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Neue Energien 2020 - 2. Ausschreibung K l ima - und Energ ie fonds des Bundes – Abw ick lung du rch d ie Öste r re i ch i s che For schungsförderungsgese l l s chaf t

FFG

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NEUE ENERGIEN 2020 Publizierbarer Endbericht – INDEX

Programmsteuerung:

Klima- und Energiefonds

Programmabwicklung:

Österreichische Forschungsförderungsgesellschaft mbH (FFG)

Ein publizierbarer Endbericht sollte folgende Struktur (Index) besitzen und besteht aus mindestens

10 Seiten:

1 Einleitung

1.1 Aufgabenstellung

Unter den vielen Technologien für thermisch angetriebene Kühlsysteme werden

Absorptionskältemaschinen als besonders geeignet angesehen, um Wärme bei niedrigen

Temperaturen für Kühlung nutzen zu können. Die Absorptionstechnologie findet allerdings auch in

gasgetriebene Absorptionswärmepumpen ihre Anwendung. So lassen sich damit herkömmliche

Wärmpumpen und auch Brennwertkessel zu substituieren.

Unabhängig von der jeweiligen Anwendung besteht ein Absorptionssystem aus mindestens einem

Absorber, in dem Gas von einer Flüssigkeit, dem Absorptionsmittel, absorbiert wird, und der jene

Komponente darstellt, die über die Kapazität und Effizienz des Systems entscheidet. Der Absorber

ist im Wesentlichen ein Gerät, in dem Gas und Flüssigkeit in Kontakt gebracht werden, um die

Auflösung des Gases in der Flüssigkeit über die entstehende Gas-Flüssigkeits-Grenzfläche zu

ermöglichen. Je nachdem wie viel Wärme dabei generiert wird, müssen außerdem Maßnahmen zur

Wärmeableitung gesetzt werden.

Eine große Gas-Flüssigkeits-Grenzfläche ist essentiell für eine effiziente Absorption und kann auf drei

Arten erreicht werden, die daher ein Klassifizierungsschema für Absorber liefern: Es gibt Sprüh-,

Film- und Blasenabsorber, deren Arbeitsprinzipien in Abb. 1.1 dargestellt sind.

(a) Sprüh (b) Fallfilm (c) Blasen

Abb. 1.1:Gas-Flüssigkeits-Grenzfläche in verschiedenen Absorbertypen, in (a) und (c) ist die

Gas-Flüssigkeits-Grenzfläche gleich der Oberfläche der Flüssigkeitstropfen bzw. Gasblasen.

gas

liquid

gas

liquid

gas

liquid

Gasblase

Flüssigkeit Flüssigkeits-

film

Gas

Flüssigkeits-

tropfen

Gas


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Jede der dargestellten Varianten besitzt Vor- und Nachteile und dementsprechende Anwendungen.

Beispielsweise können in Sprühabsorbern die Flüssigkeitstropfen keinen Kontakt mit festen

Strukturbestandteilen bilden, was einen adiabatischen Absorber bedingt. Bei gleichzeitig

erforderlicher Wärmeabgabe müssen Film- oder Blasenabsorber herangezogen werden. Die

Entscheidung zwischen diesen beiden wird auf Grundlage der möglichen Druckverluste gefällt: Bei

niederem Arbeitsdruck (z.B. in LiBr/Wasser-Absorptionssystemen) muss ein Filmabsorber, der als

einziger einen vernachlässigbaren Druckverlust aufweist, verwendet werden, während bei

Hochdrucksystemen (z.B. Ammoniak/Wasser als Arbeitspaar) auf Blasenabsorber mit wesentlich

besseren Wärme- und Massentransportkoeffizienten, zurückgegriffen werden kann.

Ziel des Projektes war es das Konzept für einen innovativen Blasenabsorber zu entwickeln und

dieses Konzept anhand eines Funktionsmusters zu testen.

1.2 Schwerpunkte des Projektes

Zielsetzung in diesem Projekt war die Entwicklung und Evaluierung eines innovativen

Blasenabsorbers für Hochdruckabsorptionsanwendungen zur Wärme- beziehungsweise

Kältebereitstellung. Dabei lag der Fokus vor allem auf folgenden Arbeiten:

• Zunächst wurden Ammoniakblasenströmungen im Einzelkanalsystem untersucht, um das

grundsätzliche Verständnis zu vertiefen.

• Ammoniakblasenströmungen im Mehrkanalsystem waren insbesondere für die Entwicklung

der Verteilgeometrie von Bedeutung.

• Nach der Entwicklung des Absorbers wurde dieser in realen Wärmepumpen beziehungsweise

Kälteanlagen vermessen.

1.3 Einordnung in das Programm

1.3.1 Energiestrategische Ziele

• Sicherstellung der Kriterien der Nachhaltigkeit: ökonomisch, ökologisch und sozial dauerhaft, Reduktion der Importabhängigkeit bei Energieträgern, Reduktion des Energiebedarfs durch verbraucherseitige Maßnahmen

Ein Anteil von 51,3 % des Gesamt-Endenergieverbrauchs in Österreich entfällt auf den

Energieverbrauchsbereich „Wärme und Kälte“ (Niedertemperaturwärme, Klimatisierung und

Prozesswärme)1. Laut Studie ergeben sich durch Umstrukturierungen dieses Sektors durch

anteilsmäßige Steigerung der erneuerbaren Energieträger bei gleichzeitiger Steigerung der

Anwendungseffizienz folgende positive Effekte in Österreich:1

- Reduktion der Importabhängigkeit von fossilen Energieträgern und Reduktion der

zugehörigen nationalen Zahlungsabflüsse.

- Reduktion des CO2 Ausstoßes und Vermeidung von damit in Zusammenhang

stehenden Kosten (z.B. Zertifikatskäufe)

- Positive Einflüsse auf die österreichsiche Volkswirtschaft wie Schaffung von

zukünftigen Arbeitsplätzen und Schaffung regionaler Wertschöpfung durch

Investitionen in und den Betrieb von Anlagen zur Nutzung erneuerbarer Energie

1 Haas et al., Wärme und Kälte aus Erneuerbaren 2030, Dachverband Energie Klima, 2007


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- Ausbau von Technologieführerschaften im Bereich erneuerbarer Enerige und

Förderung eines entsprechenden Heimmarktes, wodurch auch positive

Rahmenbedingungen für den Ausbau des Exportmarktes geschaffen werden.

• Erhöhung der Ressourcen- und Energieeffizienz

Die Erhöhung der Ressourcen- und Energieeffizienz durch Einsatz der Absorptionstechnologie ergibt

sich unter anderem durch folgende Effekte:

- Verminderung des Stromverbrauchs durch Substitution von Kompressionsklimageräten

durch thermische Absorptionskältemaschinen mit erneuerbaren Antriebsenergien (z.B.

Biomasse oder Sonnenenergie) bzw. durch Nutzung von Abwärmequellen

- Nutzung von bisher ungenutzter Abwärme zur Bereitstellung von Kälte zur

Lebensmittelkühlung und/oder Gebäudeklimatisierung bzw. zur umweltfreundlichen

Bereitstellung von Prozesskälte für Industriebetriebe

- Substitution von Kompressionskühlmaschinen durch mit Fernwärme betriebene

Absorptionskältemaschinen (hocheffiziente Kälteerzeugung durch Kraft-Wärme-Kälte-

Kopplung)

- Verringerung des Endenergieverbrauchs von Heizungssystemen mit hohen

Vorlauftemperaturen durch Substitution ineffizienter Heizkessel durch die hocheffiziente

thermische Ammoniak-Wärmepumpen-Technologie (z.B. in Kombination mit Biomasse)

• Reduktion der Importabhängigkeit von Energieträgern

Die Reduktion der Importabhängigkeit von Energieträgern durch den Einsatz von

Absorptionswärmepumpen ist evident und ergebt sich aus den bereits genannten

Anwendungsszenarien: Verstärkte Nutzung von Abwärme-Quellen und erneuerbaren Energien zur

Kälteerzeugung sowie effizientere Systeme zur Raumheizung und Warmwasserbereitung durch

zusätzliche Nutzung erneuerbarer Umweltwärme (z.B. in Kombination mit Biomasse Heizung).

• Reduktion des Energiebedarfs durch verbraucherseitige Maßnahmen

Speziell im Bereich der Lebensmittelkühlung die derzeit größtenteils mittels elektrischer Energie

bewerkstelligt wird kann der Einsatz der Technologie zu einer Änderung der Verbraucherstruktur

führen (Wechsel von elektrischer Energie zu thermischer Antriebsenergie die aus obig genannten

Wärmequellen bezogen kann).

• Aufbau und Sicherung langfristig klimaschützender Raum- und Wirtschaftsstrukturen

Dieser Aspekt wird durch den Einsatz der Absorptionstechnologie dadurch gesichert, dass es durch

die Forcierung der Technologie im Energiesektor „Wärme und Kälte“ der auch in Österreich immens

an Bedeutung gewinnt zu einer Verschiebung der Energiebereitstellung von fossilen Energieträgern

hin zu erneuerbaren Energieträgern kommt.

• Verbesserung des Wissens über langfristige Entwicklungen, ihre Kosten und Wirkungen

Die im Projekt gewonnenen Erfahrungen mit Absorptionswärmepumpen tragen zur Erweiterung des

Wissens über die Möglichkeiten der Einbindung solcher Systeme in bestehende und zukünftige

Energiesysteme bei (z.B. thermische Netze).


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1.3.2 Systembezogene Ziele

• Reduktion des Verbrauchs fossiler und nuklearer Energieträger

Wird eine tiefe Marktdurchdringung der Ammoniak-Absorptionstechnologie erreicht, so ergibt sich

als Konsequenz eine Verschiebung des Endenergieverbrauchs für Kühlzwecke von Strom zu

erneuerbarer Wärme. Der reduzierte Stromverbrauch führt immanent zu einer Reduktion des

Verbrauchs fossiler und nuklearer Energieträger, da durch diese Einsparung thermisch produzierter

Strom bzw. Atomstrom substituiert wird.

