Instabilitäten, insbesondere zur Ledinegg-Instabilität, verringert werden. Wie bereits angedeutet, wird dabei der Druckabfall bevorzugt in Abhängigkeit von einem Betriebspunkt des Systems auf einen geeigneten Soll-Druckabfall geregelt.
  • Der Druckabfall über dem Verdampfer insgesamt wird hier und im Folgenden auch als Gesamtdruckabfall bezeichnet. Hiervon zu unterscheiden ist der Druckabfall über den einzelnen Verdampferfluten, der sich durch Verdampferflut-individuelle Schwankungen von dem Gesamtdruckabfall unterscheiden kann.
  • Es wird besonders eine dritte Ausführungsform des Verfahrens bevorzugt, bei der sowohl die Verdampferfluten bezüglich wenigstens eines Betriebsparameters der einzelnen Verdampferfluten aneinander angeglichen, insbesondere gleichgestellt werden, als auch ein Druckabfall über dem Verdampfer geregelt wird. Auf diese Weise kann besonders effizient die Neigung des Systems zu Instabilitäten, insbesondere zur Ledinegg-Instabilität, reduziert und ein sicherer Betrieb bei hoher Leistungsausbeute gewährleistet werden. Dabei ist bevorzugt ein übergeordneter Regelkreis zur Regelung des Gesamtdruckabfalls vorgesehen, wobei durch eine unterlagerte Regelung die Angleichung oder Gleichstellung der Verdampferfluten erreicht wird.
  • Es wird auch eine Ausführungsform des Verfahrens bevorzugt, die sich dadurch auszeichnet, dass die Verdampferfluten bezüglich eines Durchflusses von Arbeitsmedium aneinander angeglichen werden. Insbesondere werden die Verdampferfluten bezüglich des Durchflusses gleichgestellt. Dabei ist mit dem Begriff "Durchfluss" insbesondere ein Massenstrom des Arbeitsmediums durch die Verdampferfluten angesprochen. Es wird so bevorzugt sichergestellt, dass auf jede Verdampferflut stets der gleiche Anteil des Gesamtmassenstroms des Arbeitsmediums in dem System entfällt. Der Gesamtmassenstrom wird dabei wiederum bevorzugt durch eine Fördereinrichtung, insbesondere durch die Förderleistung der Fördereinrichtung, die bevorzugt als Speisepumpe ausgebildet ist, vorgegeben. Indem die Durchflüsse durch die einzelnen Verdampferfluten einander angeglichen beziehungsweise gleichgestellt werden, wird sichergestellt, dass keine der Verdampferfluten instabil werden und insbesondere vollständig blockieren kann. Zugleich wird gewährleistet, dass jede Verdampferflut in etwa die gleiche Wärmemenge in dem Verdampfer aufnimmt. Dadurch kann es nicht zu einer Überhitzung einzelner Verdampferfluten kommen. In dieser Ausführungsform des Verfahrens wird also der Durchfluss von Arbeitsmedium durch die einzelnen Verdampferfluten als Betriebsparameter verwendet, bezüglich dessen die Verdampferfluten aneinander angeglichen werden.
  • Alternativ oder zusätzlich werden die einzelnen Verdampferfluten bezüglich einer Temperatur des Arbeitsmediums stromabwärts eines Verdampfungsbereichs der einzelnen Verdampferfluten aneinander angeglichen oder gleichgestellt. Bevorzugt wird hier eine Temperatur des Arbeitsmediums im Bereich eines Austritts aus den Verdampferfluten herangezogen. Dabei zeigt sich, dass die entsprechende Temperatur charakteristisch ist für die in der einzelnen Verdampferflut aufgenommene Wärme, wobei eine Gleichstellung der Temperaturen eine Gleichstellung des thermodynamischen Zustands des Arbeitsmediums in den Fluten und damit letztlich auch eine Gleichstellung des Massenstroms durch die einzelnen Verdampferfluten gewährleistet. Vorteilhaft an der Verwendung einer Temperatur des Arbeitsmediums als Betriebsparameter der einzelnen Verdampferfluten im Rahmen des Verfahrens ist, dass Temperatursensoren im Bereich der Austritte aus den Verdampferfluten ohnehin zur Überwachung des Systems vorgesehen sind, sodass auf zusätzlich, teure Sensorik und insbesondere zusätzliche Durchflusssensoren verzichtet werden kann. Allerdings ist diese Vorgehensweise nur möglich, wenn das System mit Überhitzung des Arbeitsmediums betrieben wird, da ansonsten die Temperaturen stromabwärts des Verdampfungsbereichs in den Verdampferfluten durch den dort herrschenden Druck bestimmt sind. Sofern keine sehr ausgeprägte Ungleichverteilung zwischen den Verdampferfluten vorliegt, wobei eine einzelne Flut nicht innerhalb des Zweiphasengebiets betrieben wird, liegen dann keine Abweichungen in den Temperaturen der einzelnen Fluten vor.
  • Demgegenüber kann die Angleichung der Verdampferfluten bezüglich des Durchflusses von Arbeitsmedium sowohl bei einem Betrieb des Systems mit überhitztem Arbeitsmedium als auch bei einem Betrieb des Systems im Nassdampfgebiet angewendet werden. Darüber hinaus kann die Angleichung mit Bezug auf mithilfe von Durchflusssensoren gemessene Durchflüsse genauer und damit stabiler sein als die relativ indirekte Angleichung auf der Grundlage der Temperatur des Arbeitsmediums.
  • Es wird auch eine Ausführungsform des Verfahrens bevorzugt, die sich dadurch auszeichnet, dass der Druckabfall über dem Verdampfer durch Ansteuern von Stellelementen geregelt wird, wobei die Stellelemente den einzelnen Verdampferfluten zugeordnet sind. Solche Stellelemente sind typischerweise ohnehin vorgesehen, um Durchtrittsquerschnitte durch die einzelnen Verdampferfluten getrennt voneinander variieren zu können. Es bedarf also insoweit zur Regelung des Druckabfalls keiner gesonderten Bauteile.
  • Es wird auch eine Ausführungsform des Verfahrens bevorzugt, die sich dadurch auszeichnet, dass die Stellelemente als Ventile ausgebildet sind. Insbesondere ist es möglich, Standardventile zu verwenden, sodass die Durchtrittsquerschnitte durch die einzelnen Verdampferfluten - bevorzugt unabhängig voneinander - in einfacher und kostengünstiger Weise eingestellt werden können.
  • Es wird auch ein Ausführungsbeispiel des Verfahrens bevorzugt, das sich dadurch auszeichnet, dass die Verdampferfluten aneinander angeglichen werden, indem Stellgrößen für Stellelemente variiert werden, wobei die Stellelemente den einzelnen Verdampferfluten jeweils zugeordnet sind und einen Durchfluss durch die Verdampferfluten begrenzen. Die Stellelemente sind vorzugsweise als Ventile ausgebildet. Insofern handelt es sich bevorzugt um die bereits zuvor erwähnten Stellelemente, mit denen vorzugsweise auch der Druckabfall über den Verdampfer geregelt wird. Die Stellgrößen geben eine Funktionsstellung der verschiedenen Stellelemente vor, sodass letztlich der Durchfluss durch die einzelnen Verdampferfluten mittels Vorgabe der Stellgrößen bestimmt werden kann. Es ist möglich, dass die Stellgrößen in Abhängigkeit von einem Durchfluss von Arbeitsmedium durch die einzelnen Fluten und/oder abhängig von einer Temperatur des Arbeitsmediums stromabwärts eines Verdampfungsbereichs der einzelnen Verdampferfluten variiert werden, um die Verdampferfluten in Hinblick auf wenigstens einen dieser Betriebsparameter gleichzustellen. Die Variation der auf die Stelleinrichtungen wirkenden Stellgrößen zur Variation der Funktionsstellungen der Stellelemente bedingt einen sowohl einfachen als auch kostengünstigen Aufbau des Systems und zugleich eine sehr genaue Anwendung des Verfahrens.
