Absorptionskälteanlagen zum Zweck der Gebäudekühlung sind in zunehmendem Maß am Markt erhältlich. Messungen an installierten Anlagen zeigen, dass Systemkonfiguration und Regelstrategie einen wesentlichen Einfluss auf die Gesamtperformance der Kälteanlage haben [1]. Es wird für die Absorptionskälteanlage dabei besonders auf die richtige Dimensionierung und Auslegung der hydraulischen Kreisläufe allgemein (Druckverlust, Pumpeneffizienz) und des Rückkühlkreises im Besonderen (Kühlturm, Pumpen, Leitungen) hingewiesen, um den parasitären Stromverbrauch gering zu halten.
Experimenteller Aufbau
Bei den Messungen im Labor wurde eine Ammoniak/Wasser-Absorptionskälteanlagevom Typ PinkChiller PC19 (Generation 5.3)der Pink GmbH verwendet (Bild 1). Diese hat eine Nennkälteleistung von 19 kW, bei günstigen Rahmenbedingungen bis 21 kW. In Bild 2 ist das Schema des ausgeführten einstufigen Absorptionskälteprozesses dargestellt. Kondensator und Absorber werden dabei parallel durch den gleichen Kühlwasserkreislauf gespeist. Beim Aufbau der Absorptionskälteanlage wurde auf eine Rektifikation (= Trennung eines Flüssigkeitsgemisches durch wiederholtes Verdampfen und Kondensieren) des Kältemitteldampfes nach dem Generator verzichtet.
Die Temperaturen und Volumenströme in den externen hydraulischen Kreisläufen können über einen Teststand eingestellt werden. Die Leistungen an den einzelnen Wärmeübertragern werden bei den Messungen über die Volumenströme und Temperaturdifferenzen sowie die Stoffdaten (Dichte und Wärmekapazität für das Wasser im Kreislauf) berechnet.
Die Betriebsgrenzen für die Temperaturen, Temperaturdifferenzen bzw. die entsprechenden Volumenströme wurden für die stationäre Vermessung wie folgt festgelegt:
thot, in = 75 bis 95 °C bei ΔThot ≤ 10 K
tcool, in = 24 bis 36 °C bei ΔTcool ≤ 10 K
tcold, out = 6 bis 15 °C bei ΔTcold ≤ 6 K
Die Leistungszahl für den Absorptionskälteprozess wurde anhand des Verhältnisses der thermischen Leistungen von Verdampfer (Q. EVA) und Generator (Q. GEN) gemäß dieser Gleichung berechnet:
Die elektrische Leistungsaufnahme der Absorptionskälteanlage (inkl. Lösungsmittelpumpe) wurde im Betrieb ebenfalls gemessen und wird in der Gesamtsystembetrachtung berücksichtigt.
Die interne Regelung legt im Betrieb den Niederdruck im Verdampfer und die Lösungsmittelpumpendrehzahl in Abhängigkeit der intern gemessenen Kälteleistung und der mittleren Kaltwassertemperatur fest. Im Verdampfer wird dabei die Temperaturdifferenz zwischen mittlerer Kaltwassertemperatur und der theoretischen Verdampfungstemperatur (ausgehend von reinem Ammoniak) mittels der Kältemitteldrossel eingestellt. Die Lösungsmittelpumpendrehzahl steigt, ausgehend von einer Mindestdrehzahl, in Abhängigkeit von der gemessenen Kälteleistung.
Experimentelle Analyse
Exemplarische Resultate sind in Bild 3 dargestellt. Die Temperaturspreizungen in den drei hydraulischen Kreisläufen sowie die Kaltwasseraustrittstemperatur (tcold, out) wurden dabei konstant gehalten. Die Messungen zeigen den zu erwartenden Anstieg der Kälteleistung (Q. EVA) bei zunehmender Heizwassertemperatur im Generator (thot, in) sowie bei abnehmender Kühlwassertemperatur (tcool, in) im Absorber und Kondensator.
Die Leistungszahl des Prozesses für Kälteanwendung (COPC) sinkt tendenziell mit zunehmender Kühlwassertemperatur, bei Kälteleistungen kleiner 10 kW und bei steigender Generatortemperatur wegen der nicht vorhandenen Rektifikation. Der aus dem Generator strömende Kältemitteldampf weist dadurch einen höheren Wasseranteil auf, welcher nachfolgend im Kondensator verflüssigt wird, aber im Verdampfer zum Großteil nicht wieder verdampft werden kann.
