Entwicklung einer Absorptionskältemaschine für den Betrieb mit einem Arbeitsstoffpaar Wasser-Ionische Flüssigkeit

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1 Entwicklung einer Absorptionskältemaschine für den Betrieb mit einem Arbeitsstoffpaar Wasser-Ionische Flüssigkeit (AZ 27550) Abschlussbericht Dipl.-Ing. M. Koch Dipl.-Ing. Ch. Römich Prof. Dr.-Ing. K. Schaber Dr. S. Sauer Dr. T. J. S. Schubert Institut für Technische Thermodynamik und Kältetechnik

2 Inhalt 1 Einleitung Projektverlauf Projektphase Beschaffung und Aufbau der Anlage Vorüberlegungen Anlagendesign Inbetriebnahme und Weiterentwicklung Messergebnisse Designregeln Ökologische und ökonomische Betrachtung Aufarbeitung der Lösung Regeneration Abschätzung der Wirtschaftlichkeit der Regeneration Baugruppenvergleich Abgrenzung zum Stand der Technik Maßnahmen zur Verbreitung der Vorhabensergebnisse Schlussfolgerungen Anhang Literatur Abkürzungsverzeichnis Fließbilder

3 1 Einleitung Im Rahmen des DBU-Projekts Arbeitsstoffgemische mit ionischen Flüssigkeiten für Absorptionswärmepumpen und Absorptionskältemaschinen (AZ 22979) wurde erstmals eine Absorptionskältemaschine mit einem Arbeitsstoffpaar Wasser-Ionische Flüssigkeit (IL) betrieben und es hat sich gezeigt, dass die angestrebte Kälteleistung nicht mit einer kommerziell verfügbaren Anlage erreichbar ist. Deshalb hat das Nachfolgeprojekt Entwicklung einer Absorptionskältemaschine für den Betrieb mit einem Arbeitsstoffpaar Wasser-Ionische Flüssigkeit (AZ 27550) eine Neukonstruktion einer Absorptionskältemaschine zum Betrieb mit Wasser-Ionische Flüssigkeit als Arbeitsstoffpaar zum Ziel. Im vorangegangenen Projekt wurde eine Reihe von potentiellen Arbeitsstoffpaaren untersucht. Alle Arbeitsstoffpaare, die eine Effizienz aufwiesen, die mit dem konventionellen Arbeitsstoffpaar Wasser-Lithiumbromid (LiBr) vergleichbar war, besitzen jedoch eine höhere Viskosität als Wasser-LiBr. Eine eingehende Analyse des Systems hatte ergeben, dass der Wärme- und Stoffübergang im Absorber entscheidend für die Leistungsfähigkeit einer Kältemaschine ist, die mit einem Arbeitsstoffpaar Wasser-IL betrieben wird. Deshalb sollten in der ersten Phase des Projekts geeignete Absorber ausgewählt werden bzw. durch eine Optimierung angepasst werden. Es wurde eine Studie zu geeigneten Absorberbauarten für eine Absorptionskältemaschine durchgeführt, deren erster Teil aus einem Literaturstudium zur Vorauswahl potentieller Bauarten bestand. Anschließend wurden für die ausgewählten Wärmeübertragergeometrien Experimente zur Benetzung der Wärmeübertragerflächen und die Verbesserung der Benetzung durch kapillaraktive Strukturen durchgeführt, sowie Rechenmodelle zur Ermittlung der notwendigen Wärmeübertragerfläche entwickelt. Da in der Literatur keine Werte für die Dichte und die Viskosität des ausgewählten Arbeitsstoffpaars Wasser-Diethylmethylammoniummethansulfonat ([DEMA] [OMs] vorhanden sind, wurden die notwendigen Stoffdatenmessungen am Institut für Technische Thermodynamik und Kältetechnik (ITTK) durchgeführt. Aufbauend auf den Ergebnissen wurde ein Prototyp einer Absorptionskältemaschine konzipiert und aufgebaut. Dieser Prototyp erlaubte den Austausch des Absorbers. Somit konnte sowohl ein kommerziell erhältlicher Plattenwärmeübertrager, als auch ein neu entwickelter Spiralrohrwärmeübertrager untersucht werden. 2

4 Parallel zu diesen Untersuchungen wurde eine Studie zur Wiederaufbereitung der ionischen Flüssigkeit durchgeführt. 3

5 2 Projektverlauf Im Rahmen der ersten Projektphase mussten die Stoffdaten zur Auslegung des Prototyps ermittelt werden. Deshalb wurde unmittelbar nach Projektbeginn am von der IPF Beteiligungsgesellschaft Berndt KG ein Kugelfallviskosimeter beschafft, welches am am ITTK in Betrieb genommen werden konnte. Die Messungen der Dichte und der Wärmekapazität erfolgten zeitgleich mit am ITTK vorhandenen Geräten. Parallel dazu wurde eine Literaturrecherche zur Auswahl geeigneter Absorberbauarten durchgeführt und eine Vorauswahl getroffen. Zum begann die Untersuchung der Benetzungseigenschaften einer Wärmeübertragerplatte an einem drucklosen Versuchsaufbau in transparentem Gehäuse. Die Ergebnisse dieser Versuche flossen in ein Berechnungsprogramm zur Abschätzung des Wärme- und Stoffübergangs in Plattenabsorbern unter Berücksichtigung der dort vorliegenden 2-Phasenströmung ein. Als Alternative zum Plattenwärmeübertrager wurde ein Spiralrohrwärmeübertrager in Erwägung gezogen. Deshalb wurden die Benetzungseigenschaften einer Rohrspirale untersucht. Der zu erwartende Wärme- und Stoffübergang wurde auch hier rechnerisch ermittelt. Basierend auf den Erkenntnissen dieser Arbeiten wurde ein Plattenabsorber als vorteilhafter angesehen und bei der IPF ein Anlagenkonzept für eine Absorptionskälteanlage mit Plattenabsorber entworfen, welches auch die Isometrien der Rohrsysteme, die R&I Schemen und die MSR-Planung beinhaltete. Die Erkenntnisse aller dieser Arbeiten wurden in einem Zwischenbericht zusammengefasst, welcher am bei der DBU eingereicht wurde. Am wurde zudem ein neuer Zeitplan bei der DBU eingereicht. Der Prototyp wurde am am ITTK angeliefert. Verzögerungen in der Synthetisierung der ionischen Flüssigkeit führten dazu, dass diese erst am von IoLiTec geliefert wurde. In der Zwischenzeit wurden die Temperaturmessaufnehmer am ITTK kalibriert. Die Inbetriebnahme des Prototyps erfolgte am Im Anfangsstadium des Betriebs ergaben sich einige Schwierigkeiten aufgrund von Fertigungsmängeln, die Umbauten und die Fertigung von Ersatz-Flüssigkeitsaufgabesystemen zur Folge hatten. Dies soll in Kapitel 5 näher erläutert werden. 4