• Erschließung von Ressourcen erneuerbarer Energieträger

Die Erschließung von Ressourcen erneuerbarer Energieträger ergibt sich aus der direkten Nutzung

erneuerbarer Energieträger für Kühlzwecke (z.B. Biomasse). Wird die Technologie zur

Raumbeheizung genutzt, wird Umgebungswärme wie beispielsweise Erdwärme für diesen Zweck

genutzt. Betrachtet man den Fall der Einbindung von Ammoniak-Absorptionskältemaschinen in Fern-

und Nahwärmenetze (Kraft-Wärme-Kälte-Kopplung) so hängt der Nutzungsgrad erneuerbarer

Energien von dem verwendeten Brennstoff der Anlage ab, wobei in Österreich in diesem Bereich ein

klarer Trend zur Biomasse vorliegt.

• Verbesserung der Umwandlungseffizienz

In diesem Zusammenhang ist der Sanierungsbereich von Gebäuden bzw. die Substitution alter Gas-

und Ölkessel zu nennen. Derzeit werden in Österreich ca. 430.000 veraltete Ölkessel und 150.000

veraltete Gaskessel betrieben2. Der Kesseltausch im Zuge von Gebäudesanierungen erfolgt wegen

der bereits vorhandenen Versorgungsinfrastruktur in der Regel derart, dass die Art des

Energieträgers beibehalten wird. Im Sinne der Erhöhung der Effizienz des Energiesystems und der

damit verbundenen Reduktion an CO2-Emissionen ist beim Kesseltausch darauf zu achten, dass bei

der Substitution die modernsten Technologien mit höchstmöglichem Wirkungsgrad eingesetzt

werden. Die Ammoniak-Absorptionswärmepumpe stellt eine solche Technologie dar. Sie ist in der

Lage neben der im Brennstoff gespeicherten Energie zusätzlich Umgebungswärme zu nutzen, womit

sie die Effizienz der heute eingesetzte Brennwerttechnik um bis zu einem Faktor von 1,6 übertrifft,

ein Paradebeispiel für den Einsatz der hier vorgeschlagenen Technologie.

• Entwicklung von Schlüsseltechnologien

Durch das neuartige Konzept der Mikrokanäle wird nicht nur eine signifikante Steigerung der

Effizienz der Wärmeübertragung erreicht werden, sondern auch die Möglichkeit für

Kompaktifizierung und Miniaturisierung geschaffen. Dies birgt das Potential erheblicher

Vereinfachungen in der Handhabung und Anwendung von Wärmepumpen und Kühlanlagen. Der

entwickelte Hochleistungs-Wärmeübertrager stellt damit eine Schlüsseltechnologie für diese

Systeme dar.

• Herstellung einer Optionenvielfalt bei Technologien und Energieträgern

Der Mikrokanalplatten-Blasenabsorber ist eine Alternative zu konventionellen

Plattenwärmetauschern. Seine Entwicklung stellt die Erschaffung einer neuen und überlegenen

Option bei der Anwendung von Absorptionsanlagen dar.

• Multiplizierbarkeit, Hebelwirkung und Signalwirkung

Der breite Markteintritt der Ammoniak-Absorptionstechnologie würde eine Hebelwirkung auf andere

in Österreich stark vertretene Branchen ausüben. So könnte der hier entwickelte Hochleistungs-

2 Vereinigung Österreichischer Kessellieferanten (VÖK), 2008


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Absorber auch in der chemischen Industrie und Verfahrenstechnik zu Anwendung kommen. Dies

würde die Entwicklung leistungsfähiger Kühlaggregate, wie Ammoniak-Absorptionssysteme weiter

stimulieren da Erfahrung aus anderen Branchen einfließen kann. Eine tiefe Marktdurchdringung von

Ammoniak-Absorptionswärmepumpen als hocheffiziente Heizsysteme stimuliert die Errichtung

erdreichgekoppelter Wärmequellen (Flachkollektoren, Tiefensonden, etc.), wo österreichische

Betriebe eine führende Rolle in Europa einnehmen.

• (Kosten-)Effizienz der Treibhausgasreduktion: Euro pro Tonne CO2-Äquivalent pro Jahr, über die Kyoto-Periode und über die technisch-wirtschaftliche Nutzungsdauer der Investition

Die Relevanz der Ammoniak-Absorptionstechnologie im Leistungssegment kleiner 50 kW sei am

Beispiel der Beispiel des Kesseltausches aufgezeigt. Der Einsatz effizienter Systeme zur

Wohnraumbeheizung stellt eine weitere Steigerung des energetischen Nutzes nach erfolgter

thermischer Sanierung dar. Derzeit werden in Österreich etwa 30% des Gesamtenergieverbrauchs

für die Klimatisierung von Wohngebäuden und die Warmwasseraufbereitung verwendet3. Die

Primärenergie wird zu 60% aus fossilen Brennstoffen (Heizöl, Flüssig- oder Erdgas) zur Verfügung

gestellt, die überwiegend durch Zentralheizungen und Kesselfeuerung bedient werden4,5. Vor allem

Kessel, die vor mehr als zwanzig Jahren installiert wurden, bedürfen einer dringenden Erneuerung.

Hier hat die Absorptionstechnik Potential zur Verminderung der Kosten aber vor allem auch der CO2-

Emissionen. Insgesamt sind in Österreich daher zurzeit 430.000 veraltete Ölkessel und 150.000

veraltete Gaskessel als aktuelles Marktvolumen identifizierbar2. Für den Vergleich der Anlagen wurde

von 10 kW Nennleistung und einem Heizvolumen von 16000 kWh/a Heizwärmebedarf und 4000

kWh/a Warmwasseraufbereitung ausgegangen. Der Wirkungsgrad wurde mit 82% für Ölkessel, 85%

für Gaskessel und 150% für Ammoniak-Absorptionswärmepumpen festgesetzt. Des Weiteren

wurden die CO2-Äquivalente der einzelnen Primärenergien mit der GEMIS-Software zu 0.25

kgCO2/kWhÖl und 0.21 kgCO2/kWhGas bestimmt. Die CO2-Bilanz einer Ölheizung bei einem

Einfamilienhaus mit 10 kW Nennleistung und 20 Jahre Nutzungsdauer beträgt daher 122 Tonnen

CO2, im Vergleich zu 99 Tonnen CO2-bei direkter Gasfeuerung. Eine Ammoniak-

Absorptionswärmepumpe hat im Gegensatz dazu einen Ausstoß von maximal 56 Tonnen CO2 mit

weiterem Einsparpotential durch Biomasseverwendung. Das ergibt ein Einsparpotential von 1,7

Millionen Tonnen CO2 pro Jahr bei Austausch aller veralteten Anlagen.

1.3.3 Technologiestrategische Ziele

• Unterstützung von Innovationssprüngen

Die Entwicklung des Mikrokanalplatten-Blasenabsorbers stellt einen Innovationssprung auf dem

Gebiet der Absorptionstechnologie dar.

• Erhöhung des inländischen Wertschöpfungsanteils im Energiesystem

Durch die bereits durchgeführten Forschungsprojekte in Österreich bietet sich die Möglichkeit den

noch nicht ausgeprägten Technologiebereich Absorptionswärmepumpen zur Kühlung und Heizung

frühzeitig in Österreich zu positionieren und damit eine Technologieführerschaft in Europa zu

erlangen, was eine unmittelbare Auswirkung auf inländische Arbeitsplätze und Wertschöpfung mit

sich bringt.

• Forcierung von Kooperationen und Partnerschaften zwischen Wissenschaft und Wirtschaft

3 TGA Fachplaner E5444, 7. Jahrgang, Februar 2008 4 Statistik Austria, 2004: Mikrozensus September 2003, Beheizung der Wohnungen 2003 5 Statistik Austria, 2005: Ergebnisse der Wohnungserhebung im Mikrozensus, Jahresdurchschnitt 2005


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Um den angestrebten Markteintritt der Ammoniak-Absorptionstechnologie im kleinen

Leistungsbereich vollziehen zu können, bedarf es sowohl einer intensiven Kooperation mit

Anwendern aus der Industrie (z.B. Nah- und Fernwärmebetreibern, Industriezweige mit großen

Abwärmenutzungspotential,…) sowie der Kooperation mit offiziellen Einrichtungen (Vermarktung und

Förderung der Technologie). Nicht zu vergessen sind in diesem Zusammenhang die

Installationsbetriebe und Haustechnik-Planer, die die Technologie letztendlich bei Kunden

implementieren (in diesem Zusammenhang ist vor allem ein guter Wissensstand der Installateure

von größter Wichtigkeit).

• Stärkung der Technologiekompetenz österreichischer Unternehmungen

Österreichische Unternehmungen im Segment der Wärme- und Kältetechnologie sind in der Regel

kleine und mittlere Unternehmungen. Aufgrund des stetig zunehmenden Drucks seitens Asiatischer

Hersteller im globalisierten Wirtschaftssystem, ist es für unsere Unternehmen essentiell,

technologisch an vorderster Front zu stehen. Nur durch die ständige Entwicklung innovativer

Produkte kann der Wettbewerbsvorteil gegenüber fernöstlichen Billigproduzenten aufrechterhalten

bleiben. Die Ammoniak-Absorptionstechnologie stellt eine solche innovative Technologie dar.

• Verstärkung interdisziplinärer Kooperationen und des Systemdenkens

Bei der Einbindung von Absorptionssytemen in Gebäude oder Industrielle Prozesse ist eine intensive

Zusammenarbeit von Experten unterschiedlicher Bereich notwendig (Hersteller der Maschinen,

Haustechnikplaner und Installateure, Facility Manager,…). Es ist wichtig, dass es zu einem intensiven

Erfahrungsaustausch zwischen ExpertInnen dieser Bereiche kommt. Daher ist im Rahmen des

Disseminationsprozesses des Projektes geplant, z.B. Erfahrungen aus dem Projekt Installateuren im

Rahmen der vom Antragsteller angebotenen Ausbildungskurse weiterzugeben bzw. auf die

Technologie aufmerksam zu machen. Gerade bei Absorptionsmaschinen ist eine genaue Abstimmung

und Anpassung an das Gesamtsystem (z.B. Kältesystem) in Punkto Auslegung und

Regelungsstrategie für den effizienten Betrieb entscheidend.

