EP0887555B1 - Verfahren zur Bestimmung des Betriebspunktes eines Ventilators und Ventilatoranordnung - Google Patents

Verfahren zur Bestimmung des Betriebspunktes eines Ventilators und Ventilatoranordnung Download PDF

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EP0887555B1
EP0887555B1 EP98107573A EP98107573A EP0887555B1 EP 0887555 B1 EP0887555 B1 EP 0887555B1 EP 98107573 A EP98107573 A EP 98107573A EP 98107573 A EP98107573 A EP 98107573A EP 0887555 B1 EP0887555 B1 EP 0887555B1
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EP
European Patent Office
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pressure
fan
measured
pressure difference
volume flow
Prior art date
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Application number
EP98107573A
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French (fr)
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EP0887555A1 (de
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Friedrich Bahner
Norbert Eichhorn
Wilfried Möller
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Grenzebach BSH GmbH
Original Assignee
Grenzebach BSH GmbH
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Publication date
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Publication of EP0887555A1 publication Critical patent/EP0887555A1/de
Application granted granted Critical
Publication of EP0887555B1 publication Critical patent/EP0887555B1/de
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F04—POSITIVE - DISPLACEMENT MACHINES FOR LIQUIDS; PUMPS FOR LIQUIDS OR ELASTIC FLUIDS
    • F04D—NON-POSITIVE-DISPLACEMENT PUMPS
    • F04D27/00—Control, e.g. regulation, of pumps, pumping installations or pumping systems specially adapted for elastic fluids
    • F04D27/001—Testing thereof; Determination or simulation of flow characteristics; Stall or surge detection, e.g. condition monitoring
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F05—INDEXING SCHEMES RELATING TO ENGINES OR PUMPS IN VARIOUS SUBCLASSES OF CLASSES F01-F04
    • F05D—INDEXING SCHEME FOR ASPECTS RELATING TO NON-POSITIVE-DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, GAS-TURBINES OR JET-PROPULSION PLANTS
    • F05D2270/00—Control
    • F05D2270/30—Control parameters, e.g. input parameters
    • F05D2270/301—Pressure
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F05—INDEXING SCHEMES RELATING TO ENGINES OR PUMPS IN VARIOUS SUBCLASSES OF CLASSES F01-F04
    • F05D—INDEXING SCHEME FOR ASPECTS RELATING TO NON-POSITIVE-DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, GAS-TURBINES OR JET-PROPULSION PLANTS
    • F05D2270/00—Control
    • F05D2270/30—Control parameters, e.g. input parameters
    • F05D2270/301—Pressure
    • F05D2270/3015—Pressure differential pressure

Definitions

  • the invention relates to a method for determining the operating point of a Fan according to the preamble of claim 1, and a fan arrangement according to the preamble of claim 10.
  • the radial fan known from EP-B 0 419 798 has at least one one Flow opening limiting and the associated radial impeller upstream inlet nozzle. At least partially at a measuring point in the area the inner circumference of the inflow nozzle in the area in front of it
  • the throughflow opening is designed as a static pressure measuring device Arranged measuring device and a located in the area of the measuring point Nozzle wall opening connected.
  • centrifugal fan known from EP-A 0 626 519, they are for measurement the pressure difference points provided in the inlet nozzle in two Layers arranged.
  • the object of the invention is a method according to the preamble of claim 1 and a corresponding fan according to the preamble of claim 10 develop a determination of the operating point in the installed state, d. H. without external measuring section and calibration as well as an assessment of the quality of the Enable determination and a high level of reliability and thus a high level Ensure operational security.
  • an effective pressure difference ⁇ p M w between two levels in the inflow nozzle or between a level in the inflow nozzle and a location in the vicinity, as well as a total pressure difference ⁇ p M t between the suction side and the pressure side of the Fan measured.
  • V ⁇ A ⁇ ((2 / ⁇ ) ⁇ p M W ) the volume flow Mediated, where ⁇ is a nozzle coefficient composed of the flow coefficient ⁇ 'and the expansion number ⁇ , A is the reference cross section of the inflow nozzle and ⁇ is the density of the conveyed gas at the inlet to the fan.
  • the setpoint value of the total pressure difference ⁇ p s t belonging to the volume flow V is then determined from an existing operating characteristic curve ⁇ p (V) and compared with the measured total pressure difference ⁇ p M t .
  • the operating point and its quality are determined on the basis of the agreement or deviation of the target value ⁇ p s t with the measured value ⁇ p M / t. If the value agrees well with the measured value, the operating point determined from the volume flow V and the total pressure ⁇ p M t is determined with high accuracy. A corresponding accuracy class is assigned.
  • the advantage of the method according to the invention is that the operating point of the Fan in the installed state determined with specification of the accuracy classes can be. Unfavorable inflow conditions are considered when determining the Operating point recognized and generally lead to the determination of values less accuracy. Inadmissible operating points can also be used with this Procedures for determining the operating point are determined. It will also gradual failures and total failures of the measuring sensors to Example recognized by clogging measuring points. False alarm is avoided and can be intercepted by qualified warnings.
  • the shaft power P M W can also be measured.
  • the shaft power P M W is a good measure of the power of the fan impeller applied to convey the gas.
  • the motor power P M M of the fan motor can also be measured and converted into the shaft power P M W.
  • the setpoint value of the shaft power P S W belonging to the volume flow V is additionally determined from an existing operating characteristic curve P W (V) and compared with the measured shaft power P M W. The agreement or deviation of the setpoint P S W improves the determination of the operating point and its quality.
  • the setpoints ⁇ p S t and P S W are according to claim 3 with the aid of transmitted configuration values, such as the nominal diameter D of the fan or dimensions of the inlet nozzle, and measured state values, such as the external pressure Pa, the temperature T, the motor speed n or the speed of the fan wheel n * and determined from model characteristics.
  • Model characteristic curves are characteristic curves that are recorded and standardized on a test bench using a fan model, ie they are standardized type characteristic curves. Model characteristics for the pressure figure ⁇ ( ⁇ ), the efficiency ⁇ ( ⁇ ) and possibly the performance figure ⁇ ( ⁇ ) in
  • a state variable for example the density p of the conveyed gas
  • a state variable for example the density p of the conveyed gas
  • the shaft power P M W is also measured in the environment and the total pressure difference ⁇ p M t .
  • the determination of the volume flow V and the state value is carried out in iteration steps.
  • the comparison of the desired value for the shaft power P S W derived from the determined volume flow V with its measured value P M W enables the assignment of an accuracy class.
  • the dependence of the nozzle coefficient ⁇ corresponding to this pressure difference ⁇ p M W on the Reynold number Re in iteration steps can be taken into account when determining the volume flow V from the measured pressure difference ⁇ p M W.
  • at least one model characteristic curve ⁇ (Re) measured on a model inflow nozzle installed in a model fan is stored.
  • an average nozzle coefficient ⁇ is inserted in the first iteration step.
  • a Reynolds number Re can be determined from the volume flow V determined in the first iteration step and a second nozzle coefficient ⁇ can be read from the model characteristic curve ⁇ (Re).
  • the second iteration step is carried out with the second nozzle coefficient ⁇ .
  • the values determined from the characteristic curves in the form of factors dependent on the operating state of the fan, in particular the factor k to take into account internal losses and / or the factor f can be upgraded or depreciated to take into account the compression of the extracted gas.
  • the factors determined from the characteristic curves in the form of factors dependent on the operating state of the fan in particular the factor k to take into account internal losses and / or the factor f can be upgraded or depreciated to take into account the compression of the extracted gas.
  • e.g. B. stored on several sizes of the type series of the fan characteristic curves for the factor k depending on the rotational speed u of the fan wheel and characteristic curves or calculation instructions for the factor f depending on the total pressure difference ⁇ p t .
  • the consideration of this upgrading or downgrading leads to an even more precise determination of the operating point and is necessary to assign a higher accuracy class.
  • a measurement of two differential pressure differences .DELTA.p M w1 / 3 and .DELTA.p M w2 / 3 in the inflow nozzle according to claim 7 enables a check of the quality of the inflow and the measuring points.
  • the quality of the inflow is checked by comparing the ratio of the pressure differences ⁇ p M w 1/3 to ⁇ p M w 2/3 with the known value of the square of the reciprocal ratio of the corresponding nozzle coefficients ( ⁇ 2/3 / ⁇ 1/3 ) 2nd
  • the operating point can be determined with each of the two pressure differences ⁇ p M w1 / 3 and ⁇ p M w2 / 3 using the assigned flow coefficients ⁇ 1/3 and ⁇ 2/3 determined and stored on the model of a fan with an inflow nozzle . Differences that occur indicate faulty measuring points.
  • measuring points can be the mean value for determination the operating point of the fan.
  • the character of the inflow by comparing the in the center and at the Inlet nozzle measured pressure and when assigning a Accuracy class are taken into account. If the pressure in the center is less than on the inflow nozzle, the flow is swirling.
  • a fan arrangement according to claim 10 is for performing a method according to the Claims 1 to 9, a fan arrangement according to claim 11 is particularly for Implementation of a method according to claim 2 or 3 and fan arrangements according to Claims 13, 14 and 15 are particularly suitable for carrying out processes according to claims 7, 8 and 9 suitable.
  • the fan arrangement according to claim 12 simple measuring devices, namely a tachometer, a Temperature sensor and an absolute pressure sensor.
  • the inflow nozzle has a further plane A2 Pressure measuring points on and according to claim 14 are in levels A1 to A3 in the Inlet nozzle of the radial fan and in level A4 in the housing of the fan Four pressure measuring points each arranged on a circumference.
  • the four Pressure measuring points are, for example, connected to one another by a ring line connected.
  • the ring lines are connected to corresponding pressure sensors.
  • levels A1, A2 and A3 are static in the center Pressure tapping points, e.g. B. each one attached to three struts static Pressure probe, arranged.
  • Figure 1 shows a side view of an arrangement of a Radial fan according to the invention with its motor, being through a housing of the radial fan and a bearing a vertical section through the axis of rotation is placed
  • Figure 2 shows a section perpendicular to the axis of rotation through the Centrifugal fan.
  • the inlet nozzle somewhat in FIG. 1 and stronger in FIG. 2 Dimensions stretched parallel to the axis of rotation of the fan wheel.
  • Figure 1 shows a one-sided suction radial fan 1 with a bearing 2 and a motor 3.
  • the bearing 2 is designed as a bearing block, with a Opening provided plates of a base frame 4 and the motor 3 via a Motor plate 5 attached to this base frame 4.
  • a drive shaft 6 starting from the motor 3 is interrupted by a torque measuring device 7 flanged on both sides for measuring the shaft power P M W.
  • the drive shaft 6 is guided behind the torque measuring device 7 through the bearing 8 of the bearing 2.
  • the radial fan 1 has a housing, one of which is shown in FIGS. 1 and 2
  • Lid closure disc 9 and an opposite side wall 10 can be seen are a retracted inflow nozzle with an outer tube section 11 and an inner nozzle section 12 and an impeller with a cover disk 13, Blades 14, a hub disc 15 and a hub 16.
  • this hub 16 is inserted through the bearing 8 drive shaft 6 with a snug fit.
  • the tube section 11 has an outer connecting flange 17, which Inflow opening 18 limited and its outer diameter also Nominal diameter of the radial fan is called, and an inner Connection flange 19, on which the inflow nozzle on the cover closure disk 9th is attached to.
  • the nozzle section 12 of the inflow nozzle is, as in FIG. 2 can be seen more clearly at the inner end of the Pipe section 11 inserted a little into this and seamless with it welded.
  • the inflow nozzle is when attaching its inner Connection flange 19 together with the cover plate 13 of the impeller and centered with the impeller.
  • the nozzle section 12 of the inflow nozzle starts from the pipe section 11 an inlet cone 20 and a circular arc section 21 which has a nozzle neck and forms a diffuser and its narrowest diameter is approximately in the middle located on.
  • the axial extent of the inlet cone 20 is approximately half as large like that of the circular arc section 21.