6 Da sich die Absorptionskälteanlage im Stadium eines Prototyps befindet und handelsübliche Pumpen und Wärmetauscher verwendet wurden, konnte die Werkstoffverträglichkeit nicht immer gewährleistet werden. Deshalb kam es trotz der getroffenen Vorsichtsmaßnahmen zu Korrosion. Darüber hinaus löste sich eine vom beauftragten Anlagenbauer aufgebrachte Dichtpaste durch den Betrieb mit der ionischen Flüssigkeit heraus. Deshalb musste die Lösung ab dem von IoLiTec regeneriert werden. Die Regeneration war am abgeschlossen. Es stellte sich heraus, dass die zur Reinigung genutzte Aktivkohle Rückstände in der ionischen Flüssigkeit hinterlassen hatte. Diese wurden bis zum von IoLiTec entfernt und die Lösung wurde wiederum mit Korrosionsinhibitor versetzt. Während der Regeneration der ionischen Flüssigkeit wurde die Anlage eingehend mit Wasser gespült, wodurch ein Großteil der sich noch in der Anlage befindlichen Verschmutzungen entfernt werden konnte. Es muss jedoch davon ausgegangen werden, dass durch die Komplexität der Versuchsanlage eine geringe Menge an Verschmutzungen in der Anlage verblieben sind. Am wurde mit der Planung des Spiralrohrabsorbers auf Basis der in Projektphase 1 gewonnenen Ergebnisse begonnen. Da es sich bei der optimalen Konfiguration der benötigten Rohrschlangen um teure Sonderanfertigungen gehandelt hätte, verzögerte sich die Beschaffung und es musste ein Kompromiss zwischen zeitnah erhältlichen Produkten und der optimalen Lösung eingegangen werden. Die benötigten Halbzeuge trafen am am ITTK ein. Das Flüssigkeitsaufgabesystem wurde speziell für diesen Absorber entworfen und gefertigt. Am war die Fertigung und Montage des Gesamtapparates abgeschlossen, so dass die Anlage wieder in Betrieb gehen konnte. Es hat sich allerdings gezeigt, dass die verwendeten Pumpen (Wilo Star-ST 15/11) für das Arbeitsstoffpaar Wasser-Ionische Flüssigkeit in ihrer Förderleistung nicht ausreichen. Deshalb wurden sie am durch leistungsstärkere Pumpen (Wilo MHIE 205-2G) ersetzt. Diese haben den Vorteil, dass der Förderstrom durch den bei dieser Pumpe serienmäßig vorhandenen Frequenzumrichter über weite Bereiche variiert werden kann. Diese Pumpen wiesen jedoch Dichtigkeitsprobleme auf, die erst durch eine am ITTK entworfene und gefertigte Dichtung behoben werden konnten, welche am eingebaut wurde. Während des Austauschs der Dichtungen hat sich wiederum gezeigt, dass die Verschmutzung der Lösung durch ein weiteres Herauslösen der Dichtpaste und 5

7 fortschreitende Korrosion zugenommen hatte. Ein Teil dieser Verschmutzungen konnte durch wiederholtes Dekantieren bzw. Zentrifugieren wieder entfernt werden. 6

8 3 Projektphase 1 Zu Beginn von Projektphase 1 wurden die Messungen von Viskosität, Dichte und Wärmekapazität des in Betracht gezogenen Arbeitsstoffpaars Wasser-[DEMA] [OMs] durchgeführt. Die Ergebnisse wurden bereits als Publikation akzeptiert und die eingereichte Fassung der Publikation liegt diesem Bericht bei. Alle diese Messergebnisse flossen auch anschließend in die durchgeführten Berechnungen ein. Die Literaturrecherche hat ergeben, dass sowohl Plattenwärmeübertrager als auch Spiralrohrwärmeübertrager für die Verwendung als Absorber einer mit dem Arbeitsstoffpaar Wasser-Ionische Flüssigkeit betriebenen Absorptionskältemaschine in Frage kommen. Die durchgeführten Experimente zur Benetzung haben in beiden Fällen gezeigt, dass nur das Aufbringen kapillaraktiver Strukturen in Form von Metallnetzen zu einer vollständigen Benetzung führt. Bei der zu erwartenden hohen Viskosität der armen Lösung am Eintritt des Absorbers kann weder die komplette Benetzung einer handelsüblichen geprägten Wärmeübertragerplatte noch eines Spiralrohrs ohne Kapillarstruktur gewährleistet werden. Die Untersuchungen zur Filmdicke bei Umgebungsbedingungen und die Stoffdatenmessungen sind direkt in die erstellten Rechenmodelle zur Ermittlung der notwendigen Fläche zur Wärme- und Stoffübertragung eingeflossen. Nach Kenntnisstand am Ende von Projektphase 1 ist bei einer Kälteleistung von 10 kw ein Plattenabsorber mit 16 Platten und einer Wärmeübertragungsfläche von 9,2 m 2 notwendig, um eine vollständige Absorption bei den vorliegenden Betriebsbedingungen zu gewährleisten. Im Falle eines Spiralrohrabsorbers ist bei drei konzentrischen Spiralen von 320 mm, 360 mm und 400 mm Durchmesser, einem Rohraußendurchmesser von 20 mm, einer Wandstärke von 1mm und gleicher Flüssigkeitsschichtdicke wie bei dem Plattenabsorber eine Fläche von 9,3 m 2 notwendig. Diese berechneten Wärmeübertragerflächen setzen mit einer Plattenlänge von 4,5 m bei einer Breite von 126 mm bzw. einer Bauhöhe des Spiralrohrabsorbers von 1 m unrealistische Baugrößen voraus. Es war zu erwarten, dass die Wärmeübertragerfläche und somit die Baugröße weiter reduziert werden kann, da es sich bei beiden Modellierungen um Worst Case Abschätzungen handelte. Im Falle des Plattenabsorbers wurde im Betriebsfall das größte Potential zur Verringerung der Wärmeübertrageroberfläche gesehen, da hier die Abweichungen zwischen den Versuchsbedingungen des Laborversuchs und den realen Betriebsbedingungen 7

9 größer waren als bei dem Spiralrohrabsorber. Die Laborversuche unter Verwendung kapillaraktiver Strukturen wurden an Einzelplatten durchgeführt. Es war zu erwarten, dass die Benetzung durch den geringen Abstand der Platten im Plattenpaket wesentlich verbessert wird. Deshalb wurde in der geplanten Versuchsanlage zunächst ein handelsüblicher Plattenabsorber eingebaut. 8

10 4 Beschaffung und Aufbau der Anlage 4.1 Vorüberlegungen Im Rahmen des Projekts wurde die Verträglichkeit der ionischen Flüssigkeit [DEMA] [OMs] mit verschiedenen Werkstoffen untersucht, darunter verschiedene Proben der Kunststoffe und Metalle, die in der Absorptionskälteanlage und den Pumpen verwendet werden sollten. Bei der Korrosion von Metallen handelt es sich um elektrochemische Prozesse an der Metalloberfläche, welche zur Oxidation und Zersetzung der Metalle führen. Dieser Prozess kann durch ein 3-Elektroden-Setup aus Arbeitselektrode, Gegenelektrode und Referenzelektrode gezielt erzeugt und beschleunigt werden, um damit die Korrosionsrate abzuschätzen (Abbildung 4.1). Abbildung 4.1 Versuchsaufbau mit 3-Elektroden-Setup bestehend aus Arbeitselektrode (rot, mit Materialprobe), Gegenelektrode (schwarz, Glaskohlenstoff) und Referenzelektrode (Platin, blau) Dieses Verfahren wurde bereits im Vorgängerprojekt angewandt, um den Einfluss der ionischen Flüssigkeit auf Metalle zu testen. Aus den erhaltenen Daten konnte ermittelt werden, dass sich der Einsatz von Korrosionsinhibitoren wie Benzotriazol positiv auf das Korrosionsverhalten von [DEMA] [OMs] auswirken kann. Um diesen Einfluss näher zu untersuchen wurde der Inhibitor in verschiedenen Konzentrationen zu der ionischen Flüssigkeit [DEMA] [OMs] gegeben und die Korrosionsrate der Werkstoffe bestimmt. Dazu wurden Voltammogramme (Strom- 9