• Verstärkung internationaler Kooperationen und Ausbau der internationalen Führungsrolle

Das Konsortium ist in einer Reihe internationaler Netzwerke vertreten wie Beispielsweise dem IEA

HPP Annex 33 („Compact Heat Exchangers in Heat Pumping Equipment“) und IEA HPP Annex 34

(„Thermally driven heat pumps“). Im Rahmen der Disseminationsaktivitäten des Projektes werden

diese Netzwerke genutzt werden und die Aktivitäten werden dort eingebracht werden, was zur

Sichtbarkeit der Aktivitäten in Österreich in diesem Bereich strak beitragen wird.

• Förderungen von Qualifikationen im Energie- und Klimaschutzbereich und Ausbau des Forschungsstandortes

Durch die innovative Forschung im Bereich der Absorptionsanlagen wird einerseits der Antragsteller

einen Beitrag liefern, der international bei ForscherInnen Interesse wecken wird. Dies wird sowohl

den Antragsteller als österreichische Forschungseinrichtung mit internationalem Ruf etablieren als

auch den Weg für internationale Kooperationen ebnen. Andererseits können die beteiligten

österreichischen Unternehmen den gewonnenen Technologievorsprung nutzen um eine

internationale Führungsrolle am Markt der Wärmepumpen bzw. Kühlanlagen einzunehmen.

• Generierung von Sekundärnutzen bzw. Spin Offs durch eine Technologie

Ein Sekundärnutzen, der sich aus diesem Projekt und der dem daraus resultierenden

Technologiesprung im Bereich Ammoniak-Absorptionskältemaschinen im Leistungsbereich ergibt, ist

die Stimulierung der F&E Tätigkeiten im Bereich der erdreichgekoppelten Wärmequellen, der


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Rückkühltechnologien sowie der thermischen Speichertechnologien führen. Gelingt es die

Absorptionstechnologie im Markt zu etablieren, ergibt sich automatisch ein Forschungsbedarf in den

genannten Bereichen, da die Systemkomponenten für die neue Technologie optimiert werden

müssen. In allen Bereichen sind innovative Unternehmen aus Österreich aktiv, womit sich diese

Entwicklung positiv auf den gesamten Technologiestandort Österreich auswirkt.

1.4 Verwendete Methoden

Um die ambitionierten Ziele des Projektes zu erreichen wurden verschiedene Methoden

herangezogen. Ausgangspunkt für die Entwicklung eines Mikrokanalplatten-Blasenabsorbers waren

grundlegende Studien der Charakteristika von Zweiphasenströmungen in Mikrokanälen, sowohl

experimenteller als auch theoretischer Natur. So wurden Blasenströmungen nach

thermodynamischen Parametern untersucht und deren Verhalten mittels

Hochgeschwindigkeitskamera optisch analysiert. Insbesondere bei der Konzeptentwicklung des

Funktionsmusters kamen Methoden der Computersimulation, wie CFD (Computational Fluid

Dynamics), hinzu. Für die Vermessung der Funktionsmusters wurden Messinstrumente nach dem

Stand der Technik angewendet.

1.5 Aufbau der Arbeit

AP1: ✓ Spezifikation und Aufbau des Versuches wurde abgeschlossen

✓ Kalibrierung und Inbetriebnahme des Versuchsaufbaus wurde abgeschlossen

✓ M1.1: Versuchsaufbau ist einsatzbereit

AP2: ✓ Klassifizierung des Hochgeschwindigkeitsflusses wurde abgeschlossen

✓ Experimentelle Daten

✓ M2.1: Absorptionsverhalten in Mikrokanälen dokumentiert

AP3: ✓ M3.1: Eindimensionales Modell für einen Mikrokanal-Blasenabsorber entwickelt

✓ Simulationen für verschiedene Mikrokanäle und Mikrokanalanordnungen

✓ M3.2: Ergebnisse der numerischen Simulationen liegen vor

AP4: ✓ Daten für Druckabfall, Temperatur,…

✓ Absorptionsfähigkeit bei voller und teilweiser Belastung

✓ Einfluss operativer Parameter

✓ M4.1: Einzelplattenmessungen und Absorberdesign

AP5: ✓ M5.1: Messungen und Datenanalyse Niedertemperatur-Prüfung

✓ M5.2: Messungen und Datenanalyse Hochtemperatur-Prüfung

AP6: ✓ M6.1: Kick-Off Meeting

✓ M6.2: Zwischenbericht

✓ M6.3: Endbericht

✓ M6.4: Abschlussworkshop


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2 Inhaltliche Darstellung

2.1 Durchgeführte Arbeiten im Rahmen des Projektes & Methodik

Ausgangspunkt für die Entwicklung eines Mikrokanalplatten-Blasenabsorbers waren grundlegende

Studien der Charakteristika von Zweiphasenströmungen in Mikrokanälen, sowohl experimenteller als

auch theoretischer Natur.

1999 beobachtete Xu6 das Strömungsverhalten eines Luft-Wasser-Gemisches durch einen dünnen

Spalt zwischen zwei parallelen Platten. Die Tiefe des Spaltes war üblicherweise 12 mm, während die

Breite zwischen 0.3mm und 1.0mm variierte. Vier verschiedene Arten wurden im

Strömungsverhalten festgestellt (siehe Abb. 2.1(a)), eingehende Untersuchungen lieferten die

entsprechenden Bereiche im Diagramm der Flächengeschwindigkeiten von Gas (Jg) und Flüssigkeit

(Jl).

[a] Verschiedene Arten des Strömungsverhaltens [b] Strömungsverhalten in Abhängigkeit

von den Flächengeschwindigkeiten

von Gas (Jg) und Flüssigkeit (Jl)

Abb. 2.1: In [a] sind die vier beobachteten Arten des Strömungsverhaltens

dargestellt: a: Kappenblasenfluss, b: Schwalltropfenfluss, c: wallender Fluss,

d: Ringtropfenfluss. [b] zeigt die Bereiche der vier Flussarten aus [A] im

Flächengeschwindigkeitsdiagramm: Kappenblasenfluss, Schwalltropfenfluss,

wallender Fluss, Ringtropfenfluss. Aus Xu (1999)10

Mittels dieser Ergebnisse konnten Xu et al.7 Modelle für die Übergänge im Fluss erstellen. Diese

gesammelten Resultate sind eine Referenz für experimentelle Untersuchungen an einzelnen

Mikrokanal-Blasenabsorbern für dieses Projekt.

2.1.1 Einzel und Mehrkanalversuchsaufbau

Der Versuchsaufbau wurde als Einwegprozess realisiert, da sich bei der Durchführung als

Kreisprozess mit Pumpe Probleme mit ungleichmäßigen Massenströmen ergaben. Die Pumpe erzeugt

Pulse, welche zwar durch einen Pulsationsdämpfer gemindert werden, jedoch nicht in dem Maße,

dass Experimente mit ausreichender Genauigkeit in Mikrokanälen durchgeführt werden konnten. Um

einen möglichst gleichmäßigen Massenstrom zu gewährleisten wurde statt mit einer Pumpe mit

Druckgefäßen und Ausgleichsbehältern gearbeitet. Abbildung 2.2 zeigt eine schematische

6 Xu, Int. J. Heat Fluid Fl. 20, 422 (1999) 7 Xu et al., Int. J. Multiphas. Flow 25, 411 (1999)


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Darstellung eines Einzel- und Mehrkanalversuchsaufbaus zur Visualisierung von Blasenströmungen

und zur Bestimmung relevanter thermodynamischer Größen. Die Absorbereinheit besteht aus zwei

Bereichen: dem Absorptionsbereich, in welchen Flüssigkeit (Ammoniakwasserlösung) und Dampf

(Ammoniak) eingebracht werden, und dem Kühlbereich, welcher von Wasser durchströmt wird und

so die bei der Absorption entstehende Wärme abführt. Die Ammoniakwasserlösung und das

Kühlwasser können getrennt voneinander mittels zweier Klimageräte (Julabo FP51) temperiert

werden. Der Ammoniakdampf und die Ammoniakwasserlösung werden von unten in das System

eingebracht, während das Kühlwasser von oben nach unten in die gegenläufige Richtung fließt. Die

Massenströme von Lösung und Dampf beziehungsweise die Dichte der Lösung wurden mittels

Coriolis-Durchflussmessern (Emerson Coriolis Elite Sensor CMF010) bestimmt. Der

Kühlwasserdurchfluß wird kalorimetrisch (GMR Typ AFSKMM8) bestimmt. Die Regelung erfolgt über

Nadelventile (Swagelok). Die 20%ige Lösung im Lösungsmitteltank wird mit Stickstoff bedrückt und

dadurch in den Absorber gepreßt. Um eine gleichmäßige Versorgung mit Ammoniakdampf zu

gewährleisten befindet sich die Ammoniakflasche in einem Wärmebad und fungiert so als

Verdampfer. Die Dichte und der Massenstrom der aus dem Absorber austretenden Lösung werden

ebenfalls mit einem Coriolis-Durchflussmessern (Emerson Coriolis Elite Sensor CMF010) bestimmt.

Temperaturen werden mit handelsüblichen Temperaturmeßfühlern (Pt100) gemessen. Drücke

werden mit Druckmeßzellen (Swagelok PTI-S-AG) bestimmt.

Um das Blasenverhalten zu visualisieren wurde der Absorber mit einem Schauglas aus Acrylglas

Abb.2.2: Schematische Darstellung des Einzel- und Mehrkanalversuchsaufbaus bestehend aus (von links

nach rechts): zwei Klimageräten (Julabo) zur Temperierung des Kühlwassers und der armen

Ammoniaklösung; dem Absorber, welcher den eigentlichen Testbereich darstellt; Zufuhr von armer

Ammoniaklösung und Ammoniakgas (rechts unten); Ausgleichbehälter und Überströmventil, um stetige

Bedingungen im Absorber zu erhalten; Temperatur-, Druck-, Massenstrom- und Dichtemeßgeräte (grün)

Wä

rme

ba

d

Julabo FP51 II

Du

rch

flu

ßm

esse

r

D

p

Ausgleichsbehälter

D

p

Absorber

NH3

Gasdurchflußmesser

D

p

Rohrleitung

Wasser

Flowchart

Test Rig

Wartungsventil

N2

Nadelventil

Regelventil

T

T

Absperrventil

AN 14

Auslaß/Spülung

Überströmventil Abluft

Faß

Absperrventil Wartungsventil

NH3/H2O

20-40%

Wartungsventil

Wa

rtu

ng

sve

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T

T

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ckm

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Coriolis 010

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lis 0

10

Julabo FP51 I

T

T


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versehen (siehe Abb: 2.3), in das verschiedene Kanalgeometrien eingefräst wurden. So konnten

sowohl Einzel- als auch Mehrkanalsysteme realisiert werden und die Blasenströmung mit Hilfe einer

Hochgeschwindigkeitskamera (Phantom, Dantec Dynamics) analysiert werden. Wegen der kurzen

Belichtungszeiten mussten leistungsfähige Gleichstrom-LED-Lampen eingesetzt werden (Abb. 2.4).