  • Es wird auch eine Ausführungsform des Verfahrens bevorzugt, die sich dadurch auszeichnet, dass die Stellgrößen so renormiert werden, dass ein mit einem größten Wert der Stellgrößen angesteuertes Stellelement maximal geöffnet ist. Aus einem Angleichungsalgorithmus oder einer Regelung zur Gleichstellung der verschiedenen Verdampferfluten resultiert für jede Verdampferflut eine Stellgröße, wobei von diesen verschiedenen Stellgrößen wiederum eine einen größten Wert aufweist. Dieser entspricht im Regelfall nicht einem größtmöglichen Wert für die Stellgröße, welcher mit einer maximalen Öffnung des Stellelements korrespondiert. Werden die so ermittelten Stellgrößen unverändert an die Stellelemente weitergeleitet, bedeutet dies, dass diese insgesamt eine kleinere Öffnung aufweisen, als es für die Gleichstellung erforderlich wäre. Dies bedeutet einen höheren Druckabfall über dem Verdampfer und somit eine geringere Leistungsausbeute des Systems, insbesondere da die Fördereinrichtung mehr Arbeit leisten muss, um einen vorgegebenen Massenstrom durch den Verdampfer zu fördern. Im Rahmen der Renormierung wird nun der größte ermittelte Wert der Stellgrößen auf den größtmöglichen Wert gesetzt, welcher einer maximalen Öffnung des Stellelements entspricht. Die übrigen, kleineren Stellgrößen werden entsprechend der Veränderung des größten Werts linear skaliert. Somit weisen die einzelnen Werte der Stellgrößen vor und nach der Renormierung dieselben Verhältnisse zueinander auf, wodurch die Verdampferfluten weiterhin angeglichen oder gleichgestellt sind. Die Gleichstellung erfolgt nun aber bei einem geringeren Druckabfall über dem Verdampfer, weil alle Stellelemente weiter geöffnet sind, als sie dies ohne Renormierung wären. Dementsprechend wird die Gesamteffizienz des Systems und dessen Leistungsabgabe erhöht, insbesondere da nun die Fördereinrichtung unter Aufwendung geringerer Arbeit den vorherbestimmten Massenstrom durch den Verdampfer fördern kann.
  • Vorzugsweise werden im Rahmen des Verfahrens Stellelemente mit linearer Kennlinie verwendet, insbesondere Ventile mit linearer Ventil-Kennlinie. Hierdurch ist die zuvor beschriebene Renormierung in besonders einfacher Weise möglich, wobei eine einfache, lineare Skalierung der verschiedenen Stellgrößen konstante Verhältnisse der verschiedenen durch die Stellelemente eingestellten Durchtrittsquerschnitte gewährleistet.
  • Es wird auch ein Verfahren bevorzugt, das sich dadurch auszeichnet, dass die Stellgrößen durch die Regelung des Druckabfalls verändert werden. Die Druckabfallregelung wirkt also bevorzugt auf die im Rahmen der Angleichung der Verdampferfluten berechneten Stellgrößen und verändert deren Werte, um den Druckabfall zu regeln. Insbesondere begrenzt dabei die Regelung des Druckabfalls die Stellgrößen. Dies ist besonders bevorzugt dann der Fall, wenn die Stellgrößen renormiert werden, bevor sie an die Stellelemente weitergeleitet werden. Es wird dann nämlich im Rahmen der Angleichung der Verdampferfluten stets eines der Stellelemente maximal weit geöffnet. Es ist so nicht mehr möglich, im Rahmen der Druckabfallregelung den Druckabfall über dem Verdampfer zu verringern, da eine weitere Öffnung der Stellelemente nicht mehr ohne Veränderung der Verhältnisse der Durchtrittsquerschnitte durch die einzelnen Verdampferfluten zueinander möglich ist. Eines der Stellelemente, nämlich das maximal weit geöffnete, kann nicht mehr weiter geöffnet werden, wodurch eine Art Sättigung des Angleichverhaltens erreicht ist. Es ist aber im Rahmen der Druckabfallregelung möglich, den Druckabfall über dem Verdampfer zu begrenzen, indem die Stellgrößen für die einzelnen Stellelemente durch die Druckabfallregelung begrenzt, insbesondere reduziert werden. Dies bedeutet jedoch nur scheinbar eine Einschränkung: Wie bereits zuvor beschrieben, ist es nämlich für einen sicheren Betrieb des Systems wichtig, dass ein minimaler Druckabfall über dem Verdampfer eingehalten wird, dessen Wert typischerweise von wenigstens einem Betriebsparameter des Systems, mithin von einem Betriebspunkt des Systems abhängt. Daher bedarf es im Rahmen der Druckabfallregelung keiner Verringerung des Druckabfalls, wohl aber einer Möglichkeit, diesen durch Begrenzen der Stellgrößen und damit Androsseln der Stellelemente zu erhöhen. Insbesondere durch Begrenzen der verschiedenen Stellgrößen um einen gleichen Differenzwert beziehungsweise durch ein gleiches Androsseln der verschiedenen Stellelemente wird bei linearen Kennlinien deren Verhältnis untereinander und somit die Angleichung der verschiedenen Verdampferfluten nicht gestört oder verändert.
  • Es wird auch eine Ausführungsform des Verfahrens bevorzugt, die sich dadurch auszeichnet, dass ein Soll-Durchfluss für das Arbeitsmedium durch die einzelnen Verdampferfluten berechnet wird, indem der gesamte Massenstrom im System dividiert wird durch die Anzahl der Verdampferfluten. Die gewährleistet eine Gleichstellung der Fluten, wobei jede einzelne Verdampferflut den gleichen Anteil des Gesamtmassenstroms des Arbeitsmediums als Sollvorgabe aufgeprägt erhält. Der Gesamtmassenstrom wird dabei bevorzugt durch die Fördereinrichtung, insbesondere durch die Förderleistung der Fördereinrichtung, bevorzugt durch die Drehzahl der Speisepumpe, vorgegeben. Es ist möglich, dass als Gesamtmassenstrom ein Vorgabewert für die Fördereinrichtung herangezogen wird. Alternativ ist es möglich, dass die Förderleistung der Fördereinrichtung erfasst und hieraus ein Gesamtmassenstrom in dem System bestimmt, insbesondere berechnet wird. Besonders bevorzugt ist jedoch ein Durchflusssensor, vorzugsweise in Form einer Messturbine, stromabwärts der Fördereinrichtung vorgesehen, der so angeordnet und ausgebildet ist, dass durch ihn der Gesamtmassenstrom in dem System erfassbar ist. Jedenfalls wird der Gesamtmassenstrom bevorzugt herangezogen und durch die Anzahl der Verdampferfluten dividiert, um die Sollvorgabe für jede Verdampferflut zu bestimmen, die insoweit dann für jede der Verdampferfluten identisch ist.