11 Spannungsdiagramme) aufgenommen und aus diesen Daten anschließend durch logarithmische Auftragung in einem sogenannten Tafel-Plot die Korrosivität abgeschätzt. Ein Beispiel für die Tafel-Plot-Auftragung von V2A-Stahl ist in Abbildung 4.2 dargestellt. Aus dem Schnittpunkt der angelegten Tangenten an die logarithmisch aufgetragenen Strom-Spannungskurven lässt sich mit Hilfe des verwendeten Analyse-Programmes die Korrosionsrate ermitteln. Die Messungen wurden mit einem PGSTAT30 Potentiostaten/ Galvanostaten der Firma Ecolab durchgeführt. Abbildung 4.2 Darstellung des Tafel-Plots aus der Strom-Spannungskurve von V2A Stahl Für diese Untersuchungen wurden Messing, Grauguss, Baustahl und Edelstahl verwendet und der ionischen Flüssigkeit jeweils einen Massenanteil von 0,2 %, 0,5 % und 1 % Benzotriazol zugesetzt. Die gemessenen Korrosionsraten (mm/a) sind in Abbildung 4.3 zusammengefasst. Aus den erhaltenen Daten geht hervor, dass V2A-Stahl von den untersuchten Materialien in Kontakt mit [DEMA] [OMs] die geringste Korrosionsrate zeigt und damit als Material am besten geeignet ist. Bei der Zugabe von Benzotriazol wurden je nach Werkstoff allerdings unterschiedliche Tendenzen beobachtet. Bei Grauguss und Baustahl konnte durch Zugabe des Korrosionsinhibitors Benzotriazol die Korrosionsrate abgesenkt werden, wobei bei 0,5 Ma% der größte Effekt erzielt 10

12 werden konnte. Eine Zugabe von 1 Ma% brachte hier keine weiteren signifikanten Erniedrigungen der Korrosionsrate. 0,8 0,7 Korrosionsrate mm/a 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 Grauguss Messing Baustahl V2A Stahl 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 Additiv in Ma% Abbildung 4.3 Korrosionsraten der Werkstoffe in Abhängigkeit des zugesetzten Inhibitors Im Falle des V2A-Stahls hatte die Zugabe des Inhibitors kaum Auswirkungen und führte bei einer zugegebenen Menge von 1 Ma% sogar zu einer deutlichen Erhöhung des jährlichen Abtrags. Messing zeigte bei diesen Untersuchungen die höchsten Korrosionsrate, welche durch Zugabe des Inhibitors nicht verringert werden konnte. Nach den Messungen zeigten bis auf den V2A-Stahl alle eingesetzten Proben Verfärbungen an der Oberfläche der Materialien (Abbildung 4.4). Abbildung 4.4 Verfärbungen der Werkstoffe nach Messung der Korrosionsrate Prinzipiell lässt sich durch den Einsatz von Benzotriazol als Korrosionsinhibitor in [DEMA] [OMs] die Zersetzung von einigen Werkstoffen verlangsamen, dies muss 11

13 aber im Einzelfall für jedes Material separat geprüft werden, da eine allgemeine Aussage nicht möglich ist. Um die Eignung weiterer Materialien für die Absorptionskälteanlage zu überprüfen, wurden in einem anderen Testverfahren diese mit der ionischen Flüssigkeit bei zwei verschiedenen Temperaturen über mehrere Tage getempert und anschließend die prozentuale Massenänderung des Materials bestimmt. Im Falle eines Einflusses der ionischen Flüssigkeit auf das Material kommt es zu signifikanten Änderungen der Masse des verwendeten Materials. So können sich zum Beispiel Kunststoffe in der ionischen Flüssigkeit lösen oder aufquellen und Metalle eventuell zu einer katalytischen Zersetzung der ionischen Flüssigkeit bei höheren Temperaturen führen. Die Ergebnisse der Versuchsreihe sind in Tabelle 4.1 dargestellt. So wurden sieben verschiedene Kunststoffe (Silicon, PE, PP, PVC, Viton, NBR, EPDM) und sechs unterschiedliche Metalle/Edelstähle (VA Stähle, Aluminium) untersucht. Die Proben wurden jeweils bei 70 C bzw. im zweiten Schritt bei einer maximalen Temperatur von 160 C über mehrere Tage getempert. Tabelle 4.1 Massendifferenzen in Ma% von verschiedenen Kunststoffen und Metallen/Stählen nach Behandlung bei 70 C und 160 C in [DEMA] [OMs] D Ma% [DEMA] [OMs] 70 C [DEMA] [OMs] 160 C Silicon -0,5-0,5 PE 0,0-12,1 PP 0,0 0,6 PCV -0,2-39,8 Viton 26,7 21,6 NBR 3,2 34,6 EPDM -0,2 9,4 VA ,0-0,6 VA ,0-0,8 Al 0,0 n/a VA ,0-0,3 VA ,2-0,7 Betrachtet man zunächst die Kunststoffe zeigt das Experiment, dass Silikon und PP die höchste Beständigkeit gegenüber der ionischen Flüssigkeit besitzen. Sowohl bei 12

14 70 C als auch bei 160 C konnte nur eine geringe Massenabweichung von 0,5 % bzw. 0,6 % festgestellt werden, dem gegenüber stehen die Kunststoffe Viton und NBR. Hier wurde schon bei niedriger Temperatur eine Veränderung des Materials beobachtet. Viton zeigte bei 70 C eine Massenveränderung von ca. 27 % nach der Behandlung mit ionischer Flüssigkeit und quoll merklich auf (Abbildung 4.5). Abbildung 4.5 Viton nach Tempern in [DEMA] [OMs] (links behandelt, rechts unbehandelt) NBR führte zu einer deutlichen Verfärbung der ionischen Flüssigkeit bei niedriger Temperatur. Dies deutet auf einen möglichen Lösungsprozess von Hilfsstoffen im Kunststoff hin. Zudem wurde bei hoher Temperatur ein beachtenswerter Massenzuwachs von 35 % sowie eine deutliche Quellung beobachtet. PE, PVC, EPDM zeigten bei Einsatztemperaturen von 70 C keine nennenswerten Veränderungen in der Masse oder Verfärbungen. Bei höheren Temperaturen allerdings wurden bei PE und PVC signifikante Auflösungserscheinungen beobachtet mit einem Masseverlust von 12 % bzw. 40 %. Dies liegt unter anderem in der geringeren Stabilität der Kunststoffe bei 160 C begründet. Da die Betriebstemperatur allerdings weit niedriger ist (< 100 C) können diese Kunststoffe in der entsprechenden Anlage verwendet werden. Betrachtet man im Vergleich dazu die Metalle bei den beiden Temperaturen erweisen sich alle Edelstähle bei 70 C als stabil und zeigen nur im Falle von VA eine geringe Massenzunahme von 0,2 %. Bei höheren Temperaturen nimmt die Beständigkeit hingegen leicht ab und es wurden Massenverluste von 0,3 % (VA ) bis zu 0,8 % (VA ) bestimmt. Im Falle des Aluminiums wurde bei 160 C eine komplette Zersetzung der ionischen Flüssigkeit beobachtet. Nach dem Tempern konnte nur noch eine schwarze, hochviskose, teerartige Masse erhalten 13

15 werden. Aluminium beschleunigt vermutlich beim Einsatz unter höheren Temperaturen die Zersetzung von [DEMA] [OMs] (Abbildung 4.6). Abbildung 4.6 [DEMA] [OMs] mit Aluminiumprobe nach Tempern bei 160 C 14