Um das zeitliche Temperaturverhalten abschätzen zu können, wurde eine Simulation über den

Querschnitt des Absorbers durchgeführt, woraus ersichtlich wurde, dass sich das System nach

wenigen Minuten im Equilibrium befindet (siehe Abb. 2.5).

Abb. 2.3: Auseinandergezogene Darstellung

des Absorbers mit (von links nach rechts)

Flansch, Schauglas, Kanalplatte und Kühlplatte

Abb 2.4: Hochgeschwindigkeits-kamera auf

der Traversierung vor dem Absorber mit LED-

Beleuchtung

Abbildung 2.6 zeigt einige der

untersuchten Schaugläser mit Kanälen

unterschiedlicher Querschnitte, die

untersucht wurden.

80 cm

Abb. 2.5: Temperaturverhalten des Absorbers; nach wenigen

Minuten befindet sich das System im Gelichgewicht (t = 238

Sekunden).


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Des Weiteren wurden unterschiedliche Einlassgeometrien untersucht, um eine optimale Verteilung

des Gases in die Kanäle zu ermöglichen. Dabei wurden Einzeleinlässe, Mehrlocheinlässe und auch

Drahtgeflechte eingesetzt (Abb: 2.7). Das in Abbildung 2.7 verwendete Schauglas besitzt keine

Kanalstruktur.

Abb 2.7 a: NH3-Einströmbereich mit feinmaschigem Drahtgeflecht links, b: mit

drei Öffnungen (mitte), c: mit vier Öffnungen (rechts)

Abb 2.6: Vier Varianten von Schaugläsern mit

eingefrästen Kanälen

2 cm


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2.1.2 Absorptionsverhalten in Kanälen8

Betrachtet man die Absorption in den Kanälen, so lassen sich zwei wesentliche Effekte beobachten:

1) schubweise Gegenströmung

2) Nicht vollständige Absorption sphärischer Blasen

Beide Effekte sind in Abbildung 2.8 a-c dargestellt und werden im Folgenden genauer beschrieben.

Die Abbildung zeigt eine Sechskanalkonfiguration, das heißt sechs Kanäle mit einem Querschnitt von

je 2 x 2 mm² 43 cm oberhalb des Einlassbereiches. Die einzelnen Abbildungen haben einen

zeitlichen Abstand von 57,5 ms (a,b) beziehungsweise 77,5 ms (b,c).

Abb. 2.8 a-c: Sechskanalkonfiguration 43 cm nach dem Gaseinlass bei

erhöhtem Ammoniakmassenstrom (0,4 g/s), die Lösung in den linken

beiden Kanälen strömt nach unten, was an den beiden umrandeten Blasen

zu erkennen ist; die beiden umrandeten Blasen werden nicht weiter

absorbiert im Gegensatz zur längliche Blase darunter

Ad1) Die Lösung in den beiden linken Kanälen strömt nach unten, obwohl die

Hauptströmungsrichtung nach oben gerichtet ist. Dies lässt sich an den eingezeichneten

Blasenformationen erkennen (weiß umrandet). Diese schubweisen Gegenströmungen treten

während eines Versuches immer wieder im gleichen Kanal auf. Auch bei Änderungen am

Ammoniakmassenstrom bleibt das System in dem Strömungszustand. Beginnt man den Versuch von

neuem, so kann sich dieses Strömungsverhalten in einem anderen Kanal oder auch gar nicht

ausbilden. Das heißt selbst bei gleichen Versuchsparametern konnten einmal Gegenströmungen

entstehen und einmal nicht. Die Ursache liegt darin, dass der erste Kontakt von Lösung und

Ammoniakdampf nie auf exakt gleiche Weise erfolgt, da durch das Einbringen einer zweiten Phase

(Ammoniakdampf) und der Absorption ein turbulentes Strömungsregime entsteht. Kleine

Änderungen der Anfangsbedingungen können den weiteren Verlauf stark beeinflussen. Zum

Vergleich zeigt Abbildung 2.9 a, b den Einlassbereich des gleichen Versuchslaufes mit

unterschiedlichen Ammoniakmassenströmen, um das Verhalten der Strömung besser sichtbar zu

machen.

8 Schmid G., Reichl Ch., Benovsky P., Fleckl T., Pauschenwein G., Monsberger M., Optische und CFD-gestützte Untersuchung

von Ammoniak-Blasenströmungen in Ammoniakwasserlösung zur Entwicklung eines Mikrokanalabsorbers, DKV-Tagung 2011, Aachen, Deutschland

2

cm


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Ad 2) Einige Ammoniakblasen (nicht alle)

werden nur bis zu einer gewissen Größe

absorbiert – ihr Volumen bleibt ab diesem

Zeitpunkt konstant. Dies wurde in allen drei

Kanalkonfigurationen vereinzelt beobachtet,

wobei die Blasen mit konstanter Größe (zeitlich)

im Durchmesser immer kleiner waren als die

kleinere Länge des Kanalquerschnitts (siehe

Abb: 2.10). Abbildung 2.13 skizziert den

Querschnitt drei verschiedener Kanäle (4 x 20

mm², 2 x 2 mm², 1 x 1 mm²) mit darin

befindlichen Ammoniakdampfblasen (blau).

Oben sind Blasenquerschnitte gezeigt, die sich

noch im Absorptionsprozess befinden, unten

Blasenquerschnitte bei welchen der

Absorptionsprozess abgeschlossen sein kann.

Das heißt die sphärischen, Blasen im unteren

Bereich von Abbildung 2.10 werden nicht weiter

absorbiert.

Koaleszieren zwei sphärische Blasen so wird ihr

Gesamtvolumen bis zum Wiedererlangen der

sphärischen Gestalt kleiner. Die

koaleszierenden Blasen werden absorbiert, solange sie keine sphärische Form haben.

Ebensowenig werden die Blasen weiter absorbiert, wenn sie durch die Lösungsströmung an die

Wand gedrückt werden. Sie verhalten sich dabei wie elastische Kugeln (Tischtennisbälle), die von

Kanalwand zu Kanalwand prallen. Während des Aufpralls ändert sich zwar kurzeitig ihre Form, doch

bleibt ihr Volumen konstant. Abbildung 2.11 verdeutlicht das Phänomen der nicht vollständigen

Absorption sphärischer Blasen nochmals anhand von mehreren Ammoniakdampfblasen, deren

Volumen im Kanalverlauf konstant bleibt. Es ist dabei allerdings auch zu erkennen, dass dieser

Effekt nur einen minimalen Teil des Gesamtgasvolumens betrifft.

Abb. 2.10: Darstellung von Blasen in unterschiedlichen Kanalquerschnitten,

oben: drei verschiedene Kanalquerschnitte mit nicht vollständig absorbierten

Ammoniakblasen (blau), unten: die gleichen Kanalquerschnitte mit Blasen,

welche ihre Größe über die übrige Strecke im Absorber behalten und nicht weiter

absorbiert werden. Die beiden Blasen im linken Kanal sollen verdeutlichen, daß

nicht weiter absorbierende Blasen in verschiedenen Größen auftreten können.

4 mm

20 mm

2 mm

2 mm

1 mm

1 mm

Absorption

Abb. 2.9: links (a): Einlassbereich bei gleichen

Massenströmen wie in Abbildung 6 (0,4 g/s NH3),

rechts (b): gleicher Versuch bei 0,2 g/s NH3, die

Gegenströmung ist deutlicher sichtbar

2 cm


FFG

Seite 14 von 31

Sind die Ammoniakblasen aufgrund der Kanalgeometrie noch langgezogen, so werden sie absorbiert,

wie aus Abbildung 2.12 zu entnehmen ist. Die Ursache für diesen Effekt bei sphärischen Blasen ist

noch nicht vollständig geklärt, weshalb hier nur Vermutungen angestellt werden können. Die

wesentlichen thermodynamischen Größen, die die Absorption beeinflussen, sind:

• Temperatur

• Druck

• Konzentration

Hinzukommen noch Größen wie:

• Strömungen und Turbulenzen

• Oberflächenspannungen

• Gravitation in Form von Auftrieb der Blasen

Betrachtet man eine sich im Ruhesystem der Lösung aufsteigende, langgezogene Blase, so entsteht

aufgrund des Lösungsvolumens, das die Blase beim Aufsteigen verdrängt, eine nach unten

gerichtete, schnelle Lösungsströmung entlang der Grenzfläche von Ammoniakdampf und

Ammoniakwasserlösung. Diese Strömung begünstigt wegen der dadurch verursachten Turbulenzen

sowohl einen guten Wärme- wie Stofftransport. Hat die Blase eine rein sphärische Form gewonnen,

so verringert sich die lokale Lösungsgeschwindigkeit um die Blase, da sie nun weniger Flüssigkeit

verdrängt (siehe Abb: 2.10, Mitte oben und Mitte unten). Außerdem verringert sich bei kleiner

werden der Blase deren Auftriebskraft. Die kleinere Auftriebskraft verursacht eine geringere

Blasengeschwindigkeit und damit ebenfalls eine verringerte lokale Lösungsgeschwindigkeit um die

Blase. Die geringeren lokalen Geschwindigkeiten verursachen eine schlechte Durchmischung der

Lösung, weshalb sich die lokale Konzentration um die Blase nur wenig ändert und keine

konzentrationsärmere Lösung zur Blase befördert werden kann.

Aufgrund der Oberflächenspannung ist es für die Blasen energetisch günstiger eine kugelförmige

Gestalt anzunehmen. Eine Folge davon ist, dass langgezogene oder gequetschte Blasen die

Absorption begünstigen, da sie möglichst rasch kugelförmige Gestalt annehmen möchten. Dies

begünstigt die Absorption von einzelnen langgezogenen Blasen im Kanal.