  • Es wird auch eine Ausführungsform des Verfahrens bevorzugt, die sich dadurch auszeichnet, dass eine Soll-Temperatur des Arbeitsmediums stromabwärts eines Verdampfungsbereichs der einzelnen Verdampferfluten als Mittelwert über die verschiedenen Temperaturen des Arbeitsmediums stromabwärts der Verdampfungsbereiche der einzelnen Verdampferfluten berechnet oder als mittlere Temperatur des Arbeitsmediums stromabwärts der Verdampferfluten separat gemessen wird. Es ist also möglich, dass in jeder Verdampferflut stromabwärts eines Verdampfungsbereichs, insbesondere im Bereich eines Flutaustritts aus der Verdampferflut, die Temperatur des Arbeitsmediums gemessen wird. Aus den verschiedenen Temperaturmesswerten der einzelnen Verdampferfluten wird ein Mittelwert berechnet, der dann als Soll-Temperatur im Rahmen des Verfahrens verwendet wird. Dabei werden die einzelnen Verdampferfluten auf die Soll-Temperatur hin angeglichen oder gleichgestellt. Alternativ wird eine mittlere Temperatur des Arbeitsmediums stromabwärts der Verdampferfluten, vorzugsweise stromabwärts einer Zusammenführung der verschiedenen Verdampferfluten, gemessen und als Sollvorgabe im Rahmen des Verfahrens verwendet. Auf beide Weisen ist es möglich, den thermodynamischen Zustand des Arbeitsmediums in den einzelnen Verdampferfluten gleichzustellen. Letztlich läuft auch dies bevorzugt auf eine Gleichstellung des Durchflusses in den verschiedenen Verdampferfluten hinaus, da dieser als wesentlicher Parameter eine Überhitzung des Arbeitsmediums in den Verdampferfluten bestimmt.
  • Während die Aufprägung eines Soll-Durchflusses für die einzelnen Verdampferfluten eine besonders genaue Regelung ermöglicht und auch bei Betrieb des Systems im Nassdampfgebiet möglich ist, kann eine Angleichung der Verdampferfluten auf eine Soll-Temperatur besonders einfach und kostengünstig durchgeführt werden, insbesondere weil auf teure Durchflusssensoren, die bevorzugt als Messturbinen ausgebildet sind, verzichtet werden kann.
  • Es wird auch eine Ausführungsform des Verfahrens bevorzugt, die sich dadurch auszeichnet, dass ein Soll-Druckabfall über dem Verdampfer abhängig von wenigstens einem Betriebsparameter des Systems aus einem Kennfeld ausgelesen wird. Es hat sich gezeigt, dass der für die Leistungsausbeute und Stabilität des Systems einzuhaltende Druckabfall über dem Verdampfer von dessen Betriebspunkt abhängt. Ein zu geringer Druckabfall führt dabei zu Systeminstabilitäten, während ein zu hoher Druckabfall die gesamte Effizienz des Systems und dessen Leistungsabgabe reduziert, insbesondere da die Fördereinrichtung gegen einen unnötig hohen Druckabfall im Verdampfer anarbeiten muss. Insoweit existiert für jeden Betriebspunkt des Systems ein optimaler Soll-Druckabfall, der bevorzugt betriebspunktabhängig in einem Kennfeld hinterlegt ist. Der wenigstens eine Betriebsparameter ist vorzugsweise ausgewählt aus einer Gruppe bestehend aus einem Massenstrom in dem System, einer Temperatur des Arbeitsmediums stromabwärts des Verdampfers oder am Verdampferaustritt, und einer Überhitzung des Arbeitsmediums stromabwärts des Verdampfers oder am Verdampferaustritt. Besonders bevorzugt ist das Kennfeld aufgespannt über dem Massenstrom des Arbeitsmediums und der Überhitzung desselben. Es beschreibt den minimal vorzugebenden Differenzdruck über dem Verdampfer, der eingehalten werden soll, um einen sicheren Betrieb des Systems zu gewährleisten. Dabei sollen in den einzelnen Verdampferfluten aufgrund nicht genau gleichzeitig auftretender Übergänge in den dampfförmigen Zustand auftretende Druckschwankungen gegenüber dem vorgegebenen Druckabfall nicht zu einem instabilen Systemverhalten führen. Insbesondere sollen diese Druckschwankungen prozentual gegenüber dem Gesamtdruckabfall über den Verdampfer nicht ins Gewicht fallen. Der Gesamtdruckabfall wird dann - wie bereits beschrieben - bevorzugt durch Androsseln der einzelnen Stellelemente der Verdampferfluten vorgegeben.
  • Es wird auch eine Ausführungsform des Verfahrens bevorzugt, die sich dadurch auszeichnet, dass das System mit einer Überhitzung des Arbeitsmediums betrieben wird. In diesem Fall werden die einzelnen Verdampferfluten vorzugsweise bezüglich einer Temperatur des Arbeitsmediums stromabwärts des Verdampfungsbereichs angeglichen, insbesondere gleichgestellt, wobei auf diese Weise der thermodynamische Zustand des Arbeitsmediums in den einzelnen Verdampferfluten und letztlich auch der Durchfluss durch die Verdampferfluten gleichgestellt werden kann. Dabei kann auf teure Durchflusssensoren verzichtet werden. Wird eine der Verdampferfluten beispielsweise aufgrund der Ledinegg-Instabilität weniger stark mit Arbeitsmedium durchströmt als die anderen Verdampferfluten, kommt es in dieser Flut zu einer stärkeren Überhitzung des Arbeitsmediums. Die Überhitzung kann daher als Kriterium für das Androsseln der Stellelemente verwendet werden. Eine Angleichung der Temperaturen des Arbeitsmediums bewirkt bei gegebenem Druck stromabwärts des Verdampfers ohne weiteres auch eine Angleichung der verschiedenen Überhitzungen. Es ist aber möglich, dass auch der Druck stromabwärts des Verdampfers erfasst und zur Bestimmung der Überhitzung herangezogen wird. Dabei bestimmt dieser Druck die Lage des Siedepunkts des Arbeitsmediums in dem Verdampfer und damit die Überhitzung bei gegebener Temperatur.
  • Es wird auch eine Ausführungsform des Verfahrens bevorzugt, bei welcher das System im Nassdampfgebiet betrieben wird. In dem Verdampfer wird das Arbeitsmedium also nicht überhitzt, sondern es wird Sattdampf im Gemisch mit flüssigen Anteilen des Arbeitsmediums erzeugt. Die Temperatur im Verdampfer und stromabwärts des Verdampfers hängt dann in vorherbestimmter Weise von dem Druck stromabwärts des Verdampfers ab, sodass sie nicht zur Gleichstellung der verschiedenen Verdampferfluten herangezogen werden kann. Daher erfolgt in diesem Fall bevorzugt eine Gleichstellung bezüglich des Durchflusses durch die einzelnen Verdampferfluten. Der Betrieb des Systems im Nassdampfgebiet kann gleichwohl insbesondere in Zusammenhang mit einer Abwärmerückgewinnung sinnvoll sein, weil so gegebenenfalls höhere Leistungsausbeuten des Systems möglich sind, als wenn dieses im Regime der Überhitzung betrieben wird.
  • Es wird eine Ausführungsform des Verfahrens bevorzugt, die sich dadurch auszeichnet, dass in dem System ein organischer Rankine-Kreisprozess (ORC-Prozess) durchgeführt wird. In dem System wird also bevorzugt ein ORC-Prozess betrieben. Dieser Kreisprozess eignet sich insbesondere zur stationären Anwendung, beispielsweise in Geothermie-Kraftwerken, oder zur Abwärmenutzung, insbesondere in industriellen Anlagen oder in Verbindung mit Brennkraftmaschinen.
  • Die Aufgabe wird auch gelöst, indem eine Steuereinrichtung für ein System zum Betreiben eines thermodynamischen Kreisprozesses mit den Merkmalen des Anspruchs 13 geschaffen wird. Die Steuereinrichtung ist eingerichtet zum Angleichen verschiedener Verdampferfluten bezüglich wenigstens eines Betriebsparameters der einzelnen Verdampferfluten aneinander, und/oder zur Regelung eines Druckabfalls über dem Verdampfer. Besonders bevorzugt ist die Steuereinrichtung eingerichtet zur Durchführung eines Verfahrens nach einer der zuvor beschriebenen Ausführungsformen. Damit verwirklichen sich für die Steuereinrichtung die Vorteile, die bereits in Zusammenhang mit dem Verfahren erläutert wurden.