16 4.2 Anlagendesign Tabelle 4.2 Verwendete Apparate und Messaufnehmer Apparat Funktion Abkürzung Hersteller Modell Wärmeübertrager Kondensator W01 Heattransfer Modell Wärmeübertrager Desorber W02 Heattransfer Modell Wärmeübertrager Lösungswärmeübertrager W03 Heattransfer Modell Wärmeübertrager Verdampfer W04 Heattransfer Modell Wärmeübertrager Absorber W05 Heattransfer Modell Pumpe Kältemittelpumpe P06 Wilo Star-ST15/11 Pumpe Lösungsmittelpumpe P07 Wilo Star-ST15/11 MHIE 205-2G Pumpe Zirkulationspumpe Absorber P08 Wilo Star-ST15/11 MHIE 205-2G Durchflussmesser FIR01-FIR03 ifm SM 6000 Durchflussmesser FIR04-FIR05 ifm SM 7000 Druckaufnehmer PIR01-PIR06 Endress & Hauser Cerabar T PMC 131 Temperaturaufnehmer TIR01-TIR18 ifm TA 3437 Ziel des Projekts war es, die Absorptionskälteanlage mit Hilfe von kommerziell erhältlichen Standardbauteilen zu konzipieren. Während für kommerziell erhältliche Anlagen, wie die vormals verwendete Suninverse von SK Sonnenklima, Rohrbündelwärmeübertrager als Verdampfer, Kondensator, Absorber und Desorber verwendet werden und diese einen relativ großen Bauraum beanspruchen, war es hier Ziel, das Funktionsprinzip anhand kompakterer Apparate nachzuweisen. Während Plattenkondensatoren und Plattenverdampfer heutzutage in der Industrie schon Verwendung finden, ist das Konzept des Plattendesorbers und absorbers relativ neu. Auf Basis der in Projektphase 1 gewonnenen Erkenntnisse wurden entsprechende Plattenapparate ausgewählt. Für den Absorber wurde das Modell von Heattransfer mit eine Wärmeübertragungsoberfläche von 9 m² gewählt. Diese Wahl ist ein Kompromiss, der aus der mangelnden Verfügbarkeit eines genau 15

17 auf die vorliegenden Anforderungen zugeschnittenen Plattenwärmeübertragers resultiert. Das Modell besitzt 40 Platten, anstatt der in dem Rechenmodell angenommenen 16. Diese Zahl ergab sich aus dem minimal benötigten Volumenstrom pro Platte, der notwendig ist, um diese vollständig zu benetzen. Es handelt sich hierbei jedoch um eine Worst case -Abschätzung. Es kann angenommen werden, dass die Schichtdicke und somit der minimal benötigte Volumenstrom pro Platte niedriger ist als im Laborversuch, da die Temperatur und die Konzentration von Wasser im Absorptionsmittel Wasser-Ionische Flüssigkeit höher ist. Darüber hinaus wurde die Anlage so konstruiert, dass eine Beaufschlagung des Absorbers mit einer höheren Flüssigkeitsmenge möglich ist. Dazu wurde eine Bypassschaltung zwischen den Vorlagetanks B10 und B11 in Abbildung 11.1 ermöglicht. Für den Desorber wurde, wie auch für den Verdampfer und den Kondensator, gemäß Tabelle 4.2, Modell mit einer Wärmeübertragungsoberfläche von 4,2 m² verwendet. Die Herausforderung bei der Konstruktion der Desorbereinheit ist eine vollständige Tropfenabscheidung. Dazu wird der Dampfstrom in Behälter B09 (siehe Abbildung 11.1) durch einen Krümmer umgelenkt und von 300 m/s auf 30 m/s verzögert. So kann sichergestellt werden, dass keine ionische Flüssigkeit in den Kondensator und somit auf die Kältemittelseite der Anlage getragen wird. Bei der Verwendung von Standard-Plattenwärmeübertragern sind die Anschlussgeometrien teilweise nicht immer günstig gelegen. Daher wurde ein erhöhter Verrohrungsaufwand in Kauf genommen. Bei entsprechender Querschnittserweiterung lieferte die Abschätzung des Druckverlustes insbesondere zwischen Verdampfer und Absorber Werte von 3 Pascal je Meter Rohrleitung (DN 100). Es wurden zunächst Düsen zur Flüssigkeitsaufgabe in den Apparaten vorgesehen. Wegen des großen benötigten Bauraums, der den freien Dampfquerschnitt enorm reduziert hätte und so einen großen Druckverlust zur Folge gehabt hätte, wurde auf diese Düsen verzichtet. Zur Aufgabe und Verteilung der Flüssigkeiten in Verdampfer, Absorber und Austreiber wurden schließlich sogenannte Flüssigkeitsaufgabelanzen vorgesehen. Dabei handelt es sich um Rohre, die an einem Ende mit einer Deckplatte verschlossen sind. Die Flüssigkeitsaufgabe erfolgt durch kleine Bohrungen, die in mehreren Reihen angeordnet sind. In Kapitel 5 wird noch näher auf dieses System eingegangen. 16

18 Bezüglich der eingesetzten Werkstoffe konnten, auch hier aufgrund der Verfügbarkeit am Markt, nicht alle Anforderungen, die sich aus Kapitel 4.1 ergaben, eingehalten werden. Beispielsweise wurden kupferlotverbundene Standard- Plattenwärmeübertrager eingesetzt, die wiederum den Einsatz eines Korrosionsinhibitors erforderlich machten. Bezüglich der Verrohrung und Anschlüsse wurde V4A verwendet. Das Dichtungsmaterial wurde soweit vom Hersteller angeboten entsprechend Kapitel 4.1 ausgewählt. Es wurde vorgezogen, alle diejenigen Verbindungen zu verschweißen, die auch für nachträgliche Ergänzungen bzw. Änderungen nicht mehr gelöst werden müssen. Auch bei der Auswahl der Armaturen und Einbauten, wie Messaufnehmer, wurde streng darauf geachtet, dass die das Medium berührenden Teile aus V4A bestehen. Da das Versuchssystem im Unterdruck betrieben wird, wurde an alle verwendeten Komponenten ein besonderer Anspruch in Hinblick auf die erforderliche Dichtigkeit erhoben. Es ist ohne weiteres nicht möglich, Geräte und Armaturen, die für den Einsatz im Überdruck ausgelegt sind, in Systemen in denen Unterdruck herrscht zu verwenden. In diesem Zusammenhang war die Auswahl geeigneter Pumpen eine zentrale Aufgabe. Ausgehend von den Erfahrungen im vorhergehenden Projekt wurde der Einsatz von klassischen Heizungsumwälzpumpen favorisiert. Neben dem günstigen Preis-Leistungsverhältnis befinden sich Pumpe und Motor in einem geschlossenen Gehäuse. Diese Einheit erfordert keine Wellenabdichtung. Die Dichtigkeit ist durch das Ein-Gehäuse-Konzept gegeben. Es wurden für alle Kreisläufe die baugleichen Pumpen Wilo Star-ST15/11 verwendet. Entsprechend der Pumpenwerkstoffe (z.b. Grauguss) war jedoch auch hier der Einsatz eines Korrosionsinhibitors geboten. Die Dimensionierung der zuvor erwähnten Bohrungen in den Flüssigkeitsaufgabelanzen erfolgte entsprechend der Pumpenkennlinien. Durch die später in der Versuchsanlage vorhandenen Verschmutzungen erwies sich eine Umrüstung der Lösungspumpen auf die leistungsstärkeren Pumpen Wilo MHIE 205-2G als sinnvoll. 17

19 5 Inbetriebnahme und Weiterentwicklung Zur Funktionsweise einer Absorptionskälteanlage soll hier auf den Abschlussbericht des vorangegangenen Projekts verwiesen werden. Bei der Inbetriebnahme der Anlage hat sich eine Reihe von Problemen ergeben, die hier im Einzelnen besprochen werden sollen und die nacheinander behoben wurden. Für den Fall, dass mehr Flüssigkeit in den Absorber gefördert wird, als dort hindurchfließen kann, ist ein Rücklauf in den Vorratstank vorgesehen. Dieser Rücklauf besaß jedoch, wie in Abbildung 5.1 gezeigt, fertigungsbedingt einen Materialüberstand von ca. 1 cm, was dazu führte, dass ionische Flüssigkeit auf die Kältemittelseite floss. Dieser Überstand wurde beseitigt und zusätzlich wurde ein Flüssigkeitswehr angebracht, um zu verhindern, dass ionische Flüssigkeit auf die Kältemittelseite gelangt. Danach wurde die Kältemittelseite mit umfangreichen Spülmaßnahmen gereinigt. Abbildung 5.1 Flüssigkeitsrücklauf in den Absorbervorratstank bei Auslieferung Der mit der Fertigung der Anlage beauftragten Firma war es nicht möglich, die Flüssigkeitsaufgabelanzen wie vorgesehen zu fertigen. Deshalb besaßen alle Lanzen Löcher von 1 mm Durchmesser. Um dennoch die durch die Spezifikation vorgesehene Fläche zum Flüssigkeitsdurchtritt einzuhalten, wurde die Anzahl der 18