Abb. 2.11: Sphärische Blasen mit einem Durchmesser kleiner der

Kanalquerschnittsseitenlänge werden nicht weiter absorbiert

2 cm


FFG

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In wie weit sich die eben beschriebenen Effekt auf den Gesamtprozess auswirken, muss in weiteren

Forschungsarbeiten untersucht werden. Ebenso muss geklärt werden wie sich die Marangoni-

Konvektion, wie von Kang et al.9 beschrieben, auf das System auswirkt.

Abb. 2.12: Momentaufnahmen der Absorption in zehn Kanälen im Abstand

von 25 ms

2.1.3 1D Modellierung und CFD-Simlationen

1D-Modell

Im Gegensatz zu einem Fallfilmabsorber ist der Druckverlust in einem Blasenabsorber nicht

vernachlässigbar klein. So ist bei einem Wasserabsorptionsprozess der Fallfilm der Blasenabsorption

vorzuziehen, da hier selbst kleine Druckverluste die Leistung des Systems stark beeinflussen

können. Bei einem Ammoniakabsorptionsprozess, wie er hier vorliegt, ist jedoch der

Blasenabsorption der Vorzug zu geben, da hier die Transportkoeffizienten für Wärme und Masse

durch relativ geringe Druckverluste wesentlich erhöht werden können. Abbildung 2.13 zeigt ein

zweiphasiges Gas-Flüssigkeit-Strömungsregime, wie es in einem typischen Blasenabsorber

vorkommt. In einem solchen Strömungsregime können zwei charakteristische Muster unterschieden

werden: die wallende Strömung und die Schwallblasenströmung.

Da die Literatur teilweise inkonsistent und widersprüchlich ist, hat man sich dafür entschieden ein

einfaches 1D-Modell zu entwickeln, um die experimentellen und numerischen Arbeiten zu

unterstützen. Das Modell basiert auf Analogien von Impuls-, Wärme- und Massentransport. Nimmt

man an, dass im System Bedingungen für Analogien zwischen Impuls, Wärme- und Massentransport

an Zweiphasengrenzen existieren, z.B.: Wärmeübertragerwand und Gas-Flüssigkeits-Grenzfläche, so

ergibt sich der Wärmetransportkoeffizient 𝛼 zu

𝛼 = 𝐶𝑝 ∙ 𝑃𝑟−𝑚 ∙ 𝜏Δ𝑉⁄ 2.1

Und der Massentransportkoeffizient β zu

𝛽 = 𝜌−1 ∙ 𝑆𝑐−𝑚 ∙ 𝜏Δ𝑉⁄ 2.2

9 Kang, Y.T., Akisawa, A., Kashiwagi, T., Visualization and model development of Marangoni convection in NH3-H2O system,

International Journal of Refrigeration 22 (1999) 640-649


FFG

Seite 16 von 31

Wobei Cp die spezifische Wärme der Lösung, ρ die Dichte

der Lösung, Pr die Prandtlzahl, Sc die Schmidtzahl, m der

Impuls, 𝜏 die Scherspannung und ΔV die

Relativgeschwindigkeit von Blase zu Lösung sind.

Dadurch wurde das Problem darauf reduziert die

passenden Werte für 𝜏 die Scherspannung und ΔV die

Relativgeschwindigkeit zu finden.

Die Werte für die Scherspannung 𝜏 und die

Relativgeschwindigkeit ΔV wurden separat für wallende

Strömung und die Schwallblasenströmung

(Einlassbereich bzw. Bereich der entwickelten Strömung)

ermittelt.

Für die Relativgeschwindigkeit ΔV in der zweiphasigen

wallenden Strömung wurde ein neues Modell für das

Gas-Flüssigkeitsverhältnis entwickelt, welches sehr gut

mit den empirischen Daten von Smith (1969)10

übereinstimmt. Für die Scherspannung 𝜏 im Bereich der

wallenden Strömung wurde ein homogenes Modell von

McAdams (1954)11 verwendet.

Um die Relativgeschwindigkeit ΔV und die

Scherspannung 𝜏 im Bereich der Schwallblasenströmung

zu erhalten, wurde die Steiggeschwindigkeit einer Blase

nach Nicklin (1962)12 und eine analytische Lösung einer

ringförmigen laminaren Gegenströmung verwendet.

Das Modell liefert eine gute Übereinstimmung mit den empirischen Ergebnissen aus der Literatur.

CFD-Simulationen im Einzel- und Mehrkanalsystem

Es wurden dreidimensionale Mehrphasenströmungen sowohl im Einzel- als auch im Mehrkanal

mittels Computational Fluid Dynamics (CFD) simuliert. Mittels CFD-Simulationen war es möglich,

sowohl beobachtete Strömungsmuster nachzubilden und zu studieren, als auch mit Hilfe der

gewonnenen Resultate das Entwerfen des kompletten Absorbers (~10kW) zu unterstützen. Im

Folgenden werden die Simulationen zu Ein- und Mehrkanalströmungen genauer beschrieben.

Die numerische Behandlung von instationären dreidimensionalen Mehrphasenströmungen ist

aufgrund der teilweise komplizierten Struktur der Phasengrenzfläche äußerst komplex 13,14,15. Die

für die Beschreibung der physikalischen Prozesse notwendige Genauigkeit der Phasengrenze liegt in

den meisten Fällen deutlich über der eigentlichen Auflösung des Rechengitters, das für die

numerische Strömungssimulation verwendet wird. Während für die Simulation einzelner Gasblasen

in Flüssigkeiten noch extrem feine Netze verwendet werden können, die die Phasengrenze abbilden,

10 Smith, S.L., 1969. Void fractions in two-phase flow. A correlation based on equal velocity head model. Proc. Instn. Mech.

Engrs. 184, 647-664 11 McAdams, W.H., 1954. Heat transmission, 3rd ed. McGraw-Hill, New York 12 D.J. Nicklin, Two-phase bubble flow, Chemical Engineering Science, Volume 17, Issue 9, September 1962, Pages 693-702 13 Ubbink H., Numerical prediction of two fluid systems with sharp interfaces, PhD thesis, Imperial College of Science,

Technology & Medicine, Department of Mechanical Engineering, Exhibition Road, London SW7 2BX. (1997) 14 Rusche H., Computational Fluid Dynamics of Dispersed Two-Phase Flows at High Phase Fractions, PhD thesis, Imperial

College of Science, Technology & Medicine, Department of Mechanical Engineering, Exhibition Road, London SW7 2BX (2002) 15 Brennen, C.E., Fundamentals of Multiphase Flow, Cambridge University Press. ISBN 13 978-0-521-84804-6, 2005,

http://resolver.caltech.edu/CaltechBOOK:2005.001.

Abb. 2.13: Strömungsmuster in einem

vertikalen Blasenabsorber

Ti

Tb

Δx

xi

xb

wq

i

lqn

cooling

water

solution

dz

L

ΓlΓc r

Tg

Γgp

z

vapor

z+dz

t

z

τig τi

lτw

Vg

VlVi

ΔTl

ΔTg

d

slug

flow

ch

urn

flow

Vbub

Vfilm

Vi

p+dp

i

gq

VSlug

ri

rw

Lbub

Lslug


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ist für die vorliegenden Kanäle dies nicht mehr möglich, sodass auf Rekonstruktionsmethoden (z.B.

level-set Methoden 16) für die Grenzfläche zurückgegriffen werden muss. Konkret wurde aus dem

vielfältigen Spektrum an verfügbaren Methoden für die Simulationen ein Volume-of-Fluid Verfahren

(siehe z.B. auch 17, eine Arbeit an rechteckigen Kanälen) verwendet, das im Code ANSYS Fluent

13.0 implementiert ist.

Für eine vollständige Abbildung des experimentell durchgeführten Prozesses sind zusätzlich zur

Mehrphasensimulation eine Reihe von Effekten in der Simulation zu berücksichtigen: (a) die lokale

Konzentration von Ammoniak in der flüssigen Phase muss bekannt sein, (b) die lokale Temperatur

muss verfügbar sein, (c) es muss ein Modell implementiert werden, welches das Volumen der

Gasphase durch den Absorptionsprozess verringert und das Gas in die flüssige Phase transportiert

(Massentransfermodell).

Die Berücksichtigung der Gravitation und der thermischen Effekte und somit auch die Simulation der

lokalen Temperatur erfordern lediglich die zusätzliche Lösung der Energiegleichung sowie einen

zusätzlichen Kraftterm. Die Berechnung der lokalen Ammoniakkonzentration in der flüssigen Phase

unter Berücksichtigung von Diffusionsprozessen kann nur durch eine Multispeziessimulation

(zusätzlich zur Mehrphasensimulation) erreicht werden. Das bedeutet, dass eine zusätzliche

Differentialgleichung gelöst werden muss.

Das Massentransfermodell ist der Kern der Simulation: In Abhängigkeit von der lokalen Temperatur,

Ammoniakkonzentration in der Lösung und der lokalen Oberfläche einer Gasblase muss sowohl die

Form der Gasblase verändert werden (Volumenreduktion und Formanpassung) als auch die lokale

Temperatur und die lokale Ammoniakkonzentration in der Flüssigkeit erhöht werden. Dies geschieht

mittels einer Zusatzroutine, die in jedem Iterationsschritt aufgerufen wird und die Änderungen an

Parametern und Variablen durchführt. Dabei stellt die Behandlung der Oberfläche das substantielle

Problem dar, da ja die Absorption in Abhängigkeit der lokalen Oberfläche wirkt, die Oberfläche aber

in einem volume-of-fluid solver nicht explizit dargestellt ist, sondern nur per Rekonstruktion

verfügbar ist. In Abbildung 2.14 ist eine solche Rekonstruktion der Oberfläche dargestellt. Dabei

sind auch weitere Größen wie Druck, Strömungsgeschwindigkeit, etc. ersichtlich.