  • the inlet cone 20 connects tangentially the circular arc section 21.
  • the inner end of the circular arc section 21 projects into the cover disk 13. Between circular arc section 21 of nozzle section 12 and cover disk 13 remains a small rotating, by centering the inlet nozzle with the Cover plate 13 constant wide air gap 22 free.
  • the housing of the radial fan has a rectangular outflow opening 23 on, which is arranged perpendicular to the inflow opening 18 and from the Lid closure disc 9 and the side wall 10 and one not to be seen Housing shell is limited.
  • the cross-sectional areas of the rectangular The outflow opening 23 and the round inflow opening 18 are of the same size.
  • the tube section 11 of the inlet nozzle are in one in its outer half Level A1 perpendicular to the inflow direction 24 four evenly distributed on the circumference Holes 25.
  • the positions of the holes 25 are on the Outflow direction 26 oriented.
  • the through holes 25 are either parallel to Outflow direction 26 or arranged perpendicular to it.
  • the through holes 25 can also be arranged so that an over an angle of 60 ° extending circumferential area of the inflow nozzle, measured against the Spiral opening starting from the longitudinal axis of the housing outlet crossing at right angles, radially with respect to the longitudinal axis of the nozzle extending radial axis or line remains free of perforations.
  • a Bore 25 could be in the circumferential area in the direction of the spiral opening starting from the radial line mentioned above.
  • the diameter of the through holes 25 is 2 to 4 mm, here 3 mm.
  • the Bores 25 are sharp-edged and deburred to the inner wall.
  • the Holes 25 are outside of pipe nipples 27 which are gas-tight with the Pipe section 11 are connected, overhanging.
  • the outside diameter of the Pipe nipple 27 is 6 mm, for example.
  • the four pipe nipples 27 are interconnected by a ring line 28. From the ring line 28 leads a connecting line 29 to an outside of the inlet nozzle, namely on Base frame 4 below the storage 2 between the two plates in Protected position arranged pressure sensor 30.
  • nozzle section 12 In the nozzle section 12 are in a plane A2 parallel to the plane A1, which is in the Inlet cone 20 is located near the transition to the circular arc section 21, and in a plane A3 the narrowest diameter of the circular arc section 21 also four each, at the same angles on the circumference as the through holes 25 arranged through holes 31, 32.
  • These through holes 31, 32 are each provided with pipe nipples, a ring line and a connecting line.
  • the Pipe nipples, the ring and connecting lines are not shown.
  • the connecting line of the through holes 32 of the plane A3 is also at the Differential pressure sensor trained pressure sensor 30 connected.
  • the Pressure sensor 30 is another, also as a differential pressure sensor trained (not shown) pressure sensor to which the connecting line of the holes 31 of the level A2 and the connecting line of the Bores 32 of the A3 plane are connected.
  • Absolute pressure sensor arranged to measure the ambient pressure Pa.
  • a switch box 34 in which a Microcontrollers, signal conditioning devices such as frequency converters and Amplifier, and a power supply, e.g. B. there is a battery, arranged.
  • the microcontroller is connected to a via a BUS line Data processing device, for example a PC, connected.
  • BUS line Data processing device for example a PC
  • the speed sensor 36 can also be on the impeller of the radial fan 1 be arranged.
  • the torque measuring device 7 is also via a line (not shown) and the interface connected to the microcontroller.
  • the Nominal diameter D of the radial fan 1 is 800 mm
  • the diameter of the outer connecting flange 17 is 800 mm
  • the inner diameter 788 mm the narrowest diameter of the nozzle section 11,577 mm
  • the diameter of the Cover disk 13 of the impeller 629 mm the axial length of the tube section 11 the inflow nozzle 180 mm and that of the nozzle section 12 261 mm.
  • the Circular arc section 20 corresponds to an arc of 72 ° with a radius of 150 mm.
  • the angle between the pipe section 11 and the inlet cone 20 of the Nozzle section 12 is 36 °.
  • the area ratios A1: A2: A3 are 1: 0.81: 0.52
  • Static pressure tapping points are located in the center of levels A1 to A3, only the static pressure tapping point 37 of the level A1 in FIG. 2 is located, arranged.
  • the static pressure tapping point 37 is on three struts attached static pressure probe.
  • the memory of the microcontroller contains standardized type characteristics ⁇ ( ⁇ ), ⁇ ( ⁇ ), if necessary. also ⁇ ( ⁇ ), also called model characteristics, for the type series of Radialventialtors 1.
  • ⁇ is the flow number
  • ⁇ ( ⁇ ) the pressure number
  • ⁇ ( ⁇ ) the Efficiency
  • ⁇ ( ⁇ ) the delivery figure.
  • the type curves were made Test bench characteristics, for a geometrically similar model radial fan, for example with the nominal diameter of 400 mm.
  • the memory of the microcontroller also contains the Reynold number Re dependent dimensionless nozzle coefficients ⁇ (Re) for differential pressures between the Levels A1 and A3 and between levels A2 and A3, and thus characteristic curves for the inlet nozzle.
  • These flow coefficients ⁇ (Re) were obtained from measurements in an Model radial fan built-in geometrically similar built-in nozzle derived.
  • the memory contains characteristic curves for the factor k to take account of internal losses as a function of the circulation speed of the radial fan 1, which were measured on several sizes of the type series of the radial fan 1, as well as calculation instructions for the factor f to take into account the compression of the delivered gas as a function of the Total pressure difference ⁇ P t deposited.
  • the microcontroller memory also contains configuration values such as the Nominal diameter D (800 mm), the installation situation, the gas type and the Solids loading.
  • a radial fan according to the invention can in the Levels 1, 2, 3 and 4, instead of four holes, only one hole each to be appropriate. This piercing should, for example, to avoid Constipation due to condensation, at levels 1, 2 and 3 in the upper one Half of the inlet nozzle should be arranged.
  • the measured values for the pressure difference ⁇ p M w1 / 3 , optionally the pressure difference ⁇ p M w2 / 3 , the total pressure difference ⁇ p M t and, if appropriate, the shaft power P S W and the measured values of the state values are first, for example of the external pressure Pa, the temperature T, the speed n of the motor 3 or _ of the fan wheel n *.
  • the measured value for the shaft power P M W is calculated from the measured torque M M when the torque measuring device 7 is present.
  • a second pressure difference ⁇ p M w2 / 3 is also measured, the ratio of the pressure differences ⁇ p M w 1/3 / ⁇ p M w 2/3 with the square of the reciprocal ratio the corresponding mean nozzle coefficients ( ⁇ 2/3 / ⁇ 1/3 ) 2 are compared.
  • a match within + -10% indicates a sufficiently undisturbed flow in the inflow nozzle and functioning measuring points, ie here free bores 25, 31, 32.
  • the volume flow V is determined according to equation (1) from the differential pressure difference ⁇ p M w 1/3 .
  • V ⁇ 1.3 A 3 ⁇ ((2 / ⁇ ) .DELTA.p M w 1/3 )
  • ⁇ 1/3 is the nozzle coefficient for the flow conditions between planes A1 and A3 in the inflow nozzle
  • a 3 is the cross section of the inflow nozzle in measurement plane A3
  • ⁇ is the density of the delivered gas.
  • a 3 is known as one of the configuration values.
  • the density ⁇ can be determined when air is conveyed from the temperature T measured in the inflow nozzle and the measured external pressure Pa.
  • the volume flow V could also be determined from the pressure difference ⁇ p M w 2/3 with the corresponding nozzle coefficient ⁇ 2/3 .
  • the dependence of the nozzle coefficients ⁇ 1/3 and ⁇ 2/3 on the Reynolds number Re can be taken into account by starting the determination of the volume flow V with an average nozzle coefficient ⁇ , calculating a Reynolds number Re from the volume flow V determined and the associated nozzle coefficient ⁇ is used to determine the volume flow V again.
  • the configuration values inlet cross-section A D , nominal diameter D and the viscosity ⁇ of the pumped gas, here the air are required. After a few iteration steps, the values for the volume flow V and the corresponding nozzle coefficient ⁇ correspond.
  • the inlet cross-sectional area A D and the circulation speed u of the fan wheel calculated from the state value of the speed n of the motor 3 or the fan wheel n * and the flow rate figure ⁇ and the pressure figure from the model characteristic curve can be calculated using the configuration value Find ⁇ ( ⁇ ).
  • the values of the model characteristic curves can be upgraded or downgraded in order to determine the operating point precisely.
  • the measured dependency of an upgrade or depreciation factor k ( ⁇ or> 1) on a variable dependent on the circulation speed u of the fan wheel, the nominal diameter D and the viscosity ⁇ is used.
  • an upgrade or depreciation factor f is used depending on the measured total pressure difference ⁇ p M t .
  • a value for the efficiency ⁇ ( ⁇ ) can be read from the model characteristic curve from the determined volume flow V and the pressure figure iffer derived from it. This value may also be upgraded or depreciated by the factors k and f.
  • the nominal value for the shaft power P S W results from the volume flow V, the total pressure difference ⁇ p M t the value for the efficiency ⁇ ( ⁇ ) and possibly the factors k and f. This value P S W is compared with the measured shaft power P M W to assess the quality of the operating point determination.
  • the measured torque M M is converted into the shaft power P M W.
  • a good agreement ( ⁇ 2% deviation) indicates a high accuracy class.
  • a measuring device for the motor power P M M with devices for measuring the current I M absorbed by the motor 3, the supply voltage U and the power factor cos ⁇ can also be used.
  • the measured value for the motor power P M M is calculated from the current consumption I M of the motor 3, the voltage U, the power factor cos ⁇ and the efficiency ⁇ m of the motor 3 and with the aid of an efficiency ⁇ a also stored in the shaft power P M W converted. Because the efficiencies ⁇ m are only approximately known, only a lower accuracy class can be assigned if only the measured and the setpoint values P M W and P S W match.
  • a method for determining the operating point and a state variable, namely the density p of the gas conveyed, differs from the method described above in that the determination of the volume flow V and the density ⁇ using one of the pressure differences ⁇ p M w 1/3 or ⁇ p M w 2/3 and the total pressure difference ⁇ p M t is carried out in several iteration steps.
  • an initial density p is calculated, for example calculated from the temperature T and the external pressure Pa.
  • the dependence of the nozzle coefficient ⁇ 1/3 or ⁇ 1/3 on the Reynolds number Re is taken into account by iteration in each iteration step.
  • the result is a volume flow V, a corresponding flow figure ⁇ , factors k, f and the density ⁇ , from which the air humidity can be calculated if necessary.
  • the shaft power P s W is determined from the available values and compared with the measured shaft power P M W and an accuracy class is assigned.
  • a radial fan according to the invention with a nominal diameter of 800 mm is in a system that sucks up the dust from a planing and grinding line, built-in.
  • the radial fan's inlet nozzle is on a straight one Pipe section with a diameter of 800 mm and a length of 5 m flanged.
  • In front of the outflow opening 23 is a rectangular channel and over it a transfer element a pipe leading to a filter (with control flap) connected.
  • the radial fan has a measuring device for the motor power P M M with devices for measuring the current I, the voltage U and the power factor cos ⁇ instead of a torque measuring device.
  • the configuration value efficiency ⁇ m of the motor 3 and the efficiency ⁇ a are stored in the microcontroller to determine the measured shaft power P M W.
  • the volume flow V is determined in accordance with equation (1a) from the differential pressure ⁇ p M W1 / 3 , the density ⁇ required for this being calculated from the measured temperature T and the measured external pressure Pa.
  • the dependency of the nozzle coefficient ⁇ 1/3 on the Reynolds number Re determined in the model characteristic curve is taken into account by an iterative determination of the volume V and the nozzle coefficient ⁇ 1/3 , starting with an average nozzle coefficient ⁇ 1/3 .
  • the flow figure ⁇ is determined from this volume flow V with the aid of configuration and status values and the pressure figure ⁇ ( ⁇ ) from the model characteristic curve. This value is upgraded or depreciated by the determined factors k and f and used to determine the target value of the total pressure difference ⁇ p S t .