20 Löcher im Falle der Absorberlanze von dem Unternehmen auf insgesamt 24 in drei Reihen vermindert. Deshalb wurde am ITTK eine neue Flüssigkeitsaufgabelanze (siehe Abbildung 5.2) gefertigt. Sie besaß Bohrungen von 0,4 mm Durchmesser. Diese waren zu je 18 Stück in fünf Reihen verteilt und die fünf Reihen waren innerhalb eines 90 -Winkels angeordnet. Da ein Minimalabstand zur Spitze der Lanze eingehalten werden musste, um das Einlöten der Stirnplatte zu gewährleisten, wurden 2 Bohrungen in der Stirnplatte angebracht, um die Benetzung der äußersten Platte des Wärmeübertragers sicherzustellen. Durch die gewählte Konfiguration wurde die Austrittsgeschwindigkeit der Flüssigkeit vergrößert, wodurch die Benetzung zusätzlich verbessert werden sollte. Abbildung 5.2 Absorberlanze Nach einigen Betriebsstunden löste sich, wie in Kapitel 2 bereits erwähnt, die Dichtpaste, welche durch die mit der Fertigung beauftragte Firma verwendet wurde, teilweise in der ionischen Flüssigkeit. Sie ist jedoch nicht mit der ionischen Flüssigkeit mischbar, weshalb es in der Folge dazu kam, dass die Austrittsöffnungen der Flüssigkeitsaufgabelanze verstopften. Daraufhin wurden in einer neuerlichen Fertigung der Flüssigkeitsaufgabelanze für den Absorber die Löcher unter 19

21 Beibehaltung von Anzahl und Anordnung auf einen Durchmesser von 0,5 mm vergrößert. Auch dadurch konnte das Problem nicht dauerhaft behoben werden, weshalb entschieden wurde, die Lösung zu regenerieren und die Anlage in einer aufwändigen mehrwöchigen Prozedur mit Wasser zu spülen, um die Verunreinigungen zu entfernen. Dabei hat es sich gezeigt, dass die hohe Viskosität der ionischen Flüssigkeit die komplette Entleerung der Anlage erschwert. Es ist deshalb zu empfehlen, die ionische Flüssigkeit vor der Entleerung entweder mit Wasser von der Kältemittelseite zu verdünnen, oder die erste zur Spülung verwendete Wassermenge ebenfalls aufzufangen, das Wasser im Rotationsverdampfer abzutrennen und die zurückbleibende ionische Flüssigkeit zu regenerieren. Dies ist am ITTK in Zusammenarbeit mit IoLiTec auch geschehen. Während dieser Zeit wurden auch neue Flüssigkeitsaufgabelanzen für den Desorber und den Verdampfer gefertigt. Auch hier lag das Augenmerk darauf, die Flüssigkeit durch Bohrungen von 0,5 mm Durchmesser feiner und in einem 90 -Winkel zu verteilen. Neben dem Plattenabsorber sollte auch ein Spiralrohrabsorber getestet werden. Dieser Absorber wurde in einen am ITTK bereits vorhandenen Behälter eingebaut. Dies erforderte ein Abweichen von den in der Worst case -Simulation verwendeten Spiraldurchmessern. Um dennoch eine möglichst große Wärmeübertragungsfläche zu erhalten, wurden vier konzentrische Spiralen anstatt drei, wie in der Simulation in Projektphase 1, verwendet. Diese Spiralen hatten Durchmesser von 240 mm, 200 mm, 160 mm und 120 mm und eine Wandstärke von 1,5 mm. Bei dieser Konfiguration wären Spiralen mit 65 Windungen notwendig um eine Kälteleistung von 10 kw zu erreichen. Die vorliegenden Spiralen besitzen aufgrund des kleineren Bauraums jedoch nur eine Windungszahl von 32 ½. Die erreichbare Kälteleistung sinkt also entsprechend. Auf die Spiralen wurde ein Kapillarnetz mit einer Maschenhöhe von 5 mm aufgebracht, wie es schon im Zwischenbericht getestet wurde. Dadurch soll eine vollständige Benetzung der Rohrspiralen sichergestellt werden. Diese wurden, wie in Abbildung 5.3 zu sehen, durch einen Flüssigkeitssammler verbunden und durch Aluminiumschienen gestützt. Diese Aluminiumschienen gewährleisten einen gleichbleibenden Abstand der Windungen über die gesamte Höhe. Die äußersten 20

22 Schienen ermöglichen zusammen mit dem an die Steigung der Spiralen angepassten Standfuß eine exakt vertikale Ausrichtung im Behälter. Durch Kleinflanschverbindungen werden die Flüssigkeitssammler über flexible Edelstahlschläuche mit dem Kühlwasserkreislauf verbunden (siehe Abbildung 5.6). Abbildung 5.3 Spiralrohrpaket Das Flüssigkeitsaufgabesystem besteht aus zwei Edelstahlplatten. In die untere in Abbildung 5.4 gezeigte Platte sind 8 mm tiefe Nuten, im Folgenden Flüssigkeitsrinnen genannt, gefräst. Die Flüssigkeitsverteilung erfolgt durch 91 Bohrungen von 0,6 mm Durchmesser. Die Abstände der Bohrungen orientierten sich an den Erfahrungen mit dem Rohrbündelwärmeübertrager der Suninverse aus dem vorangegangenen Projekt. Daraus ergaben sich pro Flüssigkeitsrinne (von innen nach außen gesehen) 15, 21, 25 bzw. 30 Bohrungen. Der ursprünglich berechnete 21

23 Bohrungsdurchmesser von 0,5 mm wurde auf 0,6 mm vergrößert, um ein Verstopfen des Aufgabesystems analog zu dem der Flüssigkeitslanze zu vermeiden. Abbildung 5.4 Untere Platte des Aufgabesystems Die untere Platte ist, wie in Abbildung 5.5 zu sehen, mit einer Verschlussplatte verschraubt. Dazwischen befindet sich eine Dichtung aus PTFE-Folie von 0,5 mm Dicke. In die Verschlussplatte ist ein Hohlraum zur Flüssigkeitsverteilung gefräst. Die Flüssigkeitszufuhr erfolgt über einen angeschweißten Flansch an der oberen Platte und einen flexiblen Edelstahlschlauch vom Zufluss am Behälterdeckel aus. Dies ist in Abbildung 5.6 dargestellt. Abbildung 5.5 Aufgabesystem Spiralrohrabsorber Der Dampfeinlass erfolgt über einen Flansch von 100 mm Durchmesser im Behälterdeckel. Das Aufgabesystem in Abbildung 5.5 hat eine Bohrung desselben 22

24 Durchmessers. Dieser dient jedoch nicht nur als Dampfdurchlass, sondern die flexiblen Schläuche für den Kühlwasseranschluss werden dort auch hindurchgeführt. Dadurch wird der freie Querschnitt reduziert. Es war zu befürchten, dass der Druckverlust dadurch ansteigt und zu einer verminderten Absorption führt. Um die Reduzierung des Querschnitts auszugleichen wurden durchgehende Nuten in den freien Bereich zwischen den Flüssigkeitsrinnen des Flüssigkeitsaufgabesystems gefräst. Dies ist in Abbildung 5.5 zu sehen. Dadurch wurde eine zusätzliche Dampfdurchtrittsfläche von 107 cm² generiert. Abbildung 5.6 Spiralrohrabsorber Das Flüssigkeitsaufgabesystem wurde in den Deckel des Behälters montiert, während sich das Spiralpaket im Behälter selbst befindet. Der Behälter ist mit einer 4 mm dicken EPDM-Flachdichtung abgedichtet. Eine Dichtigkeitsprüfung ergab einen 23