16 Chang, Y.C., Hou, T.Y., Merriman, B., Osher, S., A level set formulation of eulerian interface capturing methods for

incompressible fluid flow, Journal of Computational Physics 124 (1996) 449-464. 17 Ghidersa, B.E., Finite Volume-based Volume-of-Fluid Method for the Simulation of Two-phase Flows in Small Rectangular

Channels, PhD thesis, Fakultät für Maschinenbau der Universität Karlsruhe, 2003


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Um die Simulationsmethodik schrittweise zu entwickeln, wurde in einem ersten Schritt eine

Mehrphasensimulation in einer Luft – Wasser Umgebung durchgeführt (siehe Abb: 2.15). Durch 3

Öffnungen (vergleiche Abb. 2.9) tritt die Gasphase (Luft) in ein zunächst vollständig mit Wasser

geflutetes System ein. Wasser wird durch eine zentrale Öffnung unterhalb zugeführt. Die

Massenströme sind dabei so gewählt, dass eine Verteilung analog zum System Ammoniak-Lösung im

unmittelbaren Kontaktbereich der beiden Phasen entsteht. Dabei wurde die Dichte der Luft als 6

kg/m³ angenommen, um die vorherrschende Drucksituation wiederzugeben. Dies stellt einen

kritischen Extremfall für die Simulation dar, da eine sehr hohe Gasphasengeschwindigkeit am Eintritt

(1 m/s) auf eine langsam strömende Wasserphase (0.02 m/s am Eingang) trifft. Damit ist der

Volumenstrom des Gases um den Faktor 37 höher als der des Wassers. Während dieser Zustand im

direkten Kontaktbereich erreicht wird, ist die Mehrphasenströmung im weiteren Verlauf durch die

fehlende Absorption selbstverständlich durch die Gasphase dominiert, während in den Experimenten

die Gasphase kontinuierlich schwindet.

Für die Mehrphasensimulation mittels der volume-of-fluid Methode wurden für die durchgeführten

Berechnungen die Oberflächenspannung zwischen Wasser und Luft, sowie ein Grenzflächenwinkel an

den metallischen Wänden von 45° vorgegeben. Der vorgegebene Zeitschritt der Simulationen zu

Rechnungsbeginn wurde auf 1µs festgelegt, in weiterer Folge wurde er durch eine Fixierung der

Courant-Zahl auf 1 jeweils pro Rechenschritt neu berechnet. Je nach aktuellem Status der

Strömungsform ergibt sich damit ein leicht veränderter Zeitschritt in der Simulation. Bei einer

Gesamtzellzahl von ca. 3.1 Millionen Rechenzellen kommen bei einer instationären Simulation

enorme Rechenzeiten von einigen Wochen zustande, die nur mit Hilfe von

Computerclustertechnologie beherrschbar sind. Wegen der enormen Rechenzeiten ist eine

Simulation des gesamten Absorbers nicht möglich. In Abbildung 2.15 ist ein Teilbereich abgebildet.

Abb. 2.14: Visualisierung einer Blasenströmung in einem

runden Rohr


FFG

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Abbildung 2.15: Mehrphasensimulation im Luft-Wassersystem.

Dargestellt ist die instantane Grenzfläche zwischen Wasser und Luft. Die

umschlossenen Bereiche stellen die Wasserphase dar, da in diesem System

ohne Absorption die Gasphase den Rechenbereich dominiert. Die

Grenzfläche ist mit der aktuellen Strömungsgeschwindigkeit eingegraut.

2.1.4 Entwurf und Fertigung des kompletten Plattenabsorbers

Einleitung

Im folgenden Abschnitt wird die Entwurfsphase des gesamten Absorbers beschrieben. Dabei muss

zunächst erwähnt werden, dass die Konstruktion des Plattenwärmetauschers einen Kompromiss aus

thermodynamischen Randbedingungen, Ätzbarkeit der Platten, Verschweißbarkeit der Platten,

Anschlussmöglichkeiten und zu guter Letzt Finanzierbarkeit darstellt. Im Folgenden wird auf die

Wahl der Fertigungstechnik, thermodynamische Simulationen, mechanische Simulationen und

Probleme, die sich ergaben, eingegangen.

Während der Experimente und Recherchen bezüglich der Fertigung des Absorbers wurde deutlich,

dass ein bloßes Dichten der Platten zueinander mit O-Ring-Schnur nicht ausreicht:

• Erstens kann dadurch die Dichtheit der Kanäle zueinander nicht gewährleistet werden, was

den Effekt der Kanäle negativ beeinflussen würde,

• zweitens kann nicht sichergestellt werden, dass Primär- und Sekundärseite (Wasser bzw.

Ammoniaklösung) gegeneinander dicht sind,

• und drittens wird die strukturelle Integrität des Plattenwärmetauschers dramatisch

verringert.

Aus diesen Gründen hat man sich dazu entschieden die Platten zueinander zu verlöten. Dadurch sind

die Platten an jeder gewollten Stelle fest miteinander verbunden, was gleichzeitig eine optimale

Strömung und eine hohe Gesamtfestigkeit ermöglicht.

Berechnungen & Simulationen

Berechnung des Wärmeübertrages eines Moduls - bestehend aus zwei Platten

(Lösungsseite und Wasserseite)


FFG

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Im folgenden Teil werden thermodynamische Simulationen und Berechnungen zur Auslegung des

Absorbers beschrieben.

𝛼1 Wärmeübergangskoeffizient

Lösung/Wand

𝛼2 Wärmeübergangskoeffizient

Wasser/Wand

λSS Wärmeleitfähigkeit Edelstahl

d Wandstärke eine Platte

αG gesamter Wärmeübergangs-

koeffizient

�̇� gesamter Wärmeübertrag

�̇�𝑀 Wärmeübertrag pro Modul

A zum Wärmeübertrag

beitragende Fläche pro Modul

nK Kanalanzahl

nP Plattenanzahl

t Kanaltiefe

b Kanalbreite

l Kanallänge

⟨ΔT⟩ logarithmische mittlere

Temperaturdifferenz

𝛼1 = 2000 W/m²K, 𝛼2 = 2000 W/m²K, λSS = 15 W/mK, �̇�= 30 kW, ⟨ΔT⟩ = 4 °C

Die 𝛼-Werte wurden hierbei mit relative geringen 2000 W/m²K angenommen, obwohl zu erwarten

ist, dass diese Werte höher liegen. Dies wird auch im Folgenden anhand einer CFD-Simulation

deutlich. Die zum Wärmeübertrag beitragende Fläche pro Modul, bestehend aus einer Absorberplatte

und einer Kühlwasserplatte, ergibt sich zu:

𝐴 = 2𝑛𝐾 ∙ 𝑏 ∙ 𝑙 2.3

Der Faktor 2 in Gleichung (2.3) rührt daher, dass das Modul, bestehend aus einer Absorberplatte

und einer Kühlplatte, in Verbund mit weiteren Modulen ist, sodass ein Wärmeübertrag sowohl durch

den Kanalboden als auch durch die Kanaldecke möglich ist.

Der gesamte Wärmeübergangskoeffizient wird zu:

𝛼𝐺 =1

1𝛼1

+1

𝛼2+

𝑑𝜆𝑆𝑆

2.4

Was einem Wärmeübertrag pro Modul

�̇�𝑀 = 𝛼𝐺 ∙ 𝐴 ∙ ⟨∆𝑇⟩ = 1068,4 𝑊 2.5

entspricht.

Ein Modul, bestehend aus einer Absorberplatte und einer Kühlplatte, überträgt im Verbund mit

weiteren Modulen etwa 1050 W, das heißt für 10 kW sind 10 Module notwendig, was 20 Platten

entspricht.

Simulation des Wärmeübertrags in kleinen Kanälen

Um den Entwurf des Absorberfunktionsmusters zu optimieren, wurden auch CFD-Studien zum

Wärmetransport für einen wassergekühlten Absorber durchgeführt, wobei Abbildungen 2.16 den

simulierten Ausschnitt darstellt. Ziel war es die Wärmetransportkoeffizienten zu bestimmen. Für die

Simulation wurde ein Wandfunktionswärmeübergangskoeffizient verwendet, welcher den 𝛼-Wert


FFG

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repräsentiert. Die Berechnungen basieren auf dem von Jayatilleke et. al.18 publiziertem Wandgesetz,

welches in FLUENT implementiert ist.

Abbildung 2.16a (links oben): Ausschnitt aus dem Blasenabsorber betrieben

im Gegenstrom; blau: Wassereinlässe, rot: Lösungsauslässe

Abbildung 2.16b (rechts): Darstellung der Stromlinien je nach Temperatur

eingefärbt

Abbildung 2.16c (links unten): Vektorielle Darstellung des Strömungsfeldes;

ein längerer Pfeil bedeutet eine größere Strömungsgeschwindigkeit

Ergebnisse:

• Die Simulationen haben gezeigt, dass diese Geometrie die geforderten Anforderungen an den

Wärmeübergang erfüllt und sogar übertrifft, trotz der im Verhältnis zu herkömmlichen

Plattenwärmetauschern dickeren Wandung.

• Der sehr gute Wärmeübergang rührt von den geringen Abmessungen der Kanäle und war

eines der Projektziele.

Die Ergebnisse wurden für den endgültigen Entwurf des Absorberfunktionsmusters herangezogen.

Wie noch gezeigt werden wird, stimmen die erwarteten Werte gut mit den Versuchen in den realen

anlagen überein. Im der Endausführung hat man sich aus Kostengründen für einen Absorber mit

einer Leistung von etwa 10 kW entschieden, das heißt insgesamt 22 geätzte Platten:10 Platten für

die Lösung, 10 für das Kühlwasser und zwei Deckplatten.

Simulation zur mechanischen Belastbarkeit

3 fache Sicherheit bei 20 bar

Neben den thermodynamischen Simulationen, war es auch notwendig die mechanische Belastbarkeit

vorab zu prüfen bzw. zu simulieren. Die Belastbarkeitsüberprüfungen wurden mit Hilfe von

SolidWorks™, einem 3D-CAD-Programm, durchgeführt. Die Bauteile wurden stets ein Druck von

p = 20 bar beaufschlagt und eine dreifache Sicherheit bei der Streckgrenze gefordert. Als maximaler

Spannungswert der Kühlplatten wurden 5,3 x 107 N/m² erreicht, was unterhalb des erlaubten

18 C. Jayatilleke, The Influence of Prandtl Number and Surface Roughness on the Resistance of the Laminar Sublayer to

Momentum and Heat Transfer. Prog. Heat Mass Transfer, 1:193-321, 1969.


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Maximalwertes ist. Bei der Absorberplatte wurde ein maximaler Spannungswert von 7,3 x 107 N/m²

errechnet, was leicht über dem sehr konservativ gewählten Sicherheitswert von 7,0 x 107 N/m² ist.