Der Einfluss der Kaltwassertemperatur im Verdampfer (tcold) ist nicht explizit dargestellt. Bei den Messungen zeigt sich jedenfalls der zu erwartende Verlauf, wonach Kälteleistung und Leistungszahl mit sinkender Kaltwassertemperatur aufgrund des tieferen Niederdruckniveaus im Verdampfer (und Absorber) abnehmen.
Die drei externen Volumenströme in den hydraulischen Kreisläufen beeinflussen ebenfalls das Betriebsverhalten. In einer ersten Annäherung kann dies durch die veränderten mittleren Temperaturniveaus bei der Wärmeübertragung erklärt werden. So steigt beispielsweise bei sinkenden Volumenströmen im Kühlwasserkreislauf (bei gleichbleibender Eintrittstemperatur) das Temperaturniveau im Absorber und Kondensator, wodurch das Hochdruckniveau steigt und dementsprechend die Leistung und Leistungszahl sinkt.
Ein wesentlich geringerer Einfluss auf die Leistungszahl ergibt sich in Abhängigkeit der Spreizung im Heizwasserkreis. Es ändern sich lediglich die Leistungen merklich, wegen der unterschiedlichen Menge an ausgetriebenem Kältemittel im Generator. Hoch- und Niederdruckniveau sind nicht direkt beeinflusst, letzteres indirekt über die Niederdruckregelung in Abhängigkeit der Kälteleistung.
Im Kaltwasserkreislauf zeigt sich bei steigender Spreizung eine Zunahme von Kälteleistung und Leistungszahl. Es wird in diesem Fall die Kaltwasser-Austrittstemperatur konstant gehalten, weshalb sich bei zunehmender Temperaturdifferenz das mittlere Temperaturniveau erhöht. Es steigt dadurch das Niederdruckniveau und die Leistungszahl verbessert sich.
Weitere Kenngrößen des Prozesses
Zusätzlich zur Darstellung des Einflusses der bereits genannten sechs Eingangsparameter war es notwendig, anlagenspezifische Kenngrößen des Prozesses zu analysieren.
Analyse der Unterkühlung im Absorber
Anhand der Messergebnisse von Druck, Temperatur und Massenstrom wurde die Konzentration der reichen Lösung (nach dem Absorber) und armen Lösung (nach dem Generator) berechnet und der unterkühlte Zustand der reichen Lösung nach dem Absorber bestimmt (ausgedrückt durch die Differenz der theoretischen Temperatur der reichen Lösung bei Sättigung im Vergleich zur gemessenen Austrittstemperatur). Es wurde festgestellt, dass die flüssige Lösung am Austritt aus dem Absorber eine nur geringfügige Unterkühlung im Bereich weniger Kelvin aufweist.
Analyse des Temperaturgleits im Verdampfer
Wegen des Wasseranteils im Kältemitteldampf nach dem Generator tritt im Verdampfer ein Temperaturgleit des verdampfenden Ammoniak / Wasser-Gemisches auf. Da aus baulichen Gründen die Kältemittelaustrittstemperatur nicht gemessen werden konnte, wurde anhand der gemessenen Leistung, des Kältemittelmassenstroms und des Zustands des eintretenden Kältemittels der Temperaturgleit für die unterschiedlichen Betriebsbedingungen berechnet.
Analyse der Effizienz des Lösungsmittel-Wärmeübertragers
Der Lösungsmittel-Wärmeübertrager überträgt Wärme von der wärmeren, armen Lösung, die vom Generator kommt, auf die reiche Lösung, kommend von der Lösungsmittelpumpe. Mit den gemessenen Temperaturen, Massenströmen sowie Drücken und berechneten Konzentration von armer und reicher Lösung kann die Wärmeübertrager-Effizienz (Verhältnis der übertragenen Wärmemenge im Wärmeübertrager zur maximal übertragbaren Wärmemenge) berechnet werden. Die Messungen zeigen für alle Messungen eine annähernd gleichbleibend hohe Effizienz, mit Werten von 88 bis 91 Prozent.