25 Druckanstieg von 1 mbar in 24 Stunden, was für die Anwendung in der Versuchsanlage als akzeptabel angesehen wird. Der Spiralrohrabsorber wird über flexible Schläuche, wie in Abbildung 5.7 und Abbildung 11.2 gezeigt, mit der übrigen Anlage verbunden. Abbildung D Modell der Absorptionskälteanlage mit Spiralrohrabsorber (W05) 24

26 6 Messergebnisse In diesem Kapitel soll zunächst auf grundsätzliche Erkenntnisse und dann nacheinander auf die Betriebsergebnisse unter Verwendung eines Plattenwärmeübertragers und unter Verwendung des Spiralrohrwärmeübertragers eingegangen werden. Bei allen Temperaturangaben sollte man die Messgenauigkeit von ± 0,08 K beachten. Es werden Druckaufnehmer mit unterschiedlichen Messbereichen genutzt. Messwerte für den Verdampfer- und Kondensatordruck besitzen eine Ungenauigkeit von ± 0,3 mbar, Messwerte für die Pumpenvordrücke und den Druck im Purgegastank besitzen eine Ungenauigkeit von ± 0,6 mbar. Die Messgenauigkeit für den Volumenstrom an Kaltwasser beträgt ± 15 l/h, für den Volumenstrom an Heizwasser ± 20 l/h und für den Volumenstrom des Kühlwassers ± 50 l/h. Lösungsseitig besitzen die Durchflussmesser eine Genauigkeit von ± 0,05 l/min, kältemittelseitig eine Genauigkeit von ± 0,1 l/min. Neben den unmittelbaren Messwerten wird die Kälteleistung und der COP (Coefficient of Performance) angegeben. Dieser bildet das Verhältnis aus Kälteleistung und eingebrachter Heizleistung. Die zugeführte elektrische Leistung der Pumpen wird hier vernachlässigt. Es hat sich herausgestellt, dass die Gefahr der Kondensation von desorbiertem Wasser im Abscheider B09 besteht. Bei einer Heizwassereintrittstemperatur von 90 C beträgt die mittlere Temperatur im Abscheider nach dem Desorber nur 38,3 C, was dem Sättigungspartialdruck von Wasser bei 67,4 mbar entspricht. Da im Behälter ein mittlerer Druck von 65,4 mbar gemessen wurde, muss im Rahmen der Messgenauigkeit von Druck und Temperatur von einer Kondensation an den Rohr- und Behälterwänden ausgegangen werden. Das Kondensat fließt anschließend nach unten und vermischt sich mit der armen Lösung. Dadurch gelangt die Lösung wieder in ihrer Ausgangskonzentration in den Vorlagebehälter B10. Dies führt wiederum dazu, dass keine Absorption stattfinden kann, da die Lösung bereits den Wassergehalt der reichen Lösung besitzt. Dieses Problem wurde durch das Anbringen eines Heizbandes behoben. Es ist mit einem Thermoschalter gegen Überhitzung ausgerüstet und erhitzt das Rohr und den Abscheider B09 auf eine Temperatur über der Gleichgewichtstemperatur bei dem jeweiligen Kondensatordruck. 25

27 Abbildung 6.1 und Abbildung 6.2 zeigen die internen Temperaturen in der Absorptionskälteanlage unter Verwendung eines Plattenabsorbers. In beiden Fällen wurde bei einer Heizwassertemperatur von 90 C eine Kaltwasseraustrittstemperatur um 15 C erreicht. Im in Abbildung 6.1 dargestellten Zeitraum wurde bei einer Kühlwassereintrittstemperatur von 27 C eine durchschnittliche Kälteleistung von 273 W bei einem COP von 0,33 erreicht. Die durch Fehlerfortpflanzung ermittelte Genauigkeit beträgt für die Kälteleistung ± 101 W und für den COP ± 0, Temperatur [ C] :00 1:12 2:24 3:36 4:48 6:00 7:12 Uhrzeit[-] B09 (AbscheiderDesorber) B10 (VorlageAbsorber) B12 (VorlageVerdampfer) ArmeLsgDesorberAUS ArmeLsgWTAUS KondensatHochdruck B13 (AbscheiderVerdampfer) B11 (VorlageDesorber) ArmeLsgAbsorberEIN ReicheLsgDesorberEIN KondensatNiederdruck Abbildung 6.1 Messergebnisse bei einer Heizwassereintrittstemperatur von 90 C und einer Kühlwassereintrittstemperatur von 27 C Bei einer Kühlwassertemperatur von 24 C konnte eine durchschnittliche Kälteleistung von 328 W bei einem COP von 0,42 erreicht werden. Hier liegt die 26

28 Genauigkeit bei ± 103 W für die Kälteleistung und bei ± 0,22 für den COP. Die internen Temperaturen dieser Messung sind in Abbildung 6.2 dargestellt Temperatur [ C] :57 20:09 21:21 22:33 Uhrzeit[-] B09 (AbscheiderDesorber) B10 (VorlageAbsorber) B12 (VorlageVerdampfer) ArmeLsgDesorberAUS ArmeLsgWTAUS KondensatHochdruck B13 (AbscheiderVerdampfer) B11 (VorlageDesorber) ArmeLsgAbsorberEIN ReicheLsgDesorberEIN KondensatNiederdruck Abbildung 6.2 Messergebnisse bei einer Heizwassereintrittstemperatur von 90 C und einer Kühlwassereintrittstemperatur von 24 C Vergleicht man die internen Temperaturen in Abbildung 6.1 und in Abbildung 6.2, erkennt man, dass alle Temperaturen, die von der Absenkung der Kühlwassertemperatur beeinflusst sein sollten, ebenfalls sinken. Das sind im Einzelnen die Temperaturen in den beiden Vorlagetanks B10 und B11, welche hier miteinander verbunden sind. Aus Tank B10 wird die arme Lösung zum Absorber gepumpt, was dazu führt, das diese Temperatur bei niedrigerer Kühlwassertemperatur ebenfalls sinkt. Das gleiche gilt für die Temperatur der reichen Lösung am Desorbereintritt. Auch die Kondensattemperatur sinkt bei entsprechender 27