In Anbetracht der Tatsache, dass hier Einzelplatten untersucht wurden und nicht berücksichtigt

wurde, dass sich die Stabilität durch den Verbund mit weiteren Platten erhöht, wurde dieser Wert als

noch akzeptabel eingestuft. Zur weiteren Überprüfung wurde eine Simulation mit zwei aufeinander

liegenden Platten von den gleichen Bereichen durchgeführt, wobei eine Maximalspannung 3,2 x 107

N/m² (erlaubt wären maximal 7 x 107 N/m²) erhalten wurde.

Die strukturelle Integrität wurde in einer Druckprüfung bis 15 bar bestätigt.

Fertigung des Absorbers

Die einzelnen Platten wurden bei der Firma Precisionmicro19 gefertigt und über die Firma SK-Trade20

bezogen. Hierbei war darauf zu achten, dass nicht jedes beliebige Breite-Höhe-Verhältnis der Kanäle

ätzbar ist. Da der Absorber gegenüber Ammoniaklösungen resistent sein sollte, kam bei der

Lottechnik nur Nickellot in Frage. Kupferlot würde stark korrodieren und so den Absorber innerhalb

kurzer Zeit leck werden lassen. Das Verlöten der einzelnen Platten wurde bei der Firma Formtech21

durchgeführt, wofür allerdings auch extra eine Lötvorrichtung gefertigt werden musste. Bei der

Fertigung galt es außerdem darauf zu achten, dass der verwendete Edelstahl gut ätzbar und

zugleich gut lötbar ist. Die verlöteten Platten wurden einer Wasserdruckprobe bei 15 bar

unterzogen, unter der Annahme, dass die Versuchsanlagen, in welchen der Absorber getestet wird,

einen maximalen Betriebsdruck von 10 bar aufweisen. Aus Sicherheitsgründen und zur leichteren

Handhabe wurde der fertige Absorber in einen Rahmen eingespannt.

19 http://www.precisionmicro.com/

20 http://www.sktrade.de 21 http://www.formtech.de

http://www.precisionmicro.com/

http://www.sktrade.de/

http://www.formtech.de/


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2.1.5 Messung des Absorbers in realen Anlagen

Messungen bei Fa. Pink

Um die Leistungsfähigkeit des BubblePlate-Absorbers messen zu können, war die Integration des

Plattenwärmetauschers in den Kälteprozess einer Ammoniak-Wasser-Absorptionskältemaschine

notwendig. Diese Einbindung wurde möglich, indem eine bestehende Kältemaschine, sowie der

Kältemaschinen-Prüfstand der Pink GmbH durch diverse Anschlüsse und Absperrungen angepasst

beziehungsweise um Sensorik- und Regelungskomponenten erweitert wurden (siehe

Abbildung 2.17).

Da sich die Funktionsweise des BubblePlate-Absorbers wesentlich von jener des

Rohrbündelabsorbers unterscheidet, welcher in den Kältemaschinen der Pink GmbH eingesetzt wird,

musste der Prüfstand für die beiden Betriebsarten adaptiert werden. Im RI-Schema des Prüfstandes

sind sämtliche Komponenten, die notwendige Messtechnik, sowie die unterschiedliche Einbindung

des BubblePlate-Absorbers bzw. des Rohrbündelabsorbers an die anderen Komponenten der

Kältemaschine dargestellt (siehe Abbildung 2.18).

Wie bei Absorptionskältemaschinen üblich, wurde die Vermessung des BubblePlate-Absorbers für

verschiedene Betriebspunkte durchgeführt, wobei die Variation sowohl die Heißwassertemperatur

(HT-Temp), die Rückkühltemperatur (MT-Temp) als auch die Kaltwassertemperatur (LT-Temp)

betraf. Für die Messungen wurden folgende Temperaturen festgelegt:

Abb. 2.17: Absorber-Prüfstand


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Abb. 2.18: RI-Schema Absorber-Prüfstand bei Fa. Pink

Betriebspunkt 1 Betriebspunkt 2 Betriebspunkt 3

• Kaltwassertemperatur (LT-Temp): 8/5°C 13/10°C 18/15°C

• Rückkühltemperatur (MT-Temp): 24/28°C 28/32°C 32/36°C

• Heizwassertemperatur (HT-Temp): 75/68°C 85/78°C 95/88°C

Mit der Intervalldauer von 30 Minuten ergab sich für die 27 unterschiedlichen Messpunkte eine

Messdauer von 13,5 Stunden. In Abbildung 2.19 ist die Leistung des BubblePlate-Absorbers für alle

Betriebspunkte ersichtlich. Die jeweiligen Mittelwerte für einen Betriebspunkt wurden in die

Kennfelder des BubblePlate-Absorbers eingetragen, wobei ein Kennfeld für jeweils eine

Kaltwassertemperatur (LT-Temp) gültig ist.

Abb. 2.19: Kennlinien BubblePlate-Absorber

0

1

2

3

4

5

6

7

8

23 25 27 29 31 33

Leis

tun

g [k

W]

MT-Temp Eintritt [°C]

BubblePlate-AbsorberLT-Temp 8/5 °C

75

85

95

0

2

4

6

8

10

23 25 27 29 31 33

Leis

tun

g [k

W]



75

85

95

0

2

4

6

8

10

12

14

23 25 27 29 31 33

Leis

tun

g [k

W]



75

85

95


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Zusätzlich zur Messung des BubblePlate-Absorbers wurde als Referenzsystem der herkömmliche

Rohrbündelabsorber vermessen, wobei die Wärmetauscherfläche des Plattenwärmetauschers mit

2,8 m² geringfügig kleiner ist als jene des Rohrbündelwärmetauschers mit 3,0 m².

Die Betriebsbedingungen (Durchflüsse, Systemdrücke,…) wurden gleich gehalten, wobei hier vor

allem der geringe Durchfluss im Rückkühlkreislauf von ~1,0 m³/h zu erwähnen ist, der aufgrund des

hohen hydraulischen Widerstands des BubblePlate-Plattenwärmetauschers am Prüfstand maximal

erreichbar war.

Unterschiedlich war jedoch der Absorberdruck, denn der für die „Einspritzung“ des

Ammoniakdampfes aus dem Verdampfer notwendige Differenzdruck reduzierte den Druck im

BubblePlate-Absorber um ~0,18 bar im Vergleich zum Rohrbündelabsorber, bei dem kein

Differenzdruck erforderlich ist.

Um die Auswirkungen des geringen Durchflusses im Rückkühlkreislauf abschätzen zu können, wurde

zudem noch der „Normalbetrieb“ der Kältemaschine untersucht, beim dem der Durchfluss im

Rückkühlkreislauf des Rohrbündelabsorbers auf ~ 2,6 m³/h gesteigert wurde. In Abbildung 2.20

sind die Ergebnisse der Vergleichsmessungen dargestellt:

Abb. 2.20: Vergleichsmessung von Rohrbündelabsorber (rot) und BubblePlate-Absorber(blau), die Leistung des

BubblePlate-Absorbers ist dabei stets oberhalb der des Rohrbündelabsorbers

Messung: Absorber: Durchfluss-Rückkühlung:

BubblePlate [BP]: BubblePlate-Absorber 1,0 m³/h

Rohrbündel-Absorber: Rohrbündelabsorber 1,0 m³/h

Normalbetrieb: Rohrbündelabsorber 2,6 m³/h

Messungen bei Fa. Heliotherm

Im Zuge des Projektes wurde seitens Heliotherm für die Untersuchungen am neu entwickelten

Absorberkonzept ein bestehender Prüfstand für die Absorptionswärmepumpe adaptiert. Dabei kann

der Absorber in einen Absorptionswärmepumpenkreislauf eingebunden werden. Es handelt sich bei

dem Absorptionswärmepumpenkreislauf um einen Hochtemperaturgenerator inklusive

dazugehörigen Kältemittel- und Lösungsmittelkreislauf. Der Aufbau des Prüfstandes ist in

Abbildung 2.21 dargestellt.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

23 25 27 29 31 33

Leis

tun

g [k

W]


Rohrbündel & BubblePlateLT-Temp 8/5 °C

75 BP 7585 BP 8595 BP 95

0

2

4

6

8

10

23 25 27 29 31 33

Leis

tun

g [k

W]



75 BP 7585 BP 8595 BP 95

0

2

4

6

8

10

12

14

23 25 27 29 31 33

Leis

tun

g [k

W]



75 BP 7585 BP 8595 BP 95


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Abbildung 2.21: Aufbau Absorber-Prüfstand Heliotherm

Aufgrund der Probleme mit der Fertigung des Funktionsmusters, konnten die ursprünglich

angedachten Messungen aus terminlichen Gründen noch nicht durchgeführt werden. Es wurden

daher Messungen mit einem „Standard“-Absorber durchgeführt. Bei den verwendeten Absorbern

handelt es sich um handelsübliche Plattentauscher (Abmessung ca. 335mmx125mm, 32 Platten,

Tauscherfläche je 1,02 m2). Die Messungen dienen dabei als Vergleichsreferenz für die Messungen

mit dem BubblePlate Absorber. Für die Vergleichsmessungen mit dem BubblePlate Absorber wird

derselbe Prüfaufbau verwendet, einzig der Absorber wird ausgetauscht. Es werden dieselben

Betriebspunkte überprüft, wobei mit dem entwickelten Absorber eine größere Übertragungsleistung

erwartet wird.

Wie schon erwähnt war es der Firma Heliotherm aus terminlichen Gründen nicht möglich die

Messungen am BubblePlate-Absorber rechtzeitig fertigzustellen. Diese Messungen werden allerdings

nachgereicht und in einer aktualisierten Version des publizierbaren Endberichts aufgenommen.

Abbildung 2.22: Versuchsaufbau (links und rechts)


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Schlussfolgerung

Die Messergebnisse zeigten eine erhöhte Leistungsfähigkeit von etwa 5 bis 10 % des BubblePlate-

Absorbers im Vergleich zum herkömmlichen Rohrbündel-Absorber, welcher in den Kältemaschinen

der Pink GmbH verwendet wird. Berücksichtigt man noch die kleinere Wärmeübertragsfläche des

BubblePlate-Absorbers, so ergibt sich eine Wärmeübertragssteigerung 12,5%-18% gegenüber der

bisher verwendeten Rohrbündelvariante bei gleichen Betriebsbedingungen. Es ist jedoch

anzumerken, dass nicht alle Betriebspunkte mit dem BubblePlate-Absorber angefahren werden

konnten, da er kühlwasserseitig einen zu hohen Druckverlust aufweist. Lösungsseitig ist der

Druckverlust im Vergleich zu herkömmlichen Plattenwärmetauschern gering.