  • Vorzugsweise ist die Steuereinrichtung zur Durchführung eines solchen Verfahrens eingerichtet, indem es in eine elektronische Struktur, insbesondere eine Hardware der Steuereinrichtung, fest implementiert ist. Alternativ ist vorgesehen, dass in die Steuereinrichtung ein Computerprogrammprodukt geladen ist, welches Anweisungen aufweist, aufgrund derer ein solches Verfahren durchführbar ist, wenn das Computerprogrammprodukt auf der Steuereinrichtung läuft.
  • Vorzugsweise weist die Steuereinrichtung eine Schnittstelle zu wenigstens einem Sensor zur Erfassung eines Betriebsparameters der einzelnen Verdampferfluten auf, insbesondere zu den Verdampferfluten jeweils separat zugeordneten Durchflusssensoren und/oder zu den Verdampferfluten jeweils separat zugeordneten Temperatursensoren. Alternativ oder zusätzlich weist die Steuereinrichtung vorzugsweise eine Schnittstelle zu einem Differenzdrucksensor zur Erfassung eines Druckabfalls über dem Verdampfer, oder zu zwei Drucksensoren auf, von denen ein erster stromaufwärts des Verdampfers und ein zweiter stromabwärts des Verdampfers angeordnet ist, wobei ein Druckabfall über dem Verdampfer als Differenz zwischen den Messwerten der beiden Sensoren bestimmt werden kann. Die Steuereinrichtung weist bevorzugt eine Schnittstelle zu den einzelnen Verdampferfluten jeweils zugeordneten Stellelementen auf, um einen Durchtrittsquerschnitt durch die Verdampferfluten individuell beeinflussen zu können. Die Steuereinrichtung weist bevorzugt eine Schnittstelle zu einem Durchflusssensor auf, der stromaufwärts einer Aufteilung des Arbeitsmediums auf die einzelnen Verdampferfluten und stromabwärts einer Fördereinrichtung zur Förderung des Arbeitsmediums entlang eines Kreislaufs des Systems angeordnet ist. In diesem Fall ist durch die Steuereinrichtung mithilfe des Durchflusssensors ein Gesamtmassenstrom des Arbeitsmediums in dem Kreislauf erfassbar. Alternativ oder zusätzlich weist die Steuereinrichtung vorzugsweise eine Schnittstelle zu der Fördereinrichtung auf, um deren Förderleistung vorzugeben und/oder zu erfassen, wobei auch auf diese Weise eine Information über den Gesamtmassenstrom im System erhalten werden kann.
  • Die Aufgabe wird auch gelöst, indem ein System für einen thermodynamischen Kreisprozess, insbesondere zum Betreiben eines thermodynamischen Kreisprozesses, mit den Merkmalen des Anspruchs 12 geschaffen wird. Das System weist einen mehrflutigen Verdampfer auf, der mindestens zwei Verdampferfluten aufweist. Jeder Verdampferflut ist ein Stellelement zugeordnet, das angeordnet und eingerichtet ist zur Variation eines Durchtrittsquerschnitts durch die zugeordnete Verdampferflut. Weiterhin weist das System eine Steuereinrichtung, insbesondere eine Steuereinrichtung nach einem der zuvor beschriebenen Ausführungsbeispiele, auf, wobei die Steuereinrichtung mit den Stellelementen wirkverbunden und eingerichtet ist, um durch Variation von Stellgrößen für die Stellelemente die Verdampferfluten bezüglich wenigstens eines Betriebsparameters aneinander anzugleichen und/oder einen Druckabfall über dem Verdampfer zu regeln. In Zusammenhang mit dem System verwirklichen sich die Vorteile, die bereits in Zusammenhang mit dem Verfahren und der Steuereinrichtung erläutert wurden. Vorzugsweise ist in jeder Verdampferflut ein Stellelement stromaufwärts eines Verdampfungsbereichs der Verdampferflut angeordnet. Insbesondere ist es möglich, dass das Stellelement vor einem Verdampfereintritt angeordnet ist. Die Stellelemente sind mit der Steuereinrichtung zur Ansteuerung und insbesondere zur Durchführung des Verfahrens wirkverbunden.
  • Das System weist - in Strömungsrichtung des Arbeitsmediums entlang eines Kreislaufs gesehen - eine Fördereinrichtung, die bevorzugt als Speisepumpe ausgebildet ist, den Verdampfer, eine Expansionseinrichtung, und einen Kondensator auf. Weiterhin weist das System bevorzugt in jeder Verdampferflut einen dieser zugeordneten Temperatursensor auf. Alternativ oder zusätzlich ist jeder Verdampferflut bevorzugt ein Durchflusssensor angeordnet. Die verschiedenen Sensoren sind mit der Steuereinrichtung wirkverbunden. Die Durchflusssensoren sind vorzugsweise stromaufwärts der Stellelemente angeordnet. Die Temperatursensoren sind vorzugsweise stromabwärts des Verdampfungsbereichs, insbesondere stromabwärts eines Austritts der einzelnen Fluten aus dem Verdampfer, angeordnet.
  • Das System weist weiterhin bevorzugt einen Differenzdrucksensor mit einer ersten Messstelle stromaufwärts des Verdampfers und stromaufwärts einer Aufteilung auf die einzelnen Verdampferfluten, und mit einer zweiten Messstelle stromabwärts des Verdampfers und bevorzugt stromabwärts einer Zusammenführung der einzelnen Verdampferfluten auf, der mit der Steuereinrichtung wirkverbunden ist, um einen über dem Verdampfer abfallenden Druckabfall zu messen. Alternativ ist es möglich, dass stromaufwärts des Verdampfers und stromabwärts des Verdampfers an den zuvor erläuterten Messstellen jeweils ein Drucksensor angeordnet ist, wobei der Druckabfall als Differenz der Messwerte der beiden Drucksensoren in der Steuereinrichtung berechenbar ist, welche zu diesem Zweck mit den beiden Drucksensoren wirkverbunden ist. Vorzugsweise weist das System auch einen Temperatursensor stromabwärts der Zusammenführung der Verdampferfluten hinter dem Verdampfer auf. Mit diesem ist dann eine mittlere Temperatur des Arbeitsmediums nach Zusammenführen der einzelnen Fluten messbar.
  • Außerdem weist das System bevorzugt einen Durchflusssensor stromaufwärts der Aufteilung auf die einzelnen Verdampferfluten und stromabwärts der Fördereinrichtung auf, der mit der Steuereinrichtung zur Erfassung eines Gesamtmassenstroms in dem System wirkverbunden ist. Die Steuereinrichtung ist außerdem bevorzugt mit der Fördereinrichtung zur Vorgabe und/oder Erfassung von deren Förderleistung wirkverbunden.
  • Die Fördereinrichtung ist vorzugsweise als drehzahlgeregelte Speisepumpe ausgebildet. Bei einem bevorzugten Ausführungsbeispiel des Systems ist die Expansionseinrichtung als volumetrisch arbeitende Expansionsmaschine, insbesondere als Hubkolbenmaschine, als Flügelzellenmaschine, als Roots-Expander oder als Scroll-Expander ausgebildet. Bei einem besonders bevorzugten Ausführungsbeispiel ist die Expansionseinrichtung als Schraubenexpander ausgebildet. Dabei hat sich herausgestellt, dass ein Schraubenexpander gerade in Zusammenhang mit einem ORC-Prozess besonders günstige Eigenschaften und eine hohe Leistungsausbeute aufweist. Dies gilt ganz besonders dann, wenn das System im Nassdampfgebiet betrieben wird. Der Schraubenexpander ist allerdings auch bei einem Betrieb des Systems mit Überhitzung des Arbeitsmediums vorteilhaft einsetzbar. Alternativ ist es auch möglich, dass die Expansionseinrichtung als Strömungsmaschine, insbesondere Turbine, ausgebildet ist.