Berechnung der UA-Werte der Wärmeübertrager
Die Wärmeübertragung im Absorber, Generator, Kondensator und Verdampfer wurde detailliert ausgewertet. Anhand der gemessenen Ein- und Austrittstemperaturen (sofern vorhanden) können die logarithmischen Temperaturdifferenzen und die UA-Werte berechnet werden. Bei der Auswertung zeigt sich allerdings, dass die gemessenen Leistungen nicht mit ausreichender Genauigkeitdurch Modelle zur Berechnung der Wärmedurchgangskoeffizienten approximierbar sind. Dies ist vor allem wegen der nur unzureichend voraussagbaren internen Wärmeübertragungskoeffizienten der Fall. Als Konsequenz wurde deshalb ein empirischer Zusammenhang zwischen internen und externen Temperaturniveaus abgeleitet und bei der Simulationsmodellbildung verwendet.
Leistungsbegrenzung und Wärmeverlust
Die Absorptionskälteanlage weist eine Nennleistung von 19 kW auf. Bei guten Betriebsbedingungen kann dieser Wert bis 21 kW gesteigert werden. Bei diesen Betriebsbedingungen ist die Kältemitteldrossel voll geöffnet und es kann darüber hinaus allerdings kein zusätzliches Kältemittel mehr gefördert werden. Als Folge sinkt bei theoretisch noch höheren Massenströmen der Niederdruck im Verdampfer, die Leistungszahl des Kälteprozesses verschlechtert sich und Absorption und Austreibung passen sich an den maximalen Kältemittelmassenstrom an.
Wärmeverluste treten an einigen ungedämmten Komponenten und Rohrleitungen auf. Überschlägige Berechnungen zeigen allerdings, dass die lokalen Verlustleistungen vernachlässigbar gering sind.
Simulationsmodell, basierend auf Massen- und Energiebilanzen
Für die Simulation des stationären Be-triebsverhaltens der Absorptionskälteanlage wurde ein Modell basierend auf den Stoff-, Massen- und Energiebilanzen der einzelnen Komponenten in EES (Engineering Equation Solver V 8.659) erstellt. Dieses wurde derart angelegt, dass bei Vorgabe der Eintrittstemperaturen des Heiz- und Kühlwassers bzw. der Austrittstemperatur des Kaltwassers und den drei zugehörigen Volumenströmen die resultierenden Leistungen der Wärmeübertrager und die Zustände am Ein- und Austritt den einzelnen Anlagenkomponenten berechnet werden.
Um dies zu erreichen, waren abseits der Bilanzgleichungen die Überleitung der zuvor gewonnenen Erkenntnisse (Absorberunterkühlung, Temperaturgleit im Verdampfer, Effizienz des Lösungsmittelwärmeübertragers, Wärmeübertrager-Temperaturprofil im Absorber und Generator, Leistungsbegrenzung, Wärmeverluste) und die Berücksichtigung der anlageninternen Regelung der Absorptionskälteanlage notwendig. Durch die letztgenannte Maßnahme ist es möglich, den Niederdruck in Abhängigkeit der Kälteleistung und Kaltwassertemperatur sowie die Lösungsmittelpumpendrehzahl in Abhängigkeit der Kälteleistung zu berechnen.
Das Simulationsmodell zeigt eine gute Übereinstimmung von simulierten Leistungen und Leistungszahlen mit den gemessenen Werten. Die Abweichungen bei Betriebspunkten mit Kälteleistungen größer 10 kW liegen gemäß Bild 4 größtenteils innerhalb der eingezeichneten ± 10 Prozent-Toleranz. Bei kleineren Leistungen liegt die berechnete Leistung zum Teil darüber. In Bild 4 (rechts) kann man erkennen, dass der in Bild 3 dargestellte Verlauf der gemessenen Leistungszahlen bei Betriebsbedingungen mit Kälteleistungen kleiner 10 kW in dem Modell nicht hinreichend genau abgebildet wird. Die Simulation liefert aber für die weitere Verwendung akzeptable Werte.
Für die weitere Verwendung des Simulationsmodelles in zum Beispiel Jahressimulationenmusste auf die Komplexität und Rechendauer Rücksicht genommen werden. Wegen der iterativen Berechnungsmethode in EES und der detaillierten Gleichungsvorgaben ist dieses Modell für lange Berechnungszeiträume mit vielen Berechnungsschritten nicht geeignet und wurde daher anhand des im Folgenden beschriebenen Ansatzes vereinfacht.
Datenbankerstellung für die Jahressimulationsrechnung
Dazu wurde mit dem entwickelten EES-Modell eine definierte Matrix von Betriebsbedingungen der Temperaturen und Volumenströme an den externen hydraulischen Kreisläufen simuliert. Die Ergebnisse dieser Berechnungen wurden in einer Datenbank gesammelt. Diese Datenbank wird unter anderem für Jahressimulationsrechnungen aufgerufen und mittels linearer Interpolation zwischen den Betriebsbedingungen werden die Ausgabewerte berechnet. Als Ergebnisse werden die Heiz-, Kühl- und Kälteleistung ausgegeben, außerdem Zustandswerte des Prozesses, soweit benötigt.