+ Leistungssteigerung von bis zu 18% bei gleichen Betriebsbedingungen

+ Geringer lösungsseitiger Druckverlust von nur 0,18

o Hoher kühlwasserseitiger Druckverlust Potential kann nicht ausgeschöpft werden,

Es ist noch unklar, ob es sich beim hohen kühlwasserseitigen Druckverlust um ein

fertigungstechnisches Problem oder ein konstruktives Problem handelt, unter anderem auch

deshalb, weil bei der Konstruktion das Hauptaugenmerk auf der Lösungsseite lag. Dieses Problem

birgt allerdings auch viel Potential zur weiteren Verbesserung des Absorbers, jedoch müssen auch

alle anderen Einflussfaktoren bei der Systemintegration unbedingt berücksichtigt werden.


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3 Ergebnisse und Schlussfolgerungen

Im Projekt BubblePlate wurde mit Hilfe von Experimenten und Simulationen ein neuartiges Konzept

eines Plattenblasenabsorbers für Ammoniakanwendungen entwickelt und ein erstmalig

Funktionsmuster eines solchen Plattenblasenabsorbers getestet.

Durch die vielversprechenden Ergebnisse hat sich gezeigt, dass das Konzept eines Blasenabsorbers

mit Mikrokanälen sehr gut funktioniert. Es wurden jedoch auch Schwächen erkannt, welche

allerdings nicht das Konzept an sich betreffen, sondern lediglich die aktuelle Ausführung des

Blasenabsorbers. Dies wird weiter unten näher erläutert.

3.1.1 Ergebnisse zu Einzel, Mehrkanal und Gasverteilung:

• Die Verteilung der Gasphase durch mehrere Öffnungen wirkt sich

sehr positiv auf die Absorption aus.

• Kleinere Kanaldurchmesser begünstigen die Absorption: Die

Ammoniakblasen werden in den Kanälen von der Lösung oft nicht

vollständig absorbiert, sondern nur so lange, so lange sie

zylindrische Form haben. Besitzt die Blase kugelförmige Gestalt so

ist der Absorptionsprozess stark gebremst und kommt in diesem

Bereich des Absorbers fast vollständig zum Erliegen. Dem kann

durch eine Verkleinerung des Kanalquerschnittes entgegengewirkt

werden.

• Zu kleine Kanalquerschnitte erhöhen jedoch den Druckverlust.

3.1.2 CFD-Simulationen

Es hat sich gezeigt, dass sich Blasenströmungen in CFD-Simulation

modellieren lassen. Die Simulationsmethodik kann insbesondere auf

Teilprobleme angewendet werden. Um den gesamten Absorber

mehrphasig zu rechnen (Blasenströmungen, Rückkühlung sowie

Multispezies) wäre jedoch ein enormer Rechenaufwand nötig. Mit Hilfe

der CFD-Simulationen konnten aber dennoch wichtige Teilaspekte, wie

Phasenverteilung, Druckverluste, involvierte transiente Prozesse und deren zugehörige

Strömungsstrukturen analysiert werden.

3.1.3 Ergebnisse zum gesamten Blasenabsorber:

Die Messergebnisse in einer realen Anlage zeigten eine erhöhte Leistungsfähigkeit von 12,5 bis 18 %

gegenüber herkömmlichen Absorbern. Der Druckverlust auf der Lösungsseite ist gering, was

ebenfalls eine Verbesserung zu herkömmlichen Geräten bedeutet. Kühlwasserseitig wurde jedoch ein

großer Druckverlust festgestellt, was dazu führt, dass nicht das gesamte Potential des Absorbers

ausgeschöpft werden kann.

+ Leistungssteigerung von bis zu 18% bei gleichen Betriebsbedingungen

+ Geringer lösungsseitiger Druckverlust von nur 0,18

o Hoher kühlwasserseitiger Druckverlust Potential kann nicht ausgeschöpft werden

Bessere Gasphasen-

verteilung durch

Gaseinlassgeometrie


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Es ist noch unklar, ob es sich beim hohen kühlwasserseitigen Druckverlust um ein

fertigungstechnisches Problem oder ein konstruktives Problem handelt, unter anderem auch

deshalb, weil bei der Konstruktion das Hauptaugenmerk auf der Lösungsseite lag. Diese Punkte

müssten im Zuge eines Folgeprojektes geklärt werden.

4 Ausblick und Empfehlungen

Im Projekt BubblePlate wurde ein neuartiger voll funktionsfähiger Blasenabsorber entwickelt, gebaut

und getestet. Die Ergebnisse dieser Tests stellten sich als vielversprechend heraus, obwohl dieser

erste Entwurf noch sehr viel Verbesserungspotential aufweist. So steigt die Absorberleistung im

Vergleich zu einem flächengleichen Rohrbündelabsorber um 18%, wobei der Druckverlust mit

0,18 bar gering ausfällt. Die Versuche haben allerdings auch gezeigt, dass die Plattenstruktur auf

der Kühlwasserseite dringend überarbeitet werden muss, da sie zu einem sehr großen Druckverlust

führt. Allerdings hängt dies wiederum von den jeweiligen Betriebsbedingungen ab. Basierend auf

diesen Projektresultaten sollten zukünftige Forschungsarbeiten im Beriech der Blasenabsorption

durchgeführt werden. Dabei sollte besonderes Augenmerk auf die folgenden Punkte gelegt werden:

• Zusammenarbeit mit einem Wärmetauscherhersteller, um Produktionskosten zu optimieren

• Optimierung der Kühlwasserseite des Absorbers

• Genauere experimentelle Untersuchung des Strömungsverlaufes im aktuellen

Funktionsmuster

• Weitere Simulationen zum Strömungsverhalten, insbesondere in Bezug auf die Absorption


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5 Literaturverzeichnis

[1] Haas et al., Wärme und Kälte aus Erneuerbaren 2030, Dachverband Energie Klima, 2007

[2] Vereinigung Österreichischer Kessellieferanten (VÖK), 2008

[3] TGA Fachplaner E5444, 7. Jahrgang, Februar 2008

[4] Statistik Austria, 2004: Mikrozensus September 2003, Beheizung der Wohnungen 2003

[5] Statistik Austria, 2005: Ergebnisse der Wohnungserhebung im Mikrozensus,

Jahresdurchschnitt 2005

[6] Xu, Int. J. Heat Fluid Fl. 20, 422 (1999)

[7] Xu et al., Int. J. Multiphas. Flow 25, 411 (1999)

[8] Schmid G., Reichl Ch., Benovsky P., Fleckl T., Pauschenwein G., Monsberger M., Optische und

CFD-gestützte Untersuchung von Ammoniak-Blasenströmungen in Ammoniakwasserlösung

zur Entwicklung eines Mikrokanalabsorbers, DKV-Tagung 2011, Aachen, Deutschland

[9] Kang, Y.T., Akisawa, A., Kashiwagi, T., Visualization and model development of Marangoni

convection in NH3-H2O system, International Journal of Refrigeration 22 (1999) 640-649

[10] Smith, S.L., 1969. Void fractions in two-phase flow. A correlation based on equal velocity

head model. Proc. Instn. Mech. Engrs. 184, 647-664

[11] McAdams, W.H., 1954. Heat transmission, 3rd ed. McGraw-Hill, New York

[12] D.J. Nicklin, Two-phase bubble flow, Chemical Engineering Science, Volume 17, Issue 9,

September 1962, Pages 693-702

[13] Ubbink H., Numerical prediction of two fluid systems with sharp interfaces, PhD thesis,

Imperial College of Science, Technology & Medicine, Department of Mechanical Engineering,

Exhibition Road, London SW7 2BX. (1997)

[14] Rusche H., Computational Fluid Dynamics of Dispersed Two-Phase Flows at High Phase

Fractions, PhD thesis, Imperial College of Science, Technology & Medicine, Department of

Mechanical Engineering, Exhibition Road, London SW7 2BX (2002)

[15] Brennen, C.E., Fundamentals of Multiphase Flow, Cambridge University Press. ISBN 13 978-

0-521-84804-6, 2005, http://resolver.caltech.edu/CaltechBOOK:2005.001.

[16] Chang, Y.C., Hou, T.Y., Merriman, B., Osher, S., A level set formulation of eulerian interface

capturing methods for incompressible fluid flow, Journal of Computational Physics 124 (1996)

449-464.

[17] Ghidersa, B.E., Finite Volume-based Volume-of-Fluid Method for the Simulation of Two-phase

Flows in Small Rectangular Channels, PhD thesis, Fakultät für Maschinenbau der Universität

Karlsruhe, 2003

[18] C. Jayatilleke, The Influence of Prandtl Number and Surface Roughness on the Resistance of

the Laminar Sublayer to Momentum and Heat Transfer. Prog. Heat Mass Transfer, 1:193-321,

1969.


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6 Anhang

Publikationen:

• Schmid G., Reichl Ch., Benovsky P., Fleckl T., Pauschenwein G., Monsberger M., Optische

und CFD-gestützte Untersuchung von Ammoniak-Blasenströmungen in

Ammoniakwasserlösung zur Entwicklung eines Mikrokanalabsorbers, DKV-Tagung 2011,

Aachen, Deutschland

• Schmid G., Reichl Ch., Fleckl T., Neuartiges Konzept für einen Hochleistungs-Mikrokanal-

Absorber für Absorptionswärmepumpen, Sciencebrunch Nachschlagewerk 2011

• Reichl Ch., Schmid G., Monsberger M., Investigations of bubble flow regimes in small scale

channel geometries, 14th ERCOFTAC Alpe Danube Adria PC Meeting, Johannes Kepler

Universität Linz, Austria, November 14th 2011

• Schmid G., Reichl Ch., Neuartiges Konzept für einen Hochleistungs-Mikrokanal-Absorber für

Hochdruck-Absorptionswärmepumpen, FFG Sciencebrunch 2011

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