  • Bei einem bevorzugten Ausführungsbeispiel des Systems ist die Expansionseinrichtung - bevorzugt über eine Welle - mit einem Generator wirkverbunden, durch den die in der Expansionseinrichtung freigesetzte mechanische Arbeit in elektrische Energie umwandelbar ist. Alternativ oder zusätzlich ist es möglich, dass die in der Expansionseinrichtung freigesetzte mechanische Arbeit als solche weiterverwendet wird, beispielsweise zur Unterstützung einer Brennkraftmaschine.
  • Das System ist vorzugsweise eingerichtet zur Durchführung eines organischen Rankine-Kreisprozesses. Dieser ist dabei besonders geeignet zur Abwärmenutzung in stationären oder mobilen Anwendungen, insbesondere zur Abwärmenutzung in industriellen Prozessen oder zur Nutzung von Abwärme einer Brennkraftmaschine.
  • Besonders bevorzugt ist das System eingerichtet zur Nutzung der Abwärme einer Brennkraftmaschine. Dabei ist es möglich, in dem System die von Abgas der Brennkraftmaschine umfasste Abwärme und/oder die von einem Kühlmittel der Brennkraftmaschine umfasste Abwärme zu nutzen.
  • Die Aufgabe wird auch gelöst, indem eine Anordnung mit den Merkmalen des Anspruchs 13 geschaffen wird. Diese weist eine Brennkraftmaschine und ein System nach einem der zuvor beschriebenen Ausführungsbeispiele auf, wobei das System mit der Brennkraftmaschine zur Nutzung von deren Abwärme wirkverbunden ist. Dabei ist es möglich, dass dem Verdampfer des Systems Abgas der Brennkraftmaschine zur Nutzung der darin umfassten Abwärme zugeleitet wird. Alternativ oder zusätzlich ist es möglich, dass dem Verdampfer des Systems Kühlmittel der Brennkraftmaschine zur Nutzung der darin umfassten Abwärme zugeleitet wird. Insoweit bestehen entsprechende Wirkverbindungen zwischen der Brennkraftmaschine und dem Verdampfer des Systems.
  • Die Anordnung ist bevorzugt als mobile Anordnung ausgebildet, wobei die Brennkraftmaschine besonders bevorzugt dem Antrieb eines Kraftfahrzeugs, insbesondere eines schweren Landfahrzeugs, eines Schienenfahrzeugs oder besonders bevorzugt eines Wasserfahrzeugs, insbesondere eines Schiffes, und ganz besonders eines Fährschiffes dient. Es ist aber auch möglich, dass die Anordnung stationär genutzt wird, beispielsweise zur stationären Stromerzeugung, insbesondere zur Deckung eines Notstrom- oder Spitzenlastbedarfs. Auch zum Antrieb stationärer Aggregate wie beispielsweise Pumpen ist die Brennkraftmaschine der Anordnung geeignet.
  • Es ist möglich, dass die in der Expansionseinrichtung des Systems gewandelte mechanische Energie unmittelbar der Brennkraftmaschine zu deren Unterstützung zugeführt wird, wobei sie beispielsweise direkt auf eine Kurbelwelle der Brennkraftmaschine übertragen wird. Alternativ oder zusätzlich ist es möglich, dass von einem mit der Expansionseinrichtung wirkverbundenen Generator erzeugte elektrische Energie über einen Elektromotor der Kurbelwelle der Brennkraftmaschine wieder zugeführt wird. Alternativ oder zusätzlich ist es möglich, dass von einem mit der Expansionseinrichtung wirkverbundenen Generator erzeugte elektrische Energie in ein Stromnetz eingespeist wird, beispielsweise in ein Bordnetz eines mit der Brennkraftmaschine ausgerüsteten Kraftfahrzeugs, oder in ein separates Stromnetz.
  • Jedenfalls kann die Gesamteffizienz der Brennkraftmaschine durch die Beiordnung des Systems gesteigert werden.
  • Die Brennkraftmaschine der Anordnung ist vorzugsweise als Hubkolbenmotor ausgebildet. Bei einem bevorzugten Ausführungsbeispiel dient die Brennkraftmaschine dem Antrieb insbesondere schwerer Land- oder Wasserfahrzeuge, beispielsweise von Minenfahrzeugen, Zügen, wobei die Brennkraftmaschine in einer Lokomotive oder einem Triebwagen eingesetzt wird, oder von Schiffen. Auch ein Einsatz der Brennkraftmaschine zum Antrieb eines der Verteidigung dienenden Fahrzeugs, beispielsweise eines Panzers, ist möglich. Ein Ausführungsbeispiel der Brennkraftmaschine wird vorzugsweise auch stationär, beispielsweise zur stationären Energieversorgung im Notstrombetrieb, Dauerlastbetrieb oder Spitzenlastbetrieb eingesetzt, wobei die Brennkraftmaschine in diesem Fall vorzugsweise einen Generator antreibt. Auch eine stationäre Anwendung der Brennkraftmaschine zum Antrieb von Hilfsaggregaten, beispielsweise von Feuerlöschpumpen auf Bohrinseln, ist möglich. Weiterhin ist eine Anwendung der Brennkraftmaschine im Bereich der Förderung fossiler Roh- und insbesondere Brennstoffe, beispielswiese Öl und/oder Gas, möglich. Auch eine Verwendung der Brennkraftmaschine im industriellen Bereich oder im Konstruktionsbereich, beispielsweise in einer Konstruktions- oder Baumaschine, zum Beispiel in einem Kran oder einem Bagger, ist möglich. Die Brennkraftmaschine ist vorzugsweise als Dieselmotor, als Benzinmotor, als Gasmotor zum Betrieb mit Erdgas, Biogas, Sondergas oder einem anderen geeigneten Gas, ausgebildet. Insbesondere wenn die Brennkraftmaschine als Gasmotor ausgebildet ist, ist sie für den Einsatz in einem Blockheizkraftwerk zur stationären Energieerzeugung geeignet.
  • Die Beschreibung des Verfahrens einerseits und der Steuereinrichtung, des Systems und der Anordnung andererseits sind komplementär zueinander zu verstehen. Merkmale der Steuereinrichtung, des Systems oder der Anordnung, die explizit oder implizit in Zusammenhang mit dem Verfahren beschreiben wurden, sind bevorzugt einzeln oder miteinander kombiniert Merkmale eines bevorzugten Ausführungsbeispiels der Steuereinrichtung, des Systems oder der Anordnung. Verfahrensschritte, die explizit oder implizit in Zusammenhang mit der Steuereinrichtung, dem System oder der Anordnung beschrieben wurden, sind bevorzugt einzeln oder miteinander kombiniert Schritte einer bevorzugten Ausführungsform des Verfahrens. Das Verfahren zeichnet sich bevorzugt durch wenigstens einen Verfahrensschritt aus, der durch wenigstens ein Merkmal der Steuereinrichtung, des Systems oder der Anordnung bedingt ist. Die Steuereinrichtung, das System oder die Anordnung zeichnen sich bevorzugt durch wenigstens ein Merkmal aus, welches durch wenigstens einen Verfahrensschritt des Verfahrens bedingt ist.