  • This total pressure difference ⁇ p S t is compared with the measured total pressure difference ⁇ p M t .
  • the deviation of the two values is 0.8%.
  • a value for the efficiency ⁇ ( ⁇ ) is also read from the model characteristic curve from the flow rate ⁇ determined above and is upgraded or depreciated by the factors k and f.
  • the nominal value of the shaft power P S W is calculated from this value and the value for the shaft power P M determined from the measured current consumption I M using the operating voltage U, the power factor cos ⁇ , the efficiency of the motor ⁇ m and the efficiency ⁇ a W compared.
  • the measured shaft power P M W is 5.6% above the nominal value of the shaft power P S W derived from the volume flow V.
  • the somewhat higher value of the measured shaft power P M W could be due to the additional solids conveyance due to the planing and grinding dust.
  • the determination of the measured shaft power P M W via the current consumption M is less precise because of the only approximately known efficiency.
  • a radial fan 1 according to the invention also with a nominal diameter of 800 mm is in a drying system to convey exhaust air to one Heat exchanger installed.
  • the installation situation leads to a swirl-free attachment and Outflow of the exhaust air, which has a variable water vapor content and a variable Temperature T.
  • the speed n * of the fan wheel is one Humidity control set via a frequency converter.
  • the radial fan 1 has a torque measuring device 7 and on its motor 3 Current measuring device.
  • the ratio of the pressure differences ⁇ p M w 1/3 / ⁇ p M w 2/3 with the known square of the reciprocal ratio of the corresponding nozzle coefficients ( ⁇ 2/3 / ⁇ 1/3 ) is first checked to check the flow and the measuring points. 2 compared. The two values agree within 10%. From this it can be concluded that the measuring points are working and that the inflow, as assumed by the installation situation, is swirl-free.
  • the volume flow V and the density p required for this are determined from the pressure difference ⁇ p M w 1/3 with the aid of the measured total pressure difference ⁇ p M t in iteration steps, taking into account the dependence of the nozzle coefficient ⁇ 1/3 on the Reynolds number Re iteratively in each iteration step becomes.
  • a value for the density p calculated from the temperature T and the ambient pressure Pa is started.
  • a value for the volume flow V and the nozzle coefficient ⁇ 1/3 is determined iteratively from ⁇ p M w 1/3 .
  • the flow figure ⁇ is determined from the volume flow V and the value of the pressure figure ⁇ ( ⁇ ) is derived from the model characteristic curve.
  • the revaluation or depreciation factors k and f are determined.
  • a value for the density ⁇ is calculated, with which the second iteration step is carried out. After a few iteration steps, there are no more deviations in the values of the volume flow V and the density ⁇ .
  • the determined value of the flow figure ⁇ is also available.
  • the shaft power P S W is calculated from the derived value for the efficiency ⁇ ( ⁇ ), the already known factors k and f and the total pressure difference ⁇ p M t and with the shaft power P determined from the torque M M , ie with the measured one M W compared.
  • the measured value P M W is only 3.5% higher than the calculated value P S W. This suggests an exact determination of the volume flow V and the total pressure difference ⁇ p M t .
  • the determination of the operating point corresponds to an accuracy class of 0.
  • the measured shaft power P M W is determined with the aid of a device for measuring the current consumption P M M from the current consumption of the motor 3 of the radial fan 1, the condition values of operating voltage U and power factor cos ⁇ and the configuration values of efficiency ⁇ m of the motor 3 and efficiency ⁇ a ,
  • This measured value P M W is about 10% above the calculated value P S W.
  • This deviation and the less precise determination of the measured shaft power P M W with the aid of a current measuring device would assign the operating point determination to an accuracy class of 2 in the case of an exclusive determination of the measured shaft power P M W with the aid of a current measurement I M and a determination of the motor power P M M lead.
  • the ratio of the pressure differences ⁇ p M w 1/3 / ⁇ p M w 2/3 is compared with the square of the reciprocal ratio of the corresponding nozzle coefficients ( ⁇ 2/3 / ⁇ 1/3 ) 2 .
  • the ratio of the pressure differences ⁇ p M w 2/3 / ⁇ p M w 2/3 is slightly higher than its nominal value, but is within the tolerance range of + -10% deviation. From this it can be concluded that the measuring points are working. A completely swirl-free flow cannot be assumed due to the upstream manifold.
  • the volume flow V is determined from the pressure difference ⁇ p M w 1/3 , the dependence of the nozzle coefficient ⁇ 1/3 being taken into account by iteration steps as in the previous examples.
  • the flow figure ⁇ , the pressure figure ⁇ ( ⁇ ), the up or down valuation factors k and f and finally the total pressure difference ⁇ p S t are derived from the volume flow V.
  • the measured value for the total pressure difference ⁇ p M t is (by about 8.9%) significantly below this calculated value ⁇ p S t .
  • the measured value of the shaft power P M W determined from the current consumption I M is (by about 6.5%) lower than that from the volume flow V, the flow rate ⁇ , the efficiency ⁇ ( ⁇ ), the factors k and f and the measured total pressure difference ⁇ p M t calculated setpoint for the power P S W.
  • An accuracy class of 2 is assigned to the determined operating point with the calculated volume flow V and the measured total pressure difference ⁇ p M t due to the inaccuracy due to the changed flow profile. Since both setpoints ⁇ p S t and P S W are higher than their measured values, the flow can be described by characteristic curves shifted to lower values. A higher accuracy of the determination of the operating point with V and ⁇ p M t is likely.
  • a current measuring device In front of the inflow nozzle of a radial fan 1 according to the invention with a Nominal diameter of 800 mm and a current measuring device is one for one Swirl-free inflow, sufficiently long inflow pipe arranged.
  • the ratio of the pressure differences ⁇ p M w1 / 3 / ⁇ p M w2 / 3 is compared with the square of the reciprocal ratio of the corresponding nozzle coefficients ( ⁇ 2/3 / ⁇ 1/2 ) 2 .
  • the ratio of the pressure differences ⁇ p M w 1/3 / ⁇ p M w 2/3 is about 20% lower than its setpoint. From this, a fault can already be concluded.
  • the volume flow V is also determined from the pressure difference ⁇ p M w 2/3 .
  • This volume flow V and the values derived therefrom for the total pressure difference ⁇ p S t and the power P S M agree well with the corresponding measured values ⁇ p M t and P M w .
  • the accuracy class from 0 to 1 is assigned to this determination. This information is saved with a corresponding warning and displayed if necessary.

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Description

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Bestimmung des Betriebspunktes eines Ventilators gemäß dem Oberbegriff des Anspruchs 1, und eine Ventilator anordnung gemäß dem Oberbegriff des Anspruchs 10.
Für viele Anwendungen möchte man den Betriebspunkt, d. h. den aktuellen Volumenstrom V und die Gesamtdruckdifferenz Δpt eines Ventilators auch im eingebauten Zustand bestimmen können. In Raffinerien, in der Chemie oder in der Verfahrenstechnik ist der Volumenstrom V zur Erstellung von Stoffbilanzen erforderlich. In Kernkraftwerken sind Ventilatoren u.a. in die Sicherheitskette der Unterdruckhaltung integriert. Im Anlagen- und Apparatebau, beispielsweise bei der Spänetrockung oder der Trocknung von Gipsplatten, verbessert die Kenntnis des Betriebspunktes der eingebauten Ventilatoren die Steuerung der Anlage oder des Apparates. Beim Einsatz von Ventilatoren in der Gebäudetechnik werden die Betriebspunkte der Ventilatoren für das Energiemanagement benötigt. Die beengten Einbauverhältnisse ermöglichen im allgemeinen keine mit Prüfstandsmessungen vergleichbaren Meßmethoden.
Aus der EP-B 0 419 798 und aus der EP-A 0 626 519 sind Verfahren und Ventilatoranordnungen zur Bestimmung des Volumenstroms von Radialventilatoren geändert bekannt.
Der aus der EP-B 0 419 798 bekannte Radialventilator weist mindestens eine eine Durchströmungsöffnung begrenzende und dem zugehörigen Radiallaufrad vorgeordnete Einströmdüse auf. Zumindest teilweise an einer Meßstelle im Bereich des Innenumfangs der Einströmdüse und zwar im Bereich vor deren Durchströmöffnung ist eine als Statik-Druckmeßeinrichtung ausgebildete Meßeinrichtung angeordnet und über eine im Bereich der Meßstelle befindliche Düsenwanddurchbrechung angeschlossen.
Mit der Statik-Druckmeßeinrichtung wird der vor der Durchströmöffnung der Einströmdüse an der Meßstelle vorherrschende statische Druck gemessen und mit dem an der Umgebung des Ventilators herrschenden statischen Druck verglichen. Die Differenz der Drücke Δp ist proportional zum Quadrat des Volumenstroms V. Aus der gemessenen Differenz der Drücke Δp wird der Volumenstrom V und mit Hilfe des Volumenstroms V das Leistungsvermögen eines bereits eingebauten Ventilators ermittelt. Der Proportionalitätsfaktor hängt von der Einbausituation ab, so daß jeweils die Aufnahme einer Eichkurve erforderlich ist. In der Regel stehen in Anlagen kaum geeignete Meßstrecken zur Durchführung von Eichungen zur Verfügung, da man bestrebt ist, Anlagen so kompakt wie möglich aufzubauen. Nachteil dieses Verfahrens ist auch, daß Störungen der Zuströmung zu dem Ventilator nicht erkannt werden. Dies kann zu falschen Interpretationen der Meßergebnisse führen.
Bei dem aus der EP-A 0 626 519 bekannten Radialventilator sind die zur Messung der Druckdifferenz vorgesehenen Druckmeßstellen in der Einströmdüse in zwei eingefügt Ebenen angeordnet.
Aufgabe der Erfindung ist, ein Verfahren gemäß dem Oberbegriff des Anspruchs 1 und einen entsprechenden Ventilator gemäß dem Oberbegriff des Anspruchs 10 zu entwickeln, die eine Bestimmung des Betriebspunktes im eingebauten Zustand, d. h. ohne externe Meßstrecke und Eichung sowie eine Beurteilung der Güte der Bestimmung ermöglichen und eine hohe Ausfallsicherheit und damit eine hohe Betriebssicherheit gewährleisten.
Die Aufgabe ist durch die kennzeichnenden Merkmale der Anprüche 1 und 10 gelöst.
Bei einem erfindungsgemäßen Verfahren zur Bestimmung des Betriebspunktes eines Ventilators gemäß Anspruch 1 wird eine Wirkdruckdifferenz ΔpM w zwischen zwei Ebenen in der Einströmdüse oder zwischen einer Ebene in der Einströmdüse und einer Stelle in der Umgebung, sowie eine Gesamtdruckdifferenz ΔpM t zwischen Saugseite und Druckseite des Ventilators gemessen. Aus der Druckdifferenz ΔpM W geändert wird gemäß (1)   V = α A √((2/ρ)ΔpM W) der Volumenstrom Vermittelt, wobei α ein aus dem Durchflußkoeffizienten α' und der Expansionszahl ε zusammengesetzter Düsenbeiwert, A der Bezugsquerschnitt der Einströmdüse und ρ die Dichte des geförderten Gases am Eintritt in den Ventilator ist. Anschließend wird aus einer vorhandenen Betriebskennlinie Δp (V) der zum Volumenstrom V gehörende Sollwert der Gesamtdruckdifferenz Δps t ermittelt und mit der gemessenen Gesamtdruckdifferenz ΔpM t verglichen. Aufgrund der Übereinstimmung oder Abweichung des Sollwertes Δps t mit dem Meßwert Δp M / t wird der Betriebspunkt und seine Güte bestimmt. Stimmt der Wert gut mit beinem Meßwert überein, so wird der aus dem Volumenstrom V und dem Gesamtdruck ΔpM t bestimmte Betriebspunkt mit hoher Genauigkeit bestimmt. Es wird eine entsprechende Genauigkeitsklasse zugeordnet.