29 Absenkung der Kühlwassertemperatur. Anhand dieser Plausibilitätsprüfung wurde der Funktionsnachweis des aufgebauten Gesamtsystems erbracht. Da die angestrebte Kälteleistung jedoch nicht erreicht wurde, soll nun der Fokus der Betrachtungen auf dem Plattenabsorber liegen. Bereits in Projektphase 1 wurde die zu erwartende Flüssigkeitsfilmdicke im Absorber abgeschätzt. Dies geschah anhand einer mit einem Kapillarnetz bespannten Stahlplatte, bei der eine Filmdicke von 1,7 mm bei einem Wassermassenanteil von 4 % im Wasser-[DEMA] [OMs] Gemisch und bei einer Raumtemperatur von 20 C ermittelt wurde. Dabei handelt es sich jedoch um eine Worst Case -Betrachtung, da der Wassermassenanteil des Gemisches in der Anlage je nach Betriebsfall etwa 9 % beträgt und die Temperatur auch höher ist. Die Filmdicke im Betriebsfall sollte also wesentlich geringer sein. Der verwendete Plattenwärmeübertrager besitzt einen Plattenabstand von 2,0 mm. Die Ergebnisse der Betriebsversuche deuten darauf hin, dass die Dicke des Flüssigkeitsfilms auf beiden Seiten des Spalts annähernd dessen gesamten Querschnitt einnimmt und kaum freies Volumen für den Dampf bleibt. Die in den beiden zuvor vorgestellten Fällen offensichtlich vorhandene Absorption, und dadurch Bereitstellung einer geringen Kälteleistung, ist darauf zurückzuführen, dass der Plattenabsorber nicht vollständig benetzt ist. In diesem Fall strömt der Dampf entlang unbenetzter Abschnitte zwischen den Flüssigkeitssträhnen. An der Grenzfläche zwischen der dampfförmigen und der flüssigen Phase erfolgt dann Absorption. Unter Verwendung eines Spiralrohrabsorbers konnte bei den in diesem Kapitel vorgestellten Messungen ebenfalls im Mittel nur eine Kälteleistung von 255 W ± 10 W realisiert werden. Hierbei betrug die Heizwassereintrittstemperatur 85,1 C ± 0,63 C und die Kaltwassereintrittstemperatur 27,0 C ± 0,03 C. Um die Ursachen für die geringe Kälteleistung zu analysieren, sollten die Einflüsse des auf den Absorber aufgegebenen Volumenstroms an Lösung, auf den Desorber aufgegebenen Volumenstroms an reicher Lösung und des auf den Verdampfer aufgegebenen Kältemittelvolumenstroms untersucht werden. Bei der Vorstellung der Ergebnisse werden im Folgenden stets die Mittelwerte der den Apparaten zugeführten Volumenströme mit den zugehörigen maximalen Abweichungen genannt. Durch Verschmutzungen in der Anlage, auf die später noch näher eingegangen werden soll, konnte ein konstanter Volumenstrom nicht immer gewährleistet werden. Durch sich ändernde Umgebungsbedingungen kann es im Laufe einer Messreihe auch zu 28

30 Abweichungen bei der Eintrittstemperatur von Kühlwasser und Heizwasser kommen. Diese beiden Phänomene werden nachfolgend unter Stabilität der Betriebsbedingungen zusammengefasst. Alle dargestellten Messungen erfolgten unter Verbindung der Tanks B10 und B11 (siehe Abbildung 11.2). Deshalb kann man bei der am Absorbereintritt aufgegebenen Lösung nicht von der kältemittelarmen Lösung sprechen. Die Kältemittelkonzentration liegt zwischen den Konzentrationen am Absorberaustritt und Desorberaustritt. Dagegen wird davon ausgegangen, dass kältemittelreiche Lösung auf den Desorber aufgegeben wird, da der Volumenstrom dieser reichen Lösung bei diesen und den im Folgenden dargestellten Messungen stets höher ist, als der Volumenstrom der Lösung am Absorbereintritt. In Abbildung 6.3 sind die Kaltwasseraustrittstemperatur und der COP im stationären Zustand bei verschiedenen Volumenströmen an Lösung, die auf den Absorber aufgegeben werden, aufgetragen. Der Volumenstrom der reichen Lösung am Desorbereintritt beträgt 0,75 l/min ± 0,09 l/min und der des Kältemittels am Verdampfereintritt 1,21 l/min ± 0,06 l/min. t Kaltwasser,aus [ C] ,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 COP [-] 0 0,0 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 Volumenstrom Absorber, ein [l/min] Kaltwasseraustrittstemperatur COP Abbildung 6.3 Einfluss des auf den Absorber aufgegebenen Volumenstroms an Lösung 29

31 Wie in Abbildung 6.3 zu sehen, wird die tiefste Temperatur bei einem Lösungsvolumenstrom von 1,5 l/min am Absorbereintritt erreicht. Die Messungen sind im Rahmen der Stabilität der Betriebsbedingungen und der Messgenauigkeit reproduzierbar. Unter Beachtung der leicht schwankenden Betriebsbedingungen, wird der Bereich zwischen 1,5 l/min und 1,9 l/min als Optimum betrachtet. Im nächsten Schritt wurde der Einfluss des Kältemittelvolumenstroms auf die Leistung der Absorptionskältemaschine untersucht. Der Volumenstrom der Lösung am Absorbereintritt wurde anhand des zuvor ermittelten Optimums gewählt und beträgt 1,53 l/min ± 0,01 l/min. Der Volumenstrom der reichen Lösung am Desorbereintritt beträgt 0,76 l/min ± 0,02 l/min. Wie in Abbildung 6.4 zu sehen, wurde die niedrigste Kaltwasseraustrittstemperatur bei einem Kältemittelvolumenstrom von 1,2 l/min gemessen. 18 1,0 t Kaltwasser,aus [ C] ,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 Volumenstrom Kältemitte, Verdampfer, einl [l/min] Kaltwasseraustrittstemperatur COP 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0 COP [-] Abbildung 6.4 Einfluss des auf den Verdampfer aufgegebenen Kältemittelvolumenstroms Ermittelt man den Druck im Verdampfer rechnerisch aus der gemessenen Kaltwasseraustrittstemperatur und der treibenden Temperaturdifferenz zur Wärmeübertragung, so ist der gemessene Druck im Mittel um 0,4 mbar höher als der berechnete. Ursache für eine positive Abweichung des gemessenen zum berechneten Druck im Verdampfer kann der Druckverlust der 2-Phasen-Strömung im 30

32 Verdampfer sein. Deshalb wurde zusätzlich zu den experimentellen Untersuchungen eine Abschätzung des Druckverlustes für die 2-Phasen-Strömung im Verdampfer durchgeführt. Hierbei wurde der Druckverlust für die zwei einphasigen Grenzfälle nach Martin [4] bestimmt und gemäß Kreissig [5] linear interpoliert. Bei der inkrementellen Berechnung wird angenommen, dass der zunehmende Massenstrom an Kältemitteldampf sich entsprechend einer geometrischen Reihe entwickelt. Ein Inkrement entspricht 1 cm Bauhöhe. Nimmt man einen Kältemittelmassenstrom von 1,2 l/min und eine näherungsweise konstante Filmdicke von 0,5 mm an, ergibt sich bei den vorliegenden Messungen ein Druckverlust von ca. 0,2 mbar. Unter Beachtung der Messungenauigkeit von Druck und Temperatur und unter der Beachtung dieses Druckverlustes stimmt der theoretisch erwartete Druck sehr gut mit dem gemessenen Druck im Verdampfer überein. Selbst bei einer Kälteleistung von 5 kw und einer Kaltwasseraustrittstemperatur von 5 C liegt nur ein rechnerischer Druckverlust von 0,22 mbar vor. Dies lässt den Schluss zu, dass der Druckverlust in Verdampfer nicht für die zu geringe Kälteleistung verantwortlich ist. 18 1,0 t Kaltwasser,aus [ C] ,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 COP [-] 0 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 Volumenstrom Reiche Lösung, Desorber, ein [l/min] Kaltwasseraustrittstemperatur COP Abbildung 6.5 Einfluss des auf den Desorber aufgegebenen Volumenstroms an kältemittelreicher Lösung 31