Die resultierende Interpolationsroutine in sechs Dimensionen (drei Temperaturen und drei Volumenströme) wurde in EES erstellt. Zusätzliche Randbedingungen wie die Begrenzung der Maximalleistung oder die Abschaltung der Anlage bei Kälteleistungen < 3 kW werden auch bei der Interpolation berücksichtigt.
Dynamische Einflüsse
Um das Simulationsmodell zu verbessern, sollen die wesentlichsten dynamischen Einflüsse berücksichtigt werden. Es wurde dafür anhand von Experimenten der Verlauf der Leistungs- und Prozessgrößen in der Absorptionskälteanlage bei veränderten Betriebsbedingungen untersucht und die Ursachen analysiert.
Wärmeverluste an die Umgebung
Diese treten während des Betriebes und der Stillstandzeit auf. Diese Verluste sind in der Berechnung der Anlagenleistungen durch das stationäre Modell bereits berücksichtigt, da dieses anhand der gemessenen externen Leistungen erstellt wurde. Somit sind Wärmeverluste oder Wärmeeinträge im Ergebnis eingeschlossen. Beim Ausschaltvorgang der Absorptionskälteanlage entstehen Verluste durch den Temperaturausgleich mit der Umgebung. Vornehmlich sind davon der Generator und der Verdampfer betroffen. Es ergibt sich ein Zusammenhang gemäß der Abkühl- und Aufwärmkurve der Komponenten. Der Verlauf ist abhängig von der Masse, spezifischen Wärmekapazität und dem UA-Wert gegenüber der Umgebung.
Wärme- und Massenspeichereffekte im Zuge des Betriebs
Durch die Wärmespeicherung in den einzelnen Komponenten (Bild 2) und variierende Füllstände bzw. Konzentrationen im Lösungsmittel- und Kältemittelsammelbehälter wird der Prozess bei variierenden Betriebsbedingungen beeinflusst. Überschlägige Berechnungen zeigen, dass die gespeicherte Wärmemenge in den Komponenten gegenüber den Betriebsleistungen geringe Werte annimmt. Bei gegebenen Massen und Wärmekapazitäten kann der Speichereffekt in der Simulationsrechnung berücksichtigt werden. Für die dynamische Betrachtung ist der Einfluss des Füllstands im Kältemittelsammelbehälter am größten. Dieser steht ebenso mit der Konzentrations- und Füllstandsänderung im Lösungsmittelsammelbehälter in Verbindung.
Bei Erhöhung des Füllstands im Kältemittelsammelbehälter verringert sich der in den Verdampfer zufließende Kältemittelmassenstrom und somit die Kälteleistung im Vergleich zur stationären Rechnung. Bei sinkendem Füllstand wird hingegen zusätzliches Kältemittel in den Verdampfer geleitet und die Kälteleistung steigt. Für eine Jahressimulationsrechnung kann man annähernd voraussetzen, dass sich die Leistungsspitzen in Folge von Füllstandsänderungen ausgleichen. Bei Betrachtungen über kurze Zeiträume und kleinen Zeitschritten kann der dynamische Einfluss hingegen einen wesentlichen Anteil an der Gesamtleistung betragen.
Anlagenspezifische Einflüsse
Weitere dynamische Einflüsse sind durch die Regelung der Absorptionskälteanlage gegeben. Dabei wird der Sollwert für die Lösungsmittelpumpendrehzahl und für den Niederdruck vorgegeben und über Regler eingestellt. Der dadurch auftretende dynamische Verlauf führt zu verzögerten Reaktionen oder Überschwingen. Diese werden im Simulationsmodell allerdings nicht berücksichtigt.
Erweiterung des stationären Simulationsmodelles
Für die Implementierung der dynamischen Vorgänge wurde das stationäre Simulationsmodell, basierend auf der Interpolation zwischen Datenbankwerten, erweitert. Wie zuvor erwähnt war in erster Linie der dynamische Einfluss des Kältemittelsammelbehälters zu berücksichtigen. Dieser konnte anhand von Gesamt- und Teilmassenbilanzen sowie überschlägigen Werten für Volumen, Dichte und Enthalpiedifferenz im Verdampfer und Absorber berechnet werden. Des Weiteren war es notwendig, eine zeitliche Glättung der Leistungsspitzen in Folge der nicht sprunghaft erfolgenden Füllstandsänderung zu berücksichtigen.