Vorteil des erfindungsgemäßen Verfahrens ist, daß der Betriebspunkt des Ventilators im eingebauten Zustand mit Angabe der Genauigkeitsklassen bestimmt werden kann. Ungünstige Anströmbedingungen werden bei der Bestimmung des Betriebspunktes erkannt und führen im allgemeinen zur Ermittlung von Werten geringerer Genauigkeit. Auch unzulässige Betriebspunkte können bei diesem Verfahren zur Bestimmung des Betriebspunktes festgestellt werden. Es werden außerdem schleichende Ausfälle und Totalausfälle der Meßwertaufnehmer, zum Beipiel durch Zusetzen von Meßstellen, erkannt. Falscher Alarm wird vermieden und kann durch qualifizierte Warnungen abgefangen werden.
Gemäß Anspruch 2 kann zusätzlich die Wellenleistung PM W gemessen werden. Die Wellenleistung PM W ist ein gutes Maß für die zur Förderung des Gases aufgebrachte Leistung des Ventilatorlaufrades. Statt der Wellenleistung PM W kann auch die Motorleistung PM M des Motors des Ventilators gemessen und in die Wellenleistung PM W umgerechnet werden. Aus einer vorhandenen eingefügt Betriebskennlinie PW (V) wird zusätzlich der zum Volumenstrom V gehörende Sollwert der Wellenleistung PS W ermittelt und mit der gemessenen Wellenleistung PM W verglichen. Die Übereinstimmung oder Abweichung des Sollwertes PS W verbessert die Bestimmung des Betriebspunktes und seiner Güte.
Die Sollwerte ΔpS t und PS W werden gemäß Anspruch 3 mit Hilfe von übermittelten Konfigurationswerten, wie Nenndurchmesser D des Ventilators oder Abmessungen der Einströmdüse, und gemessenen Zustandswerten, wie dem Außendruck Pa, der Temperatur T, die Motordrehzahl n oder der Drehzahl des Ventilatorrades n* und aus Modellkennlinien ermittelt. Modellkennlinien sind Kennlinien, die auf einem Prüfstand anhand eines Modells eines Ventilators aufgenommen und normiert sind, d. h. sie sind normierte Typenkennlinien. Es werden Modellkennlinien für die Druckziffer ψ(), den Wirkungsgrad η() und ggf. die Leistungsziffer λ() in
Abhängigkeit von der Durchflußziffer  hinterlegt. Die Ermittlung der Sollwerte ΔpS t und PS w aus den Modellkennlinienen ψ() und η () für einen aktuellen Einbauzustand ermöglicht den Einsatz eines Ventilators mit einem integrierten, entsprechend programmierten Mikrokontroller und einer Systemschnittstelle.
Zusätzlich zur Bestimmung des Betriebspunktes kann mit einem erfindungsgemäßen Verfahren nach Anspruch 4 eine Zustandsgröße, zum Beispiel die Dichte p des geförderten Gases ermittelt werden, indem neben einer Wirkdruckdifferenz ΔpM W zwischen zwei Ebenen in der Einströmdüse oder zwischen einer Ebene in der Einströmdüse und einer Stelle in der Umgebung und der Gesamtdruckdifferenz ΔpM t auch die Wellenleistung PM W gemessen wird. Dabei wird nach einer Ermittlung des Volumenstromes V und des entsprechenden Wertes der Modellkennlinie ψ() der zu bestimmende Zustandswert mit Hilfe des Wertes der Modellkennlinie ψ() und gegebenenfalls von Konfigurations- und Zustandswerten sowie der gemessenen Gesamtdruckdifferenz ΔpM t ermittelt. Falls, wie bei der Dichte ρ, der zu bestimmende Zustandwert schon zur Ermittlung des Volumenstroms V notwendig ist, wird die Bestimmung des Volumenstromes V und des Zustandswertes in Iterationsschritten durchgeführt. Der Vergleich des aus dem ermittelten Volumenstrom V abgeleiteten Sollwert für die Wellenleistung PS W mit seinem Meßwert PM W ermöglicht die Zuordnung einer Genauigkeitsklasse.
Gemäß Anspruch 5 kann bei der Bestimmung des Volumenstromes V aus der gemessenen Druckdifferenz ΔpM W die Abhängigkeit des dieser Druckdifferenz ΔpM W entsprechenden Düsenbeiwertes α von der Reynoldzahl Re in Iterationsschritten berücksichtigt werden. Dazu ist mindestens eine an einer in einem Modellventilator eingebauten Modelleinströmdüse gemessene Modellkennlinie α (Re) hinterlegt. Bei der Bestimmung des Volumenstroms V gemäß Gleichung (1) wird im ersten Iterationsschritt ein mittlerer Düsenbeiwert α eingefügt. Aus dem im ersten Iterationsschritt ermittelten Volumenstrom V läßt sich eine Reynoldszahl Re ermitteln und aus der Modellkennlinie α (Re) ein zweiter Düsenbeiwert α ablesen. Mit dem zweiten Düsenbeiwert α wird der zweite Iterationsschritt durchgeführt. Es folgen so viele Iterationsschritte bis sich der Volumenstrom V und der Düsenbeiwert α bei einem folgenden Iterationschritt nicht mehr ändert, d. h. bis Abweichungen der Werte folgender Iterationsschritte in vorgegebenen Grenzen bleiben. Die Berücksichtigung der in einer Modellkennlinie α(Re) hinterlegten Abhängigkeit des Düsenbeiwertes α von der Reynoldzahl Re und damit vom Volumenstrom Vt ist besonders bei geringen Reynoldszahlen Re, bei denen eine starke Abhängigkeit des Düsenbeiwertes α(Re) von der Reynoldszahl gemessen wurde, von Vorteil. Sie ermöglicht eine genauere Bestimmung des Betriebspunktes, gegebenenfalls eine Zuordnung einer besseren Genauigkeitsklasse.
Gemäß Anspruch 6 können bei der Ermittlung der Sollwerte der Gesamtdruckdifferenz Δps t und der Wellenleistung PS W die aus den Kennlinien ermittelten Werte in Form von vom Betriebszustand des Ventilators abhängigen Faktoren, insbesondere des Faktors k zur Berücksichtigung interner Verluste und/oder des Faktors f zur Berücksichtigung der Verdichtung des geförderten Gases auf- oder abgewertet werden. Dazu sind z. B. an mehreren Baugrößen der Typenreihe des Ventilators gemessene Kennlinien für den Faktor k in Abhängigkeit von der Umlaufgeschwindigkeit u des Ventilatorrades und Kennlinien oder Berechnungsanweisungen für den Faktor f in Abhängigkeit von der Gesamtdruckdifferenz Δpt hinterlegt. Die Berücksichtigung dieser Auf- oder Abwertung führt zu einer noch genaueren Bestimmung des Betriebspunktes und ist zur Zuordnung einer höheren Genauigkeitsklasse notwendig.
Eine Messung zweier Wirkdruckdifferenzen ΔpM w1/3 und ΔpM w2/3 in der Einströmdüse gemäß Anspruch 7 ermöglicht eine Überprüfung der Güte der Anströmung und der Meßstellen. Eine Überprüfung der Güte der Anströmung erfolgt durch einen Vergleich des Verhältnisses der Druckdifferenzen ΔpM w 1/3 zu ΔpM w 2/3 mit dem bekannten Wert des Quadrates des reziproken Verhältnisses der entsprechenden Düsenbeiwerte (α2/3 / α1/3)2. Die Bestimmung des Betriebspunktes kann mit jeder der beiden Druckdifferenzen ΔpM w1/3 und ΔpM w2/3 unter Verwendung der zugeordneten am Modell eines Ventilators mit Einströmdüse ermittelten und hinterlegten Durchflußbeiwerten α1/3 und α2/3 durchgeführt werden. Dabei auftretende Unterschiede deuten auf fehlerhafte Meßstellen hin.
Bei einer Messung der Druckdifferenzen in einer Ebene A1 bis A4 an vier Meßstellen kann, wie in Anspruch 8 beschrieben, der Mittelwert zur Bestimmung des Betriebspunktes des Ventilators verwendet werden.
Mit Hilfe einer Messung des statischen Druckes im Zentrum der Ebenen, die zur Messung der Wirkdruckdifferenz herangezogen werden, gemäß Anspruch 9 kann der Charakter der Anströmung durch Vergleich des im Zentrum und an der Einströmdüse gemessenen Druckes beurteilt und bei der Zuordnung einer Genauigkeitsklasse berücksichtigt werden. Ist der Druck im Zentrum kleiner als an der Einströmdüse, so ist die Strömung drallbehaftet.
Eine Ventilator anordnung gemäß Anspruch 10 ist zur Durchführung eines Verfahrens nach den Ansprüchen 1 bis 9, eine Ventilator anordnung gemäß Anspruch 11 ist besonders zur Durchführung eines Verfahrens nach Anspruch 2 oder 3 und Ventilator anordnungen nach den Ansprüchen 13, 14 und 15 sind besonders zur Durchführung von Verfahren nach den Ansprüchen 7, 8 und 9 geeignet.
Eine Ventilator anordnung gemäß Anspruch 10 mit einem Ventilator mit einem Motor, einem Laufrad, einem Gehäuse, einer Einströmdüse, mit mindestens einer Druckmeßstelle und einer damit verbundenen Einrichtung zur Verarbeitung der Meßwerte, beispielsweise einem Mikrokontroller, weist Meßstellen zur Messung einer oder mehrerer Wirkdruckdifferenzen ΔpM w, Meßstellen zur Messung des Gesamtdruckes ΔpM t und ggf. eine Leistungsmeßvorrichtung zur Messung der Wellenleistung PM W des Ventilators auf. Dadurch wird ein Vergleich gemessener Werte ΔpM t und PM w mit aus den Betriebskennlinien Δpt(V) und Pw (V) ermittelten Sollwerte Δps t und PS W, die aus der gemessenen Wirkdruckdifferenz ΔpM w und dem daraus abgeleiteten Volumenstrom V ermittelt wurden, ermöglicht.
Zur Bestimmung von Zustanddaten weist die Ventilator anordnung gemäß Anspruch 12 einfache Meßvorrichungen, nämlich einen Drehzahlmesser, einen Temperatursensor und einen Absolutdrucksensor auf.
Gemäß Anspruch 13 weist die Einströmdüse eine weitere Ebene A2 mit Druckmeßstellen auf und gemäß Anspruch 14 sind in Ebenen A1 bis A3 in der Einlaufdüse des Radialventilators und in der Ebene A4 im Gehäuse des Ventilators auf einem Umfang jeweils vier Druckmeßstellen angeordnet. Die vier Druckmeßstellen sind beispielsweise miteinander durch eine Ringleitung verbunden. Die Ringleitungen sind mit entsprechenden Drucksensoren verbunden.
Gemäß Anspruch 15 sind in den Ebenen A1, A2 und A3 im Zentrum statische Druckentnahmestellen, z. B. jeweils eine an drei Streben befestigte statische Drucksonde, angeordnet.
Die Erfindung wird anhand eines in der Zeichnung schematisch dargestellten Beispiels weiter erläutert. Figur 1 zeigt eine seitliche Ansicht einer Anordnung eines erfindungsgemäßen Radialventilators mit seinem Motor, wobei durch ein Gehäuse des Radialventilator und eine Lagerung ein vertikaler Schnitt durch die Drehachse gelegt ist, und Figur 2 einen Schnitt senkrecht zur Drehachse durch den Radialventilator. Zur Verdeutlichung der Anordnung der Meßstellen in der Einströmdüse ist die Einströmdüse in Figur 1 etwas und in Figur 2 in stärkerem Maße parallel zur Drehachse des Ventilatorrades gestreckt.
Figur 1 zeigt einen einseitig saugenden Radialventilator 1 mit einer Lagerung 2 und einem Motor 3. Die Lagerung 2 ist an als Lagerblock ausgebildeten, mit einer Öffnung versehenen Platten eines Grundrahmens 4 und der Motor 3 über eine Motorplatte 5 auf diesem Grundrahmen 4 befestigt.