33 Im letzten Schritt sollte der Einfluss des Volumenstroms an kältemittelreicher Lösung, der auf den Desorber aufgegeben wird untersucht werden. Der Volumenstrom der Lösung am Absorbereintritt und der Kältemittelvolumenstrom wurden anhand der genannten Optima gewählt und betrugen 1,56 l/min ± 0,10 l/min für den Eintrittsvolumenstrom in den Absorber und 1,21 l/min ± 0,03 l/min für den Kältemittelmassenstrom. Wie in Abbildung 6.5 dargestellt, wurde hier die niedrigste Kaltwasseraustrittstemperatur bei einem Volumenstrom der reichen Lösung von 0,55 l/min gemessen. Bei allen vorgenannten Messungen fällt auf, dass der gemessene Druck im Hochdruckteil um mbar höher ist als berechnet. Der Druckverlust in der Leitung zwischen Desorber und Kondensator beträgt jedoch auch bei der Nennleistung von 5 kw Kälteleistung, welche mit einem wesentlich höheren Dampfvolumenstrom verbunden ist, nur 0,5 mbar. Schätzt man den Druckverlust der 2-Phasen-Strömung im Kondensator analog der Berechnung des Druckverlusts im Verdampfer ab, so beträgt dieser bei den Nennbedingungen auch nur 0,2 mbar. Der Druckverlust der Dampfströmung im Hochdruckteil kann also nicht für das genannte Phänomen verantwortlich sein. Der Grund für die hohe Druckdifferenz zwischen Theorie und Experiment ist der Mitriss von Flüssigkeitstropfen im Dampfstrom zwischen Desorber und Kondensator. Um diese abzuscheiden wird der Dampfstrom beim Eintritt in Behälter B09 (siehe Abbildung 11.2) mit einem Krümmer umgelenkt. Dies erwies sich im Laufe des Projektes jedoch als nicht ausreichend. Als Folge dieses Tropfenmitrisses in den Kondensator, sind die Kondensatorplatten mit einem dünnen Film ionischer Flüssigkeit benetzt. Dies vermindert den Wärmeübergang. Bei konstanter Kühlwassertemperatur führt dies dazu, dass der Druck im Kondensator höher ist, als theoretisch berechnet. Dies wiederum führt zu einem Anstieg der Konzentration des Kältemittels Wasser in der aus dem Desorber austretenden kältemittelarmen Lösung. Um dennoch die angestrebte Kälteleistung zu erreichen, müssten die Volumenströme an armer und reicher Lösung angepasst werden. Hier muss man zwischen zwei Betriebszuständen unterscheiden. Betriebszustand 1 ist dadurch charakterisiert, dass das Ventil zwischen den Tanks B10 und B11 in Abbildung 11.2 geschlossen ist und nur kältemittelarme Lösung in den Absorber eintritt. Dies ist der 32

34 Normalfall, der bei handelsüblichen Absorptionskälteanlagen dieser Leistungsklasse vorliegt. Wie in Kapitel 4.2 bereits erläutert, ermöglicht die Verbindung der Tanks B10 und B11 jedoch auch einen Betriebszustand 2, bei dem eine wesentlich höhere Flüssigkeitsmenge auf den Absorber aufgegeben werden kann, als auf den Desorber. Dies bedeutet jedoch auch, dass bei der Lösung, die in den Absorber eintritt, eine Mischkonzentration vorliegt, die zwischen der Konzentration der armen und der reichen Lösung liegt. Um die geforderte Kälteleistung zu erreichen, muss das Verhältnis zwischen dem Eintrittsmassenstrom in den Absorber und dem Eintrittsmassenstrom in den Desorber anhand von Vorausberechnungen exakt eingestellt werden. Einschränkungen bestehen dadurch, dass die Flüssigkeitsmenge ausreichend groß sein muss, um die Wärmeübertragerflächen vollständig zu benetzen. Sie darf aber auch nicht zu groß sein, damit die Wärme- und Stoffübertragung im benötigten Maß gewährleistet ist. Beide Betriebszustände konnten jedoch bei den vorliegenden Messungen nicht eingestellt werden. Grund dafür sind die bereits in Kapitel 2 erwähnten Verschmutzungen. Diese lagerten sich auch im Lösungswärmeübertrager ab und führten dort zu einem erhöhten Druckverlust. Dies verhinderte, dass Flüssigkeit in ausreichendem Maße aus dem Behälter B09 ablaufen konnte. Deshalb war es bei beiden Betriebszuständen nicht möglich, die dem Absorber bzw. Desorber zugeführten Volumenströme an Lösung, die zur Bereitstellung der angestrebten Kälteleistung notwendig gewesen wären, frei zu wählen. Konkret bedeutet dies, dass in Betriebszustand 1 nur eine sehr geringe Menge an armer Lösung zur Verfügung steht, die dem Absorber zugeführt werden kann. In Betriebszustand 2 ist durch die Akkumulation von Lösung in Behälter B09 nicht genug Lösung in den Behältern B10 und B11 vorhanden, um bei einem hohen auf den Absorber aufgegebenen Volumenstrom einen ausreichenden Pumpenvordruck zu gewährleisten. Ein Nachfüllen von Lösung an dieser Stelle ist nicht sinnvoll, da die Füllhöhe im Stillstand dann die Behälterhöhe überschreiten würde und ionische Flüssigkeit auf die Kältemittelseite gelangen würde. Darüber hinaus verstärkt die Akkumulation von Flüssigkeit im Behälter B09 den Tropfenmitriss in den Kondensator. Schlussendlich führen all diese Probleme zu einem geringen COP, da unter diesen Betriebsbedingungen ein hoher Anteil des dem Desorber zugeführten Wärmestroms zum Erwärmen der Lösung benötigt wird und nur ein geringer Anteil zur Desorption. 33

35 Um die angestrebte Kälteleistung und einen mit Wasser-LiBr vergleichbaren COP zu erreichen, müssen die Anlage und die Flüssigkeit langfristig restlos von den Verschmutzungen befreit werden. Darüber hinaus muss ein geeigneter Tropfenabscheider zwischen Desorber und Kondensator eingebaut werden. Dies muss im Verbindungsrohr zwischen Behälter B09 und Kondensator erfolgen, um auch dann eine sichere Betriebsweise zu ermöglichen, wenn der Desorber halb geflutet betrieben werden soll. Dabei muss gewährleistet werden, dass die aus dem Tropfenabscheider ablaufende Flüssigkeit wieder in den Behälter B09 gelangt. 34

36 7 Designregeln Augenblicklich ist die vorgestellte Absorptionskältemaschine als Laboranlage konzipiert. Es sollte sichergestellt werden, dass einzelne Komponenten ausgetauscht werden können. Deswegen war die Verbindung der Apparate durch lange Rohrleitungen notwendig. Dies führt trotz Isolierung zu Wärmeverlusten, im Falle dass die Anlageninnentemperatur über der Umgebungstemperatur liegt und zu unerwünschtem Wärmeeintrag auf der Kältemittelseite. Das bereits im Rahmen des Vorgängerprojekts entwickelte Simulationsprogramm wurde um ein Berechnungsmodul für die Wärmeverluste ergänzt, um genau diesen Aspekt im Design zu optimieren. Es ist unabdingbar, die Verbindung zwischen Desorber und Kondensator kürzer zu gestalten, um zu vermeiden, dass es dort insbesondere während des Anfahrprozesses zu Kondensation kommt. Dabei kann jedoch, wie in Kapitel 6 gezeigt, nicht auf den Abscheidebehälter B09 und einen zusätzlichen Tropfenabscheider verzichtet werden. Die größten Wärmeverluste entstehen jedoch aufgrund der relativ hohen umgepumpten Volumenströme zwischen Desorber und Lösungswärmetauscher. Die Zuleitung der reichen Lösung zum Desorber ist momentan 2,5 m lang, der Rücklauf der armen Lösung vom Desorber zum Lösungswärmetauscher 1,5 m lang. Durch eine Anordnung des Lösungswärmetauschers direkt unterhalb des Desorbers könnte der vorliegende Wärmeverlust vermindert werden. Dabei sollte die vorliegende Einbauhöhe jedoch beibehalten werden, da der Rücklauf durch seine Anordnung als Drossel fungiert. Der Hauptanteil des Wärmeeintrags erfolgt über die drei Pumpen. Hier muss jedoch ein Kompromiss zwischen dem am Markt verfügbaren Angebot an Pumpen mit ausreichender Förderhöhe und niedrigem NPSH-Wert und dem auftretenden Wärmeeintrag gefunden werden. 35