Ergebnisse
Die Ergebnisse des erweiterten Simulationsmodelles sind in Bild 5 dargestellt. Es werden die dynamisch berechnete Kälteleistung und die Leistungszahl innerhalb einer Messperiode verglichen. Die Kaltwasseraustrittstemperatur wurde in 3-K-Schritten verändert, von 15 °C am Beginn auf 6 °C um 12:05 Uhr und rückwärts von 6 °C auf 15 °C um 14:50 Uhr. Die Generatoreintrittstemperatur und die Kühlwassereintrittstemperatur sind um 12:40 Uhr von 85 °C / 28 °C auf 90 °C / 32 °C erhöht worden. Die Temperaturdifferenzen zwischen Ein- und Austritt an den externen hydraulischen Strängen wurden annähernd konstant gehalten.
Die Abweichung der simulierten Kälteleistung liegt im Durchschnitt bei etwa 7 Prozent (0,7 kW absolut). Die Differenz der kumulierten Wärmemenge im Verdampfer über die Gesamtperiode beträgt weniger als 2 Prozent Der qualitative Verlauf der berechneten Kälteleistungen entspricht weitestgehend der Messung. Einzelne Abweichungen können möglicherweise auf die Messmethode (Totzeitglied zwischen Ein- und Austrittstemperaturmessung) und die Regelung der Absorptionskälteanlage (Einschwingen der neuen Zustände) zurückgeführt werden.
Bei der Betrachtung der Gesamtenergiemengen ist zu berücksichtigen, dass sich die Effekte von Wärme- und Massenspeichereffekte im Zuge des Betriebs ausgleichen können (beispielsweise Annahme gleicher Temperaturen und Füllstände bei Start und Stopp). Lediglich Wärmeverluste an die Umgebung im Stillstand sind in diesem Fall zu berücksichtigen.
Fazit
Die Messergebnisse zeigen eine gute und stabile Performance der Absorptionskälteanlage bei den untersuchten Betriebsbedingungen. Unter Berücksichtigung der Leistungszahl ist es wesentlich, eine niedrige Kühlwassertemperatur bereitzustellen und/oder die benötigte Kaltwassertemperatur möglichst hoch anzusetzen. Ebenso ist der Volumenstrom in den hydraulischen Kreisläufen zu berücksichtigen, um ein Optimum zwischen Pumpenleistung und generierter Kälteleistung zu finden.
Für die Simulationsmodellbildung sind viele anlagenspezifische Kenngrößen zu analysieren. Diese können sich von Anlage zu Anlage unterscheiden, weshalb keine allgemeingültigen Vorgaben bei der Modellierung möglich sind. Beispielhaft ist die Wärmeübertragung im Generator und Absorber durch die Bauweise des Wärmeübertragers vorgegeben. Das entwickelte Simulationsmodell bietet einen Anhalt für die Vorgehensweise und kann durch Anpassung für unterschiedliche Konfigurationen dieses Anlagentyps verwendet werden.
Mit dem entwickelten Simulationsmodell können die Anlagen- und Pumpenleistungen sowie das Optimierungspotenzial der Systemeinbindung von Seiten der Absorptionskälteanlage abgeschätzt werden.
Danksagung
Die Arbeit entstand im Rahmen des Projekts SolarCoolingOpt (FFG-Projekt Nr. 825544). Dieses Projekt wird aus Mitteln des Klima- und Energiefonds gefördert und im Rahmen des Programms Neue Energien 2020 durchgeführt. Der Inhalt dieses Betrags wurde ausführlich im Rahmen der DKV-Tagung 2012 präsentiert. -
Literatur:
[1] Preisler, A., Thür, A., Neyer, D., Focke, H., SolarCooling Monitor: Evaluierung Energieeffizienz und Betriebsverhalten von solarthermischen Kühlanlagen zur Gebäudekühlung in Österreich, Berichte aus Energie- und Umweltforschung 28 / 2012, Bundesministerium für Verkehr, Innovation und Technologie, Wien, 2012
Dipl.-Ing. David Hannl
Wissenschaftlicher Projektmitarbeiter am Institut für Wärmetechnik (IWT), AG Heizungs-, Kälte