  • Die Erfindung wird im Folgenden anhand der Zeichnung näher erläutert. Dabei zeigen:
    • Figur 1
    eine schematische Darstellung eines Ausführungsbeispiels einer Anordnung aus einer Brennkraftmaschine und einem System;
    Figur 2
    eine schematische Darstellung eines ersten Details einer Ausführungsform des Verfahrens, nämlich einer Durchflussregelung für eine einzelne Verdampferflut, und
    Figur 3
    eine schematische Darstellung eines zweiten Details der Ausführungsform des Verfahrens gemäß Figur 2, nämlich insbesondere eine Gleichstellung der Verdampferfluten und eine Regelung eines Druckabfalls über dem Verdampfer.
  • Fig. 1 zeigt eine Anordnung 1, welche eine Brennkraftmaschine 3 und ein System 5 für einen thermodynamischen Kreisprozess aufweist. Dabei sind das System 5 und die Brennkraftmaschine 3 derart miteinander wirkverbunden, dass Abwärme der Brennkraftmaschine 3 in dem System 5 nutzbar ist, indem die Abwärme der Brennkraftmaschine 3 einem Verdampfer 7 des Systems 5 zugeführt wird. Dabei handelt es sich bevorzugt um Abwärme aus dem Abgas der Brennkraftmaschine 3, welches dem Verdampfer 7 zugeführt wird. Alternativ oder zusätzlich ist es möglich, dass in dem Verdampfer 7 Abwärme aus Kühlmittel der Brennkraftmaschine 3 genutzt wird.
  • Das System 5 weist einen Kreislauf 9 für ein Arbeitsmedium auf. Das System 5 ist dabei bevorzugt eingerichtet zur Durchführung eines ORC-Prozesses, wobei besonders bevorzugt als Arbeitsmedium Ethanol verwendet wird.
  • In Strömungsrichtung des Arbeitsmediums entlang des Kreislaufs 9 gesehen sind - in dieser Reihenfolge - eine Fördereinrichtung 11, der Verdampfer 7, eine Expansionseinrichtung 13 und ein Kondensator 15 angeordnet. Die Expansionseinrichtung 13, die bevorzugt als Schraubenexpander ausgebildet ist, ist mit einem Generator 17 wirkverbunden, sodass in der Expansionseinrichtung 13 gewandelte mechanische Arbeit durch den Generator 17 in elektrische Energie wandelbar ist.
  • Das Arbeitsmedium wird durch die Fördereinrichtung 11 entlang des Kreislaufs 9 zunächst durch den Verdampfer gefördert, wo es Abwärme der Brennkraftmaschine 3 aufnimmt, und wobei es bevorzugt verdampft wird. Anschließend wird das Arbeitsmedium in der Expansionseinrichtung 13 expandiert, wobei es mechanische Arbeit leistet. Anschließend wird das Arbeitsmedium in dem Kondensator 15 wieder abgekühlt, bevorzugt kondensiert, und erneut der Fördereinrichtung 11 zugeführt.
  • Der Verdampfer 7 ist mehrflutig ausgebildet. Bei dem konkret dargestellten Ausführungsbeispiel weist er vier Verdampferfluten 19.1, 19.2, 19.3, 19.4 auf. Das von der Fördereinrichtung 11 geförderte Arbeitsmedium wird stromaufwärts des Verdampfers 7 in einer Aufteilung 21 auf die einzelnen Verdampferfluten 19 aufgeteilt, welche stromabwärts des Verdampfers 7 in einer Zusammenführung 23 wieder zusammengeführt werden. Ein Verdampfungsbereich 25 der Verdampferfluten 19 ist in dem Verdampfer 7 angeordnet.
  • Problematisch bei einem derartigen, mehrflutigen Verdampfer ist, dass dieser zu thermodynamischen Instabilitäten, insbesondere zur sogenannten Ledinegg-Instabilität neigt. Dabei setzt in einer der Verdampferfluten 19 frühzeitig die Verdampfung ein, wobei dort der Druckabfall über die Verdampferflut 19 schlagartig stark ansteigt. Dadurch nimmt der Durchfluss durch diese Verdampferflut 19 stark ab, wodurch sich der Effekt weiter verstärkt. Die Wärmeübertragung in dem Verdampfer 7 wird so insgesamt stark reduziert, weil quasi eine Flut vollständig blockiert ist. Eine unzulässige Überhitzung des Arbeitsmediums in der blockierten Verdampferflut 19 kann die Folge sein. Dies kann wiederum Ablagerungen nach sich ziehen, welche die Wärmeübertragung in dem Verdampfer 7 dauerhaft herabsetzen, wodurch die Energieausbeute des Gesamtsystems reduziert wird. Wird die blockierte Verdampferflut 19 schlagartig wieder mit Arbeitsmedium durchströmt, kann es durch Thermoschock zu einer irreversiblen Schädigung des Verdampfers 7 kommen.
  • Um die Neigung des Systems 5 zu thermodynamischen Instabilitäten, insbesondere zur Ledinegg-Instabilität zu verringern, ist eine Steuereinrichtung 27 vorgesehen, die ausgebildet ist zum Angleichen der Verdampferfluten 19 bezüglich wenigstens eines Betriebsparameters aneinander, insbesondere zur Gleichstellung der Verdampferfluten 19 bezüglich des Betriebsparameters, und/oder zur Regelung eines Druckabfalls über dem Verdampfer 7. Bei dem dargestellten Ausführungsbeispiel ist die Steuereinrichtung 27 in besonders bevorzugter Weise eingerichtet sowohl zur Angleichung der Verdampferfluten 19 bezüglich des wenigstens einen Betriebsparameters als auch zur Regelung des Druckabfalls über dem Verdampfer 7.
  • Dabei ist bevorzugt vorgesehen, dass die Verdampferfluten 19 bezüglich eines Durchflusses von Arbeitsmedium einander angeglichen werden. Hierzu weist jede der Verdampferfluten 19 einen Durchflusssensor 29.1, 29.2, 29.3, 29.4 auf, wobei die Durchflusssensoren 29 vorzugsweise stromabwärts der Aufteilung 21 und stromaufwärts des Verdampfers 7 angeordnet sind. Weiterhin weist das System 5 einen Gesamtdurchflusssensor 31 auf, der stromabwärts der Fördereinrichtung 11 und stromaufwärts der Aufteilung 21 vorgesehen ist, sodass mittels des Gesamtdurchflusssensors 31 ein Gesamtmassenstrom in dem Kreislauf 9 erfassbar ist. Die Steuereinrichtung 27 ist sowohl mit den Durchflusssensoren 29 als auch mit dem Gesamtdurchflusssensor 31 wirkverbunden. Alternativ oder zusätzlich ist es möglich, dass der Gesamtmassenstrom in der Steuereinrichtung 27 aus der Förderleistung der Fördereinrichtung 11 berechenbar ist, oder dass der Gesamtmassenstrom durch die Steuereinrichtung 27 vorgegeben und die Fördereinrichtung 11 bezüglich ihrer Förderleistung entsprechend angesteuert wird. Jedenfalls wird bevorzugt ein Soll-Durchfluss für das Arbeitsmedium durch die einzelnen Verdampferfluten 19 von der Steuereinrichtung 27 berechnet, indem der Gesamtmassenstrom dividiert wird durch die Anzahl der Verdampferfluten 19, hier also durch vier. Der Durchfluss durch die einzelnen Verdampferfluten 19 wird dann auf diesen Soll-Durchfluss geregelt.
  • Jeder Verdampferflut ist ein Stellelement 33.1, 33.2, 33.3, 33.4 angeordnet, mit welchem ein Durchtrittsquerschnitt der zugeordneten Verdampferflut 19 veränderbar ist. Die Stellelemente 33 sind vorzugsweise als Ventile ausgebildet. Sie sind mit der Steuereinrichtung 27 wirkverbunden und werden von dieser zur Angleichung der Verdampferfluten 19 aneinander angesteuert.