Eine vom Motor 3 ausgehende Antriebswelle 6 ist durch eine an beiden Seiten angeflanschte Drehmomentmeßvorrichtung 7 zur Messung der Wellenleistung PM W unterbrochen. Die Antriebswelle 6 ist hinter der Drehmomentmeßvorrichtung 7 durch Lager 8 der Lagerung 2 geführt.
Der Radialventilator 1 weist ein Gehäuse, von dem in den Figuren 1 und 2 eine Deckelverschlußscheibe 9 und eine gegenüberliegende Seitenwand 10 zu sehen sind, eine hinterzogene Einströmdüse mit einem äußeren Rohrabschnitt 11 und einem inneren Düsenabschnitt 12 und ein Laufrad mit einer Deckscheibe 13, Schaufeln 14, einer Nabenscheibe 15 und einer Nabe 16 auf. In dieser Nabe 16 ist die durch die Lager 8 geführte Antriebswelle 6 mit Paßsitz gesteckt.
Der Rohrabschnitt 11 weist einen äußeren Anschlußflansch 17, der die Einströmöffnung 18 begrenzt und dessen äußerer Durchmesser auch Nenndurchmesser des Radialventilators genannt wird, und einen inneren Anschlußflansch 19, an dem die Einströmdüse an der Deckelverschlußscheibe 9 befestigt ist, auf. Der Düsenabschnitt 12 der Einströmdüse ist, wie in Figur 2 deutlicher zu sehen, am zum Laufrad weisenden inneren Ende des Rohrabschnittes 11 ein wenig in diesen eingeschoben und nahtlos mit ihm verschweißt. Die Einströmdüse wird beim Befestigen ihres inneren Anschlußflansches 19 zusammen mit der Deckscheibe 13 des Laufrades und damit mit dem Laufrad zentriert.
Der Düsenabschnitt 12 der Einströmdüse weist ausgehend vom Rohrabschnitt 11 einen Einlaufkegel 20 und einen Kreisbogenabschnitt 21, der einen Düsenhals und einen Diffusor bildet und dessen engster Durchmessser sich etwa in seiner Mitte befindet, auf. Die axiale Erstreckung des Einlaufkegels 20 ist etwa halb so groß wie die des Kreisbogenabschnitts 21. Der Einlaufkegel 20 schließt tangential an den Kreisbogenabschnitt 21 an.
Das innere Ende des Kreisbogenabschnitts 21 ragt in die Deckscheibe 13. Zwischen Kreisbogenabschnitt 21 des Düsenabschnitts 12 und Deckscheibe 13 bleibt ein kleiner umlaufender, durch die Zentrierung der Einströmdüse mit der Deckscheibe 13 konstant breiter Luftspalt 22 frei.
Das Gehäuse des Radialventialators weist eine rechteckige Ausströmöffnung 23 auf, die senkrecht zur Einströmöffnung 18 angeordnet ist und von der Deckelverschlußscheibe 9 und der Seitenwand 10 sowie einem nicht zu sehenden Gehäusemantel begrenzt ist. Die Querschnittflächen der rechteckigen Auströmöffnung 23 und der runden Einströmöffnung 18 sind gleich groß.
Im Rohrabschnitt 11 der Einlaufdüse befinden sich in seiner äußeren Hälfte in einer Ebene A1 senkrecht zur Einströmrichtung 24 vier gleichmäßig am Umfang verteilte Durchbohrungen 25. Die Positionen der Durchbohrungen 25 sind an der Ausströmrichtung 26 orientiert. Die Durchbohrungen 25 sind entweder parallel zur Ausströmrichtung 26 oder senkrecht dazu an geordnet. Die Durchbohrungen 25 können auch so angeordnet sein, daß ein sich über einen Winkel von 60° erstreckender Umfangsbereich der Einströmdüse, gemessen entgegen der Spiralöffnung ausgehend von der die Längsachse des Gehäuseaustritts rechtwinklig kreuzenden, sich radial bezüglich der Düsen-Längsachse erstreckenden Radialachse oder -linie frei von Durchbohrungen bleibt. Eine Durchbohrung 25 könnte dabei im Umfangsbereich in Richtung der Spiralöffnung ausgehend von der oben genannten Radiallinie versetzt angeordnet sein. Der Durchmesser der Durchbohrungen 25 beträgt 2 bis 4 mm, hier 3 mm. Die Durchbohrungen 25 sind zur Innenwand scharfkantig und entgratet. Die Durchbohrungen 25 sind außen von Rohrnippeln 27, die gasdicht mit dem Rohrabschnitt 11 verbunden sind, überkragt. Der Außendurchmesser der Rohrnippel 27 beträgt beispielsweise 6 mm. Die vier Rohrnippel 27 sind untereinenander durch eine Ringleitung 28 verbunden. Von der Ringleitung 28 führt eine Verbindungsleitung 29 zu einem außerhalb der Einströmdüse, und zwar am Grundrahmen 4 unterhalb der Lagerung 2 zwischen den beiden Platten in geschützker Position angeordneten Drucksensor 30.
Im Düsenabschnitt 12 sind in einer zur Ebene A1 parallelen Ebene A2, die sich im Einlaufkegel 20 in der Nähe des Übergangs zum Kreisbogenabschnitt 21 befindet, und in einer Ebene A3 am engsten Durchmesser der Kreisbogenabschnitt 21 ebenfalls jeweils vier, an denselben Winkeln am Umfang wie die Durchbohrungen 25 angeordnete Durchbohrungen 31, 32. vorgesehen Diese Durchbohrungen 31, 32 sind jeweils mit Rohrnippeln, einer Ringleitung und einer Verbindungsleitung versehen. Die Rohrnippel, die Ring- und die Verbindungsleitungen sind nicht eingezeichnet.
Die Verbindungsleitung der Durchbohrungen 32 der Ebene A3 ist auch an den als Differenzdrucksensor ausgebildeten Drucksensor 30 angeschlossen. In der Nähe des Drucksensor 30 befindet sich ein weiterer, ebenfalls als Differenzdrucksensor ausgebildeter (nicht eingezeichneter) Drucksensor, an den die Verbindungsleitung der Durchbohrungen 31 der Ebene A2 und die Verbindungsleitung der Durchbohrungen 32 der Ebene A3 angeschlossen sind.
in einer Ebene A4 senkrecht zur Ausströmrichtung 26 und in der Nähe der Ausblasöffnung 22 (im geraden Endbereich des Gehäusesmantels) sind weitere vier, gleichmäßig am Umfang verteilte Durchbohrungen 33, die mit Rohrnippeln, einer Ringleitung und einer Verbindungsleitung versehen sind, angeordnet. Die Rohrnippel, die Ring- und die Verbindungsleitungen sind nicht eingezeichnet. Die Verbindungsleitung ist an einem in der Nähe des Drucksensors 30 angeordneten und als Differenzdrucksensor ausgebildeter (nicht eingezeichneter) Drucksensor angeschlossen. An diesen Drucksensor ist auch die Verbindungsleitung der Durchbohrungen 25 der Ebene A1 angeschlossen.
In der Nähe des Drucksensors 30 ist ein (nicht eingezeichneter) Absolutdrucksensor zur Messung des Umgebungsdrucks Pa angeordnet. In diesem geschützen Bereich ist auch ein Schaltkasten 34, in dem sich ein Mikrokontroller, Einrichtungen zur Signalkonditionierung, wie Frequenzwandler und Verstärker, und eine Leistungsversorgung, z. B. eine Batterie befinden, angeordnet. Der Mikrokontroller ist über eine BUS-Leitung mit einer Datenverarbeitungseinrichtung, zum Beispiel einem PC, verbunden. Die an die Ebenen A1 bis A4 angeschlossenen Drucksensoren 30 und der Absolutdrucksensor zur Messung des Umgebungsdrucks Pa sind an die mit dem Mikrokontroller verbundenen Einrichtungen zur Signalkonditionierung angeschlossen.
In der Einströmdüse im Rohrabschnitt 11 ist ein Temperatursensor 35 und an der Antriebswelle 6 ein Drehzahlsensor 36, die jeweils durch eine Leitung über das Interface mit dem im Schaltkasten 34 befindlichen Mikrokontroller verbunden sind, angeordnet. Der Drehzahlsensor 36 kann auch am Laufrad des Radialventilators 1 angeordnet sein. Auch die Drehmomentmeßeinrichtung 7 ist über eine Leitung (nicht eingezeichnet) und das Interface mit dem Mikrokontroller verbunden. Der Nenndurchmesser D des Radialventilators 1 ist 800 mm, der Durchmesser des äußeren Anschlußflansches 17 beträgt 800 mm, der Innendurchmesser 788 mm, der engste Durchmesser des Düsenabschnitts 11 577 mm, der Durchmesser der Deckscheibe 13 des Laufrades 629 mm, die axiale Länge des Rohrabschnitts 11 der Einströmdüse 180 mm und die des Düsenabschnitts 12 261 mm. Der Kreisbogenabschnitt 20 entspricht einem Kreisbogen von 72° mit einem Radius von 150 mm. Der Winkel zwischen Rohrabschnitt 11 und dem Einlaufkegel 20 des Düsenabschnitts 12 beträgt 36°. Die Flächenverhältnisse A1 : A2 : A3 betragen 1 : 0,81 : 0,52
Jeweils im Zentrum der Ebenen A1 bis A3 sind statische Druckentnahmestellen, wobei nur die statische Druckentnahmestelle 37 der Ebene A1 in Figur 2 eingezeichnet ist, angeordnet. Die statische Druckentnahmestelle 37 ist als eine an drei Streben befestigte statische Drucksonde ausgebildet.
Der Speicher des Mikrokontrollers enthält normierte Typenkennlinien ψ(), η(),ggf. auch λ (), auch Modellkennlinien genannt, für die Typenreihe des Radialventialtors 1. Dabei ist  die Durchflußziffer, ψ() die Druckziffer, η() der Wirkungsgrad und λ () die Lieferziffer. Die Typenkennlinien wurden aus Prüfstandskennlinien, die für einen geometrisch ähnlichen Modellradialventilator, zum Beispiel mit dem Nenndurchmesser von 400 mm, ermittelt wurden, abgeleitet. Außerdem enthält der Speicher des Mikrokontrollers von der Reynoldzahl Re abhänigige dimensionslose Düsenbeiwerte α(Re) für Differenzdrücke zwischen den Ebenen A1 und A3 und zwischen den Ebenen A2 und A3, und damit Kennlinien für die Einlaufdüse. Diese Durchflußbeiwerte α(Re) wurden von Messungen in einer im Modellradialventilator eingebauten geometrisch ähnlichen Einbaudüse abgeleitet.
Im Speicher sind Kennlinien für den Faktor k zur Berücksichtigung interner Verluste in Abhängigkeit von der Umlaufgeschwindigkeit des Radialventilators 1, die an mehreren Baugrößen der Typenreihe des Radialventilators 1 gemessen wurden, sowie Berechnungsanweisungen für den Faktor f zur Berücksichtigung der Verdichtung des geförderten Gases in Abhängigkeit von der Gesamtdruckdifferenz ΔPt hinterlegt.
Der Speicher des Mikrokontrollers enthält außerdem Konfigurationswerte, wie den Nenndurchmesser D (800 mm), die Einbausituation, die Gasart und die Feststoffbeladung.
Bei einer Variante eines erfindungsgemäßen Radialventilators können in den Ebenen 1, 2, 3 und 4 statt vier Durchbohrungen jeweils nur eine Durchbohrung angebracht sein. Diese Durchbohrung sollte, zum Beispiel zur Vermeidung von Verstopfung durch Kondenswasser, bei den Ebenen 1, 2 und 3 in der oberen Hälfte der Einströmdüse angordnet sein.
Bei einem erfindungsgemäßen Verfahren zur Bestimmung des Betriebspunktes werden zunächst die Meßwerte für die Druckdifferenz ΔpM w1/3, gegebenenfalls die Druckdifferenz ΔpM w2/3, die Gesamtdruckdifferenz ΔpM t und gegebenenfalls die Wellenleistung PS W sowie die Meßwerte der Zustandswerte, zum Beispiel des Außendrucks Pa, der Temperatur T, der Drehzahl n des Motors 3 oder _des Ventilatorrades n*, erzeugt.
Der Meßwert für die Wellenleistung PM W wird bei vorhandener Drehmomentmeßeinrichtung 7 aus dem gemessenen Drehmoment MM berechnet.
Falls neben der ersten Druckdifferenz ΔpM w 1/3 in der Einströmdüse auch eine zweite Druckdifferenz ΔpM w2/3 gemessen wird, kann das Verhältnis der Druckdifferenzen ΔpM w 1/3 / ΔpM w 2/3 mit dem Quadrat des reziproken Verhältnisses der entsprechenden, mittleren Düsenbeiwerte (α2/3 / α1/3)2 verglichen werden. Eine Übereinstimmung innerhalb von +-10% deutet auf eine ausreichend ungestörte Strömung in der Einströmdüse und funktionierende Meßstellen, d.h. hier auf freie Durchbohrungen 25, 31, 32, hin.
In diesem Beispiel wird der Volumenstrom V gemäß Gleichung (1) aus der Wirkdruckdifferenz ΔpM w 1/3 ermittelt. Nach dem Wirkdruckverfahren gilt: (1a)   V = α1/3 A3 √((2/ρ)ΔpM w 1/3) wobei α1/3 der Düsenbeiwert für die Strömungsverhältnisse zwischen den Ebenen A1 und A3 in der Einströmdüse, A3 der Querschnitt der Einströmdüse in der Meßebene A3 und ρ die Dichte des geförderten Gases ist. A3 ist als einer der Konfigurationswerte bekannt. Die Dichte ρ kann bei der Förderung von Luft aus der in der Einströmdüse gemessenen Temperatur T und dem gemessenen Außendruck Pa ermittelt werden.
Der Volumenstrom V könnte auch aus der Druckdifferenz ΔpM w 2/3 mit dem entsprechenden Düsenbeiwert α2/3 ermittelt werden.
Die Abhängigkeit der Düsenbeiwerte α1/3 und α2/3 von der Reynoldszahl Re kann berücksichtig werden, indem die Bestimmung des Volumenstromes V mit einem mittleren Düsenbeiwert α begonnen wird, aus dem ermittelten Volumenstrom V eine Reynoldszahl Re berechnet wird und der dazugehörige Düsenbeiwert α zur erneuten Bestimmung des Volumenstromes V genommen wird. Zur Berechnung der Reynoldszahl Re werden die Konfigurationswerte Einlaufquerschnitt AD, Nenndurchmeser D sowie die Viskosität ν des geförderten Gases, hier der Luft, benötigt. Nach wenigen Iterationsschritten erhält man übereinstimmende Werte für den Volumenstrom V und den entsprechenden Düsenbeiwert α.
Aus dem so ermittelten Volumenstrom V lassen sich mit Hilfe des Konfigurationswertes Einlaufquerschnitt AD sowie der aus dem Zustandswert der Drehzahl n des Motors 3 oder des Ventilatorrades n* und mit Hilfe weiterer Konfigurationswerte berechneten Umlaufgeschwindigkeit u des Ventilatorrades die Durchflußziffer  und aus der Modellkennlinie die Druckziffer ψ() ermitteln.
Zur Berücksichtigung der vom Betriebszustand des Radialventilators abhängigen internen Verlusten des Radialventilator und/oder der Verdichtung des geförderten Gases können zur genauen Ermittlung des Betriebspunktes die Werte der Modellkennlinien auf- oder abgewertet werden. Zur Berücksichtigung der internen Verluste wird die gemessene Abhängigkeit eines Auf- bzw. Abwertungsfaktor k (< oder > 1) von einer von der Umlaufgeschwindigkeit u des Ventilatorrades, dem Nenndurchmesser D und der Viskosität ν abhängigen Größe herangezogen. Zur Berücksichtigung der Verdichtung des geförderten Gases wird ein Auf- oder Abwertungsfaktor f in Abhängigkeit von der gemessenen Gesamtdruckdifferenz ΔpM t herangezogen.
Mit Hilfe der so ermittelten Faktoren k und f wird der aus der Modellkennlinie ψ () abgeleitete Wert ψ der Druckziffer auf- oder abgewertet und zur Ermittlung des Sollwertes der Gesamtdruckdifferenz ΔpS t gemäß Gleichung (2) eingesetzt. Dazu wird die Dichte ρ sowie die Umlaufgeschwindigkeit des Ventilatorrades u benötigt. (2) ΔpS t = k f ψ (ρ/2) u
Diese Gesamtdruckdifferenz ΔpS t wird mit der gemessenen Gesamtdruckdifferenz ΔpM t verglichen. Bei einer guten Übereinstimmung, < = 2 %, kann schon auf eine Bestimmung des Betriebspunktes, d. h. des Volumenstromes V und der Gesamtdruckdiffernenz ΔpM t, mit einer hohen Genauigkeitsklasse geschlossen werden.
Falls auch die Wellenleistung PM W des Radialventilators gemessen wurde, kann aus dem ermittelten Volumenstrom V und der daraus abgeleiteten Druckziffer  ein Wert für den Wirkungsgrad η() aus der Modellkennlinie abgelesen werden. Auch dieser Wert wird gegebenenfalls durch die Faktoren k und f auf- oder abgewertet. Der Sollwert für die Wellenleistung PS W ergibt sich aus dem Volumenstrom V, der Gesamtdruckdifferenz ΔpM t dem Wert für den Wirkungsgrad η() und ggf. den Faktoren k und f. Dieser Wert PS W wird zur Beurteilung der Güte der Betriebspunktbestimmung mit der gemessenen Wellenleistung PM W verglichen.
Wird die Leistung mit einer Drehmomentmeßvorrichtung gemessen, so wird das gemessene Drehmoment MM in die Wellenleistung PM W umgerechnet. Eine gute Übereinstimmung (< 2 % Abweichung) deutet auf eine hohe Genauigkeitsklasse hin.
Statt einer Drehmomentmeßeinrichtung 7 kann auch eine Meßeinrichtung für die Motorleistung PM M mit Einrichtungen zum Messen des durch den Motor 3 aufgenommenen Stromes IM, der Versorgungsspannung U und des Leistungsfaktors cos eingesetzt werden. Der Meßwert für die Motorleistung PM M wird aus der Stromaufnahme IM des Motors 3, der Spannung U, dem Leistungsfaktor cos und dem Wirkungsgrad ηm des Motors 3 berechnet und mit Hilfe eines ebenfalls hinterlegten Wirkungsgrades ηa in die Wellenleistung PM W umgerechnet. Wegen der nur annähernd bekannten Wirkungsgrade ηm kann bei einer Übereinstimmung ausschließlich des Meß- und des Sollwertes PM W und PS W nur eine geringere Genauigkeitsklasse zugeordnet werden.
Ein erfindungsgemäßes Verfahren zur Bestimmung des Betriebspunktes und einer Zustandsgröße, nämlich der Dichte p des geförderten Gases, unterscheidet sich von dem oben beschriebenen Verfahren darin, daß die Bestimmung des Volumenstroms V und der Dichte ρ mit Hilfe einer der Druckdifferenzen ΔpM w 1/3 oder ΔpM w 2/3 und der Gesamtdruckdifferenz ΔpM t in mehreren Iterationsschritten durchgeführt wird. Im ersten Iterationsschritt wird mit einer, zum Beispiel aus der Temperatur T und dem Außendruck Pa berechneten, Anfangsdichte p begonnen. Die Abhängigkeit des Düsenbeiwertes α1/3 oder α1/3 von der Reynoldszahl Re wird durch Iteration in jedem Iterationsschritt berücksichtigt.
Als Ergebnis erhält man einen Volumenstrom V, eine entsprechende Durchflußziffer , Faktoren k, f und die Dichte ρ, aus der ggf. die Luftfeuchte berechnet werden kann. Zur Beurteilung der Güte dieses Ergebnisses wird, wie bereits beschrieben, aus den vorhandenen Werten die Wellenleistung Ps W ermittelt und mit der gemessenen Wellenleistung PM W verglichen und eine Genauigkeitsklasse zugewiesen.
Im folgenden sind einige Einbaubeispiele erfindungsgemäßer Radialventilatoren beschrieben. Die Einbausituation ist nicht in der Zeichnung dargestellt.
Einbaubeispiel 1:
Ein erfindungsgemäßer Radialventilator mit einem Nenndurchmesser von 800 mm ist in einer Anlage, die den Staub einer Hobel- und Schleifstraße absaugt, eingebaut. Die Einströmdüse des Radialventilators ist an einen geraden Rohrabschnitt mit einem Durchmesser von 800 mm und einer Länge von 5 m angeflanscht. Vor der Ausströmöffnung 23 ist ein Rechteckkanal und daran über ein Überleitungselement ein zu einem Filter führendes Rohr (mit Regelklappe) angeschlossen.
Der Radialventilator weist statt einer Drehmomentmeßeinrichtung eine Meßeinrichtung für die Motorleistung PM M mit Einrichtungen zum Messen des Stromes I, der Spannung U und des Leistungsfaktors cos auf. Außerdem sind zur Ermittlung der gemessenen Wellenleistung PM W der Konfigurationwert Wirkungsgrad ηm des Motors 3 und der Wirkungsgrad ηa im Mikrokontroller gespeichert.
Im Betrieb liegen folgende Meßwerte vor:
  • der Umgebungsdruck Pa, die Temperatur T in der Einströmdüse,
  • die Drehzahl n* des Ventilatorrades,
  • der Differenzdruck ΔpM w 1/3 zwischen den Ebenen A1 und A2,
  • der Differenzdruck ΔpM w 2/3 zwischen den Ebenen A2 und A3,
  • die Gesamtdruckdifferenz ΔpM t zwischen den Ebenen A1 und A4,
  • die Stromaufnahme IM des Motors 3, die Versorgungsspannung U des Motors 3 und der Leistungsfaktor cos.
    • Die Einbausituation dieses Radialventilators 1 mit einem Rohrabschnitt einer um mehr als 5-fach größeren.Länge (5 m) als der Einströmdurchmesser (0,8 m) läßt eine gleichmäßige Anströmung vermuten. Eine Überprüfung der Anströmung durch Vergleich der Verhältnisse der Differenzdrücke ΔpM w 1/3/ΔpM w 2/3 mit dem bekannten Quadrat des reziproken Verhältnisses der entsprechenden Düsenbeiwerte (α2/3 / α1/3)2 kann zusätzlich zur Überprüfung der Meßstellen durchgeführt werden.
    Der Volumenstrom V wird gemäß Gleichung (1a) aus dem Differenzdruck ΔpM W1/3 ermittelt, wobei die dazu benötige Dichte ρ aus der gemessenen Temperatur T und dem gemessenen Außendruck Pa berechnet wird. Die in der Modellkennlinie ermittelte Abhängigkeit des Düsenbeiwertes α1/3 von der Reynoldszahl Re wird durch eine iterative Bestimmung des Volumens V und des Düsenbeiwertes α1/3, beginnend mit einem mittleren Düsenbeiwert α1/3, berücksichtigt.
    Aus diesem Volumenstrom V wird mit Hilfe von Konfigurations- und Zustandswerten die Durchflußziffer  und aus der Modellkennlinie die Druckziffer ψ() ermittelt. Dieser Wert wird durch die ermittelten Faktoren k und f auf- oder abgewertet und zur Ermittlung des Sollwertes der Gesamtdruckdifferenz ΔpS t eingesetzt.
    Diese Gesamtdruckdifferenz ΔpS t wird mit der gemessenen Gesamtdruckdifferenz ΔpM t verglichen. Die Abweichung der beiden Werte beträgt 0,8 %. Für die Förderung eines unbeladenen Gasstromes könnte schon aufgrund dieser Übereinstimmung auf eine Bestimmung des Betriebspunktes hoher Genauigkeitsklasse geschlossen werden.
    In diesem Einbaubeispiel wird zusätzlich aus der oben ermittelten Durchflußziffer  ein Wert für den Wirkungsgrad η() aus der Modellkennlinie abgelesen und durch die Faktoren k und f auf- oder abgewertet. Aus diesem Wert wird der Sollwert der Wellenleistung PS W berechnet und mit dem aus der gemessenen Stromaufnahme IM mit Hilfe der Betriebsspannung U, dem Leistungsfaktor cos Φ, dem Wirkungsgrad des Motors ηm und dem Wirkungsgrad ηa ermittelten Wert für die Wellenleistung PM W verglichen. Die gemessene Wellenleistung PM W liegt um 5,6 % über dem aus dem Volumenstrom V abgeleiteten Sollwert der Wellenleistung PS W. Der etwas höhere Wert der gemessene Wellenleistung PM W könnte auf die zusätzliche Feststofförderung aufgrund des Hobel- und Schleifstaubs zurückzuführen sein. Außerdem ist die Bestimmung der gemessenen Wellenleistung PM W über die Stromaufnahme M wegen des nur annähernd bekannten Wirkungsgrades weniger genau.
    Die gering höhere gemessene Wellenleistung PM W im Vergleich zum Sollwert PS W macht die gute Übereinstimmung der Gesamtdruckwerte ΔpS t und ΔpM t plausibel. Der Bestimmung des Betriebspunktes kann eine Genauigkeitsklasse von 0 bis 1 zugeordnet werden.
    Einbaubeispiel 2: Bestimmung des Betriebspunktes und der Dichte ρ
    Ein erfindungsgemäßer Radialventilator 1 ebenfalls mit einem Nenndurchmesser von 800 mm ist in einer Trocknungsanlage zur Förderung von Abluft zu einem Wärmetauscher eingebaut. Die Einbausituation führt zu einer drallfreien An- und Abströmung der Abluft, die einen variablen Wasserdampfgehalt und eine variable Temperatur T hat. Die Drehzahl n* des Ventilatorrades wird von einer Feuchteregelung über einen Frequenzumrichter eingestellt. Der Radialventilator 1 weist eine Drehmomentmeßeinrichtung 7 und an seinem Motor 3 eine Strommeßvorrichtung auf.
    Im Betrieb liegen folgende Meßwerte vor:
  • der Umgebungsdruck Pa, die Temperatur T in der Einströmdüse,
  • die Drehzahl n* des Ventilatorrades,
  • der Differenzdruck ΔpM w 1/3 zwischen den Ebenen A1 und A2,
  • der Differenzdruck ΔpM w 2/3 zwischen den Ebenen A2 und A3,
  • die Gesamtdruckdifferenz ΔpM t zwischen den Ebenen A1 und A4,
  • das Drehmoment MM,
  • die Stromaufnahme IM des Motors 3, die Versorgungsspannung des Motors 3 und der Leistungsfaktor cos.
    • In diesem Einbaubeispiel wird zunächst zur Überprüfung der Anströmung und der Meßstellen das Verhältnis der Druckdifferenzen ΔpM w 1/3 /ΔpM w 2/3 mit dem bekannten Quadrat des reziproken Verhältnisses der entsprechenden Düsenbeiwerte (α2/3/ α1/3)2 verglichen. Die beiden Werte stimmen innerhalb von 10 % überein. Daraus kann geschlossen werden, daß die Meßstellen funktionieren und die Anströmung, wie durch die Einbausituation vermutet, drallfrei ist.
    Die Bestimmung des Volumenstroms V und der dazu notwendigen Dichte p erfolgt aus der Druckdifferenz ΔpM w 1/3 mit Hilfe der gemessenen Gesamtdruckdifferenz ΔpM t in Iterationsschritten, wobei in jedem Iterationsschritt die Abhängigkeit des Düsenbeiwerte α1/3 von der Reynoldszahl Re iterativ berücksichtigt wird.
    Im ersten Iterationsschritt wird mit einem aus der Temperatur T und dem Umgebungsdruck Pa berechneten Wert für die Dichte p begonnen. Mit Hilfe dieses Wertes wird aus ΔpM w 1/3 iterativ ein Wert für den Volumenstrom V und den Düsenbeiwert α1/3 ermittelt. Aus dem Volumenstrom V wird die Durchflußziffer  ermittelt und aus der Modellkennlinie der Wert der Druckziffer ψ() abgeleitet. Außerdem werden die Auf- oder Abwertungsfaktoren k und f ermittelt. Mit Hilfe dieser Werte und der gemessenen Gesamtdruckdifferenz ΔpM t wird ein Wert für die Dichte ρ berechnet, mit dem der zweite Iterationsschritt durchgeführt wird. Nach wenigen Iterationsschritten erhält man keine Abweichungen mehr in den Werten des Volumenstromes V und der Dichte ρ.
    Neben der Dichte p, aus der nach Bedarf die Luftfeuchte berechnet werden kann, und dem Volumenstrom V liegt auch der ermittelte Wert der Durchflußziffer  vor. Aus dem daraus abgeleiteten Wert für den Wirkungsgrad η(), den bereits bekannten Faktoren k und f und der Gesamtdruckdifferenz ΔpM t wird die Wellenleistung PS W berechnet und mit der aus dem Drehmoment MM ermittelten, d.h mit der gemessenen, Wellenleistung PM W verglichen. Der Meßwert PM W ist nur um 3,5% höher als der berechnete Wert PS W. Dies läßt auf eine genaue Bestimmung des Volumenstroms V und der Gesamtdruckdifferenz ΔpM t schließen. Die Bestimmung des Betriebspunktes entspricht einer Genauigkeitsklasse von 0.
    Gleichzeitig wird die gemessenen Wellenleistung PM W mit Hilfe einer Einrichtung zur Messung der Stromaufnahme PM M aus der Stromaufnahme des Motors 3 des Radialventilators 1, den Zustandswerten Betriebsspannung U und Leistungsfaktor cosΦ und den Konfigurationswerten Wirkungsgrad ηm des Motors 3 und Wirkungsgrad ηa ermittelt. Dieser Meßwert PM W liegt um etwa 10 % über dem berechneten Wert PS W. Diese Abweichung sowie die weniger genaue Ermittlung der gemessenen Wellenleistung PM W mit Hilfe einer Strommeßvorrichtung würde zur Zuordnung der Betriebspunktbestimmung zu einer Genauigkeitsklasse von 2 für den Fall einer ausschließlichen Ermittlung der gemessenen Wellenleistung PM W mit Hilfe einer Strommesssung IM und einer Bestimmung der Motorleistung PM M führen.
    Einbaubeispiel 3:
    Vor der Einströmdüse eines erfindungsgemäßen Radialventilator 1 mit einem Nenndurchmesser von 800 mm ist ein 90°-Krümmer angeordnet.
    Im Betrieb liegen folgende Meßwerte vor:
  • der Umgebungsdruck Pa, die Temperatur T in der Einströmdüse,
  • die Drehzahl n* des Ventilatorrades,
  • der Differenzdruck ΔpM w 1/3 zwischen den Ebenen A1 und A2,
  • der Differenzdruck ΔpM w 2/3 zwischen den Ebenen A2 und A3,
  • die Gesamtdruckdifferenz ΔpM t zwischen den Ebenen A1 und A4,
  • die Stromaufnahme ΔI, die Versorgungsspannung U und der Leistungsfaktor cos des Motors 3.
    • Zur Überprüfung der Anströmung und der Meßstellen wird das Verhältnis der Druckdifferenzen ΔpM w 1/3 / ΔpM w 2/3 mit dem Quadrat des reziproken Verhältnisses der entsprechenden Düsenbeiwerte (α2/3 / α1/3)2 verglichen. Das Verhältnis der Druckdifferenzen ΔpM w 2/3 /ΔpM w 2/3 ist etwas höher als sein Sollwert, liegt jedoch im Toleranzbereich von +-10 % Abweichung. Daraus kann geschlossen werden, daß die Meßstellen funktionieren. Eine völlig drallfreie Anströmung ist jedoch wegen des vorgelagerten Krümmers nicht anzunehmen.
    Der Volumenstrom V wird aus der Druckdifferenz ΔpM w 1/3 ermittelt, wobei die Abhängigkeit des Düsenbeiwertes α1/3 wie in den vorangegangenen Beispielen durch Iterationsschritte berücksichtigt wurde. Aus dem Volumenstrom V wird die Durchflußziffer , die Druckziffer ψ(), die Auf- oder Abwertungsfaktoren k und f und schließlich die Gesamtdruckdifferenz ΔpS t abgeleitet. Der gemessene Wert für die Gesamtdruckdifferenz ΔpM t liegt (um etwa 8,9 %) deutlich unter diesem berechneten Wert ΔpS t.
    Auch der aus der Stromaufnahme IM ermittelte Meßwert der Wellenleistung PM W liegt (um etwa 6,5%) unter dem aus dem Volumenstrom V, der Durchflußziffer , dem Wirkungsgrad η(), den Faktoren k und f und der gemessenen Gesamtdruckdifferenz ΔpM t berechneten Sollwert für die Leistung PS W.
    Da ausgehend von dem ermittelten Volumenstrom V sowohl die ermittelte Gesamtdruckdifferenz ΔpS t als auch die ermittelte Leistung PS W höher sind als ihre Meßwerte kann man schließen, daß ein geändertes Strömungsprofil der Anströmung durch den vor der Einströmdüse angeordneten Krümmer zu diesen niedrigen Meßwerten führt.
    Dem ermittleten Betriebspunkt mit dem berechneten Volumenstrom V und der gemessenen Gesamtdruckdifferen ΔpM t wird wegen der Ungenauigkeit durch das geänderte Strömungsprofil eine Genauigkeitsklasse von 2 zugeordnet. Da beide Sollwerte ΔpS t und PS W höher sind als ihre Meßwerte, läßt sich die Strömung durch zu niedrigeren Werten verschobene Kennlinien beschreiben. Eine höhere Genauigkeit der Bestimmung des Betriebspunktes mit V und ΔpM t ist wahrscheinlich.
    Einbaubeispiel 4:
    Vor der Einströmdüse eines erfindungsgemäßen Radialventilator 1 mit einem Nenndurchmesser von 800 mm und einer Strommeßvorrichtung ist ein für eine drallfreie Anströmung ausreichend langes Anströmrohr angeordnet.
    Im Betrieb liegen folgende Meßwerte vor:
  • der Umgebungsdruck Pa, die Temperatur T in der Einlaufdüse,
  • die Drehzahl n* des Ventilatorrades,
  • der Differenzdruck ΔpM w 1/3 zwischen den Ebenen A1 und A2,
  • der Differenzdruck ΔpM w 2/3 zwischen den Ebenen A2 und A3,
  • die Gesamtdruckdifferenz ΔpM t zwischen den Ebenen A1 und A4,
  • die Stromaufnahme IM, die Versorgungsspannung U und der Leistungsfaktor cos des Motors 3.
    • Zur Überprüfung der Anströmung und der Meßstellen wird das Verhältnis der Druckdifferenzen ΔpM w1/3 /ΔpM w2/3 mit dem Quadrat des reziproken Verhältnisses der entsprechenden Düsenbeiwerte (α2/3 / α1/2)2 verglichen. Das Verhältnis der Druckdifferenzen ΔpM w 1/3 /ΔpM w 2/3 ist um etwa 20 % geringer als sein Sollwert. Daraus kann schon auf eine Störung geschlossen werden.
    Aus dem Volumenstrom V, der aus der Druckdifferenz ΔpM w 1/3 und unter Berücksichtigung der Abhänigigkeit des Düsenbeiwertes α1/3 von der Reynoldszahl Re ermittelt wird, werden die Sollwerte der Gesamtdruckdifferenz ΔpS t und der Wellenleistung PM w berechnet. Ein Vergleich mit den Meßwerten ΔpM t und PM w zeigt, daß die beiden berechneten Werte ΔpS t und PS w unter den entsprechenden Meßwerten ΔpM t und PM w liegen. Dies deutet auf einen, wahrscheinlich aufgrund einer verstopften Meßstelle in der Ebene A3, zu gering ermittelten Volumenstrom V hin. Aufgrund der Meßwerte ΔpM t und PM w kann mit Hilfe der Modellkennlinien auf einen erhöhten Volumenstrom V geschlossen werden. Dieser Bestimmung des Betriebspunktes aus Volumenstrom V und gemessener Gesamtdruckdifferenz ΔpM t wird eine Genauigkeitsklasse von 3 zugeordnet.
    Der Volumenstrom V wird außerdem aus der Druckdifferenz ΔpM w 2/3 ermittelt. Dieser Volumenstrom V und die daraus abgeleiteten Werte für die Gesamtdruckdifferenz ΔpS t und die Leistung PS M stimmen gut mit den entsprechenden Meßwerten ΔpM t und PM w überein. Dieser Bestimmung wird die Genauigkeitsklasse von 0 bis 1 zugordnet. Diese Information wird mit einer entsprechenden Warnung versehen gespeichert und ggf. angezeigt.
    Ein erfindungsgemäßer Ventilator kann auch ein Axialventilator mit einer Einströmdüse oder vergleichbaren Anordnung zur Messung von Wirkdruckdifferenzen ΔpM W und einer Abrißsonde sein. Die Bestimmung seines Betriebspunktes erfolgt nur außerhalb des unstetiges Bereichs seiner Kennlinien.
    1
    Radialventilator
    2
    Lagerung
    3
    Motor
    4
    Grundrahmen
    5
    Motorplatte
    6
    Antriebswelle
    7
    Drehmomentmeßeinrichtung
    8
    Lager
    9
    Deckelverschlußscheibe
    10
    Seitenwand
    11
    Rohrabschnitt der Einlaufdüse
    12
    Düsenabschnitt
    13
    Deckscheibe
    14
    Schaufeln
    15
    Nabenscheibe
    16
    Nabe
    17
    äußerer Anschlußflansch
    18
    Einströmöffnung
    19
    innere Anschlußflansch
    20
    Einlaufkegel
    21
    Kreisbogenabschnitt
    22
    Luftspalt
    23
    Ausströmöffnung
    24
    Einströmrichtung
    25
    Durchbohrungen A1
    26
    Ausblasrichtung
    27
    Rohmippel
    28
    Ringleitung
    29
    Verbindungsleitung
    30
    Drucksensor
    31
    Durchbohrungen A2
    32
    Durchbohrungen A3
    33
    Durchbohrungen A4
    34
    Schaltkasten
    35
    Temperatursensor
    36
    Drehzahlsensor
    37
    statische Druckentnahmestelle

    Claims (15)

    1. Verfahren zur Bestimmung des Betriebspunktes eines Ventilators, bei dem eine Wirkdruckdifferenz ΔpM w mit mindestens einer Meßstelle an einer Einlaufdüse des Ventilators gemessen und daraus der Volumenstrom V ermittelt wird, wobei
      die Wirkdruckdifferenz ΔpM w zwischen zwei Ebenen in der Einströmdüse oder zwischen einer Ebene in der Einströmdüse und einer Stelle in der Umgebung gemessen wird
      dadurch gekennzeichnet, daß
      zusätzlich eine Gesamtdruckdifferenz ΔpM t zwischen Saugseite und Druckseite des Ventilators gemessen wird,
      ein aus dem Volumenstrom V über eine Betriebskennlinie Δpt (V) ermittelter Sollwert für die Gesamtdruckdifferenz Δps t mit der gemessenen Gesamtdruckdifferenz ΔpM t verglichen,
      und aus dem Vergleich der Betriebspunkt und seine Güte bestimmt werden.
    2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß
      zusätzlich die Wellenleistung PM W des Ventilators gemessen,
      ein aus dem Volumenstrom V über eine Betriebskennlinie PW (V) ermittelter Sollwert für die Wellenleistung PS W mit der gemessenen Wellenleistung PM W verglichen und
      der zusätzliche Vergleich zur Bestimmung des Betriebspunktes und seiner Güte herangezogen wird.
    3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß der Volumenstrom V und die Sollwerte der Betriebskennlinien Δps t und PS W mit Hilfe von Modellkennlinien ψ(), η() und ggf. λ(), Konfigurationswerten und Zustandswerten des Ventilators ermittelt werden.
    4. Verfahren nach Anspruch 3 zur Bestimmung des Betriebspunktes eines Ventilators und eines Zustandswert, wie zum Beispiel der Dichte p des geförderten Gases, bei dem eine Wirkdruckdifferenz ΔpM w mit mindestens einer Meßstelle an einer Einlaufdüse des Ventilators gemessen und daraus der Volumenstrom V bestimmt wird, wobei
      a) die Wirkdruckdifferenz ΔpM w zwischen zwei Ebenen in der Einströmdüse, oder zwischen einer Ebene in der Einströmdüse und einer Stelle in der Umgebung gemessen und
      b) aus der Wirkdruckdifferenz ΔpM w mit Hilfe von Konfigurations- und am Ventilator gemessenen Zustandswerten der Volumenstrom V ermittelt wird,
      dadurch gekennzeichnet, daß
      c) zusätzlich eine Gesamtdruckdifferenz ΔpM t zwischen Saugseite und Druckseite des Ventilators und die Wellenleistung PM w des Ventilators gemessen,
      d) aus dem Volumenstrom V ein Wert für die Lieferziffer  und daraus ein Wert der Modellkennlinie ψ() ermittelt,
      e) der zu bestimmenden Zustandswert mit Hilfe des ermittelten Wertes der Modellkennlinie ψ(), ggf. von Konfiguration- und Zustandswerten sowie der gemessenen Gesamtdruckdifferenz ΔpS t ermittelt,
      f) falls bei der Ermittlung des Volumenstromes V aus der Wirkdruckdifferenz ΔpM W in b) der zu bestimmende Zustandswert notwendig ist, eine Bestimmung des Volumenstromes V und des Zustandswertes durch Iterationsschritte b), d) und e) durchgeführt,
      g) aus dem unter b), d) und e) ermittelten Volumenstrom V mit Hilfe der Modellkennlinie η () , ggf. von Konfigurations- und Zustandsdaten ein Sollwert für die Wellenleistung PS W ermittelt und mit der gemessenen Leistung PM W verglichen und
      h) aus dem Ergebnis von b), d) bis f) und dem Vergleich g) der Betriebspunkt und seine Güte bestimmt werden.
    5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß bei der Ermittlung des Volumenstromes V aus der Wirkdruckdifferenz ΔpM w die Abhängigkeit des dieser Wirkdruckdifferenz ΔpM w entsprechenden Düsenbeiwertes α von der Reynoldszahl Re mit Hilfe einer Modellkennlinie α(Re) der Einströmdüse im eingebauten Zustand durch Iterationsschritte berücksichtigt wird.
    6. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß bei der Ermittlung der Sollwerte der Gesamtdruckdifferenz ΔpS t und ggf. der Wellenleistung PS W die aus den Kennlinien ermittelten Werte in Form von vom Betriebszustand des Ventilators abhängigen Faktoren, insbesondere des Faktors k zur Berücksichtigung interner Verluste und/oder des Faktors f zur Berücksichtigung der Verdichtung, aufoder abgewertet werden.
    7. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß eine Wirkdruckdifferenz ΔpM w 1/3 zwischen zwei Ebenen (A1 und A3) und eine Wirkdruckdifferenz ΔpM w 2/3 zwischen einer zwischen den beiden Ebenen (A1 und A3) liegenden Ebene (A2) und der Ebene (A3) gemessen wird, wobei der Volumenstrom V aus der Wirkdruckdifferenz ΔpM w 1/3 oder der Druckdifferenz ΔpM w 2/3 ermittelt wird und gegebenenfalls aus dem Verhältnis der Druckdifferenzen die Güte der Strömung in der Einströmdüse und/oder der Meßstellen abgeleitet wird.
    8. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 7, dadurch gekennzeichnet, daß die Druckdifferenzen an jeweils vier in einer der Ebene (A1 bis A4) senkrecht zur Strömungsrichtung verteilte Meßstellen, deren Werte ermittelt werden, gemessen werden.
    9. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, daß im Zentrum der Ebenen (A1, A2 oder A3) in der Einströmdüse, die zur Messung von Wirkdruckdifferenzen herangezogen werden, der statische Druck gemessen wird.
    10. Ventilatoranordnung zur Bestimmung des Betriebspunktes eines Ventilators nach einem der Verfahren der Ansprüche 1 bis 9 mit einem Ventilator mit einem Motor, einem Laufrad, einem Gehäuse, einer Einströmdüse, die zur Messung einer Wirkdruckdifferenz ΔpM w mit mindestens einer Meßstelle versehen ist, und mit einer damit verbundenen Einrichtung zur Verarbeitung der Meßwerte, wobei zur Messung einer oder mehrerer Wirkdruckdifferenzen ΔpM w
      die Einströmdüse in mindestens zwei Ebenen (A1 und/oder A2, A3) senkrecht zur Strömungrichtung eine oder mehrere Druckmeßstellen aufweist, wobei, ggf. die Druckmeßstellen einer Ebene (A1, A2, A3) untereinander verbunden, und die Druckmeßstelle oder die Druckmeßstellen zweier Ebenen (A1 und/oder A2, A3) an einen Drucksensor (30) angeschlossen sind, oder
      die Einströmdüse in mindestens einer Ebene senkrecht zur Strömungsrichtung eine oder mehrere Druckmeßstellen aufweist und an einer Stelle in der Umgebung eine Druckmeßstelle angeordnet ist, wobei, ggf. die Druckmeßstellen einer Ebene untereinander verbunden, und die Druckmeßstelle oder die Druckmeßstellen einer Ebene und die Druckmeßstelle in der Umgebung an einen Drucksensor angeschlossen sind,
      dadurch gekennzeichnet, daß
      zur Messung einer Gesamtdruckdifferenz ΔpM t ein Gehäuse des Ventilators in der Nähe seiner Auströmöffnung in einer Ebene (A4) senkrecht zur Auströmungsrichtung (26) eine oder mehrere Druckmeßstellen aufweist, wobei, ggf. die Druckmeßstellen miteinander verbunden sind und, die Druckmeßstelle oder die Druckmeßstellen an einen an die Druckmeßstellen der Einströmdüse einer der Ebenen (A1 oder A2, A3) angeschlossenen Drucksensor (30) angeschlossen sind.
    11. Ventilatoranordnung nach Anspruch 10 zur Bestimmung des Betriebspunktes des Ventilators und ggf. einer Zustandsgröße, dadurch gekennzeichnet, daß zur Messung einer Wellenleistung PM W eine Leistungsmeßvorrichtung am Ventilator angeordnet ist.
    12. Ventilatoranordnung nach Anspruch 10 oder 11, gekennzeichnet durch einen Drehzahlmesser (36) zur Messung der Motordrehzahl n, einen Temperatursensor (35) in der Einströmdüse zur Messung der Temperatur T und einem Absolutdrucksensor zur Messung des Umgebungsdruckes Pa.
    13. Ventilatoranordnung nach einem der Ansprüche 10 bis 12, dadurch gekennzeichnet, daß die Einströmdüse in einer weiteren Ebene (A2) eine oder mehrere Druckmeßstellen, die untereinander verbunden sind und an einen an die Druckmeßstellen einer der Ebenen (A1, A3) der Einströmdüse angeschlossenen Drucksensor (30) angeschlossen sind, aufweist.
    14. Ventilatoranordnung nach einem der Ansprüche 10 bis 13, dadurch gekennzeichnet, daß in den Ebenen (A1 bis A4) der Einlaufdüse und des Gehäuses jeweils vier gleichmäßig verteilte Druckmeßstellen angeordnet sind.
    15. Ventilatoranordnung nach einem der Ansprüche 10 bis 14, dadurch gekennzeichnet, daß im Zentrum der Ebenen (A1, A2 oder A3) mit Druckmeßstellen jeweils eine statische Druckentnahmestelle (37) angeordnet ist.
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