  • Alternativ oder zusätzlich zu einer Gleichstellung der Verdampferfluten 19 bezüglich des Durchflusses von Arbeitsmedium ist bevorzugt eine Gleichstellung bezüglich der Temperatur des Arbeitsmediums stromabwärts des Verdampferbereichs 25 vorgesehen. Hierzu sind in den Verdampferfluten 19 Temperatursensoren 35.1, 35.2, 35.3, 35.4 angeordnet. Diese sind vorzugsweise stromabwärts des Verdampfers 7 beziehungsweise des Verdampfungsbereichs 25 und stromaufwärts der Zusammenführung 23 angeordnet. Eine Soll-Temperatur für die Angleichung der Verdampferfluten 19 wird dabei vorzugsweise als Mittelwert der Messwerte der einzelnen Temperatursensoren 35.1, 35.2, 35.3, 35.4 berechnet. Alternativ ist es allerdings auch möglich, dass als Soll-Temperatur eine stromabwärts der Zusammenführung 23 mittels eines Gesamttemperatursensors 37 erfasste Mitteltemperatur verwendet wird. Die Temperatursensoren 35 und/oder der Gesamttemperatursensor 37 sind mit der Steuereinrichtung 27 wirkverbunden. Unabhängig davon, ob die Gleichstellung der Verdampferfluten 19 bezüglich des Durchflusses oder bezüglich der Temperatur des Arbeitsmediums erfolgt, wirkt die Steuereinrichtung 27 jedenfalls zur Gleichstellung auf die Stellelemente 33.
  • Um den Druckabfall über dem Verdampfer 7 regeln zu können, ist bei dem hier dargestellten Ausführungsbeispiel des Systems 5 ein erster Drucksensor 39 stromaufwärts des Verdampfers 7 und auch stromaufwärts der Aufteilung 21 angeordnet, wobei ein zweiter Drucksensor 41 stromabwärts des Verdampfers 7 und auch stromabwärts der Zusammenführung 23 angeordnet ist. Der Druckabfall über dem Verdampfer 7 ist dabei als Differenz der Messwerte des ersten Drucksensors 39 und des zweiten Drucksensors 41 berechenbar. Hierzu sind die Drucksensoren 39, 41 mit der Steuereinrichtung 27 wirkverbunden. Diese wirkt auch zur Regelung des Druckabfalls auf die Stellelemente 33.
  • Alternativ ist es möglich, dass anstelle der Drucksensoren 39, 41 ein Differenzdrucksensor vorgesehen ist, welcher unmittelbar einen Differenzdruck messen kann. Dieser ist dann bevorzugt mit einer ersten Messstelle am Ort des ersten Drucksensors 39 und mit einer zweiten Messstelle am Ort des zweiten Drucksensors 41 verbunden.
  • Fig. 2 zeigt eine schematische Darstellung eines Details einer Ausführungsform des Verfahrens, hier nämlich insbesondere ein Regelglied 43 zur Regelung des Durchflusses durch eine der Verdampferfluten 19.1, 19.2, 19.3, 19.4. Für jede dieser Verdampferfluten 19 ist bevorzugt ein solches Regelglied 43 vorgesehen, wobei es genügt, dessen Funktion für eine der Verdampferfluten 19 zu beschreiben. In das Regelglied 43 geht ein Soll-Wert 45 ein, der entweder ein Soll-Durchfluss oder eine Soll-Temperatur ist. Der Soll-Durchfluss ist vorzugsweise berechnet als Gesamtmassenstrom in dem Kreislauf 9 dividiert durch die Anzahl der Verdampferfluten 19. Die Soll-Temperatur ist vorzugsweise berechnet als Mittelwert der Messwerte der Temperatursensoren 35.1, 35.2, 35.3, 35.4, oder sie ist der Messwert des Gesamttemperatursensors 37. In das Regelglied 43 geht außerdem ein entsprechender Ist-Wert 47 ein, der entweder ein Ist-Wert für den Durchfluss für die konkret betrachtete Verdampferflut 19.1, 19.2, 19.3, 19.4 oder aber eine mithilfe des der Flut zugeordneten Temperatursensors 35.1, 35.2, 35.3, 35.4 gemessene Temperatur des Arbeitsmediums stromabwärts des Verdampfungsbereichs 25 in dieser Flut 19.1, 19.2, 19.3, 19.4 darstellt. Weiterhin geht in das Regelglied 43 eine Ist-Stellgröße 49 für das der konkret betrachteten Verdampferflut 19 zugeordnete Stellelement 33 ein.
  • Diese Eingangswerte werden in einem Rechenglied 51 unter Berücksichtigung einer Charakteristik des betrachteten Stellelements 33, insbesondere von dessen Kennlinie, miteinander verrechnet, woraus als Ausgabewert eine Differenz-Stellgröße 53 resultiert. Diese geht in einen Regler 55 ein, der schließlich eine Soll-Stellgröße 57 ausgibt.
  • Fig. 3 zeigt ein zweites Detail der Ausführungsform des Verfahrens gemäß Figur 2. Hier sind die Regelglieder 43.1, 43.2, 43.3, 43.4 für die verschiedenen Verdampferfluten 19 dargestellt, die jeweils in der gemäß Figur 2 erläuterten Form ausgebildet sind und entsprechend die Soll-Stellgrößen 57.1, 57.2, 57.3, 57.4 ausgeben. Es zeigt sich, dass die Stellelemente 33 nicht unmittelbar mit den Soll-Stellgrößen 57 angesteuert werden. Vielmehr werden diese zuvor in einem Renormierungsglied 59 renormiert, wobei diejenige der Soll-Stellgrößen 57.1, 57.2, 57.3, 57.4, welche den größten Wert aufweist, auf den maximal zulässigen Wert zur Ansteuerung der Stellelemente 33 gesetzt wird, sodass das mit dieser größten Soll-Stellgröße angesteuerte Stellelement 33 seine maximal mögliche Öffnung aufweist. Die übrigen Stellgrößen 57 werden entsprechend skaliert, sodass ihre Verhältnisse untereinander gleich bleiben. Dies ist insbesondere möglich, wenn die Stellelemente 33 lineare Kennlinien aufweisen. Aus dem Renormierungsglied 59 resultieren die renormierten Soll-Stellgrößen 61.1, 61.2, 61.3, 61.4. Würde sich das Verfahren in der Gleichstellung der Verdampferfluten 19 erschöpfen, würden nun die Stellelemente 33 mit den renormierten Soll-Stellgrößen 61 angesteuert. Durch die Renormierung in dem Renormierungsglied 59 wäre dann gewährleistet, dass sich bei gegebenen Massenstrom in dem Kreislauf 9 ein minimaler Druckabfall über dem Verdampfer 7 einstellt, da die Verdampferfluten 19 - unter der Bedingung ihrer Gleichstellung - maximal weite Durchtrittsquerschnitte am Ort der Stellelemente 33 aufweisen.
  • Um die Stabilität des Systems 5 allerdings weiter zu erhöhen, ist eine Druckabfallregelung für den Druckabfall über dem Verdampfer 7 vorgesehen. Hierzu ist ein Kennfeld 63 über einem Gesamtmassenstrom 65, der bevorzugt durch den Gesamtdurchflusssensor 31 bestimmt wird, und einem weiteren Betriebsparameter 67 des Systems 5 aufgespannt, wobei das Kennfeld 63 Werte für einen minimal vorzugebenden Druckabfall oder Soll-Druckabfall 69 in Abhängigkeit von dem Gesamtmassenstrom 65 und dem Betriebsparameter 67 aufweist. Als Betriebsparameter 67 wird vorzugsweise eine Temperatur des Arbeitsmediums stromabwärts des Verdampfers 7, insbesondere am Verdampferaustritt, nämlich die zuvor ermittelte Mitteltemperatur oder die separat mithilfe des Gesamttemperatursensors 37 gemessene Temperatur, und/oder ein Druck des Arbeitsmediums stromabwärts des Verdampfers 7, insbesondere am Verdampferaustritt, und/oder eine Überhitzung des Arbeitsmediums stromabwärts des Verdampfers 7, insbesondere am Verdampferaustritt verwendet. Dabei ist über die Temperatur, den Druck und/oder die Überhitzung ein thermodynamischer Zustand des Arbeitsmediums stromabwärts des Verdampfers 7, insbesondere am Verdampferaustritt, erfassbar, wobei der vorzugebende Soll-Druckabfall 69 von diesem thermodynamischen Zustand abhängt.
  • In einem Differenzglied 71 werden ein Ist-Druckabfall 73, der bevorzugt mittels der Drucksensoren 39, 41 gemessen wird, und der Soll-Druckabfall 69 miteinander verrechnet, woraus eine Soll-Ist-Abweichung 75 resultiert. Diese wird in einem Rechenglied 77 unter Berücksichtigung des Systemverhaltens des Systems 5, insbesondere unter Berücksichtigung der Kennlinien der Stellelemente 33, umgerechnet in eine globale Differenzstellgröße 79. Diese wird wiederum durch einen Regler 81 umgerechnet in eine Begrenzungsvorgabe 83, welche letztlich durch ein Verteilglied 85 Differenzgliedern 87.1, 87.2, 87.3, 87.4 zugeführt wird. Dort werden die renormierten Soll-Stellgrößen 61 mit den Begrenzungsvorgaben 83 verrechnet, woraus sich letztlich resultierende Stellgrößen 89.1, 89.2, 89.3, 89.4 ergeben. Mit diesen resultierenden Stellgrößen 89 werden dann schließlich die Stellelemente 33 angesteuert. Die Begrenzungsvorgabe 83 bewirkt dabei ein Androsseln der Stellelemente 33, sodass mittels der Druckabfallregelung der Druckabfall über dem Verdampfer 7 durch Androsseln der Stellelemente 33 erhöht werden kann, wenn dies betriebspunktabhängig erforderlich ist, um die Stabilität des Systems zu gewährleisten.
  • Somit zeigt sich insgesamt, dass mithilfe des Verfahrens, der Steuereinrichtung, des Systems und der Anordnung eine Neigung zu Instabilitäten, insbesondere zur Ledinegg-Instabilität, besonders bevorzugt durch eine Kombination der Gleichstellung der einzelnen Verdampferfluten 19 mit der Druckabfallregelung deutlich vermindert werden kann. Hierdurch wird ein sicherer Betrieb des Systems 5 möglich. Dies erlaubt letztlich den Aufbau eines großen Verdampfers 7 aus kleineren, gegebenenfalls standardisierten Verdampfer-Blöcken, was eine wirtschaftliche Nutzung mehrerer Verdampferfluten möglich macht und gegebenenfalls günstiger ist als die Entwicklung eines entsprechenden, großen Verdampfers mit einer einzigen Flut. Das hier vorgeschlagene Verfahren ist außerdem auf eine beliebige Anzahl von Verdampferfluten skalierbar.

Claims (13)

  1. Verfahren zum Betreiben eines Systems (5) für einen thermodynamischen Kreisprozess mit einem mehrflutigen Verdampfer (7), der mindestens zwei Verdampferfluten (19.1, 19.2,19.3,19.4) aufweist, wobei die Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) bezüglich wenigstens eines Betriebsparameters der einzelnen Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) aneinander angeglichen werden, und/oder wobei ein Druckabfall über dem Verdampfer (7) geregelt wird,
    wobei die Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,1.9.4) aneinander angeglichen werden, indem Stellgrößen für Stellelemente (33.1,33.2,33.3,33.4), welche einen Durchfluss durch die Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) begrenzen, und welche den einzelnen Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) zugeordnet sind, variiert werden,
    dadurch gekennzeichnet, dass die Stellgrößen so renormiert werden, dass ein mit einem größten Wert der Stellgrößen angesteuertes Stellelement (33.1,33.2,33.3,33.4) maximal geöffnet ist..
  2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) bezüglich eines Durchflusses von Arbeitsmedium und/oder bezüglich einer Temperatur des Arbeitsmediums stromabwärts eines Verdampfungsbereichs (25) der einzelnen Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) aneinander angeglichen werden.
  3. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der Druckabfall über dem Verdampfer (7) durch Ansteuern von den einzelnen Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) zugeordneten Stellelementen (33.1,33.2,33.3,33.4) geregelt wird.
  4. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Stellelemente (33.1,33.2,33.3,33.4) als Ventile ausgebildet sind.
  5. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Stellgrößen durch die Regelung des Druckabfalls verändert, insbesondere begrenzt werden.
  6. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass ein Soll-Durchfluss für das Arbeitsmedium durch die einzelnen Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) als Gesammassenstrom im System (5) dividiert durch die Anzahl der Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) berechnet wird.
  7. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass eine Soll-Temperatur für das Arbeitsmedium stromabwärts des Verdampfungsbereichs (25) als Mittelwert über die Temperatur des Arbeitsmediums stromabwärts des Verdampfungsbereichs (25) der einzelnen Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) berechnet, oder als mittlere Temperatur separat gemessen wird.
  8. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass ein Soll-Druckabfall abhängig von wenigstens einem Betriebsparameter des Systems (5) aus einem Kennfeld (63) ausgelesen wird.
  9. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass das System (5) mit Überhitzung des Arbeitsmediums oder im Nassdampfgebiet betrieben wird.
  10. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass in dem System (5) ein organischer Rankine-Krcisprozess durchgeführt wird.
  11. Steuereinrichtung (27) für ein System (5) für einen thermodynamischen Kreisprozess mit einem mehrflutigen Verdampfer (7), wobei die Steuereinrichtung (27) eingerichtet ist zum Angleichen von Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) bezüglich wenigstens eines Betriebsparameters der einzelnen Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) aneinander und/oder wobei die Steuereinrichtung (27) eingerichtet ist zur Regelung eines Druckabfalls über dem Verdampfer (7), wobei die Steuereinrichtung eingerichtet ist zur Durchführung eines Verfahrens nach einem der Ansprüche 1 bis 10.
  12. System für einen thermodynamischen Kreisprozess, mit einem mehrflutigen Verdampfer (7), der mindestens zwei Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) aufweist, wobei jeder Verdampferflut (19.1,19.2,19.3,19.4) ein Stellelement (33.1,33.2,33.3,33.4) zugeordnet ist, das angeordnet und eingerichtet ist zur Variation eines Durchtrittsquerschnitts durch die zugeordnete Verdampferflut (19.1,1.2,19.3,19.4), und mit einer Steuereinrichtung (27)nach Anspruch 11, die mit den Stellelementen (33.1,33.2,33.3,33.4) wirkverbunden und eingerichtet ist, um durch Variation von Stellgrößen für die Stellelemente (33.1,33.2,33.3,33.4) die Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) bezüglich wenigstens eines Betriebsparameters der einzelnen Verdampferfluten (19.1,19.2,19.3,19.4) aneinander anzugleichen und/oder einen Druckabfall über dem Verdampfer (7) zu regeln.
  13. Anordnung, mit einer Brennkraftmaschine (3) und einem System (5) zur Durchführung eines thermodynamischen Kreisprozesses, dadurch gekennzeichnet, dass das System ausgebildet ist nach Anspruch 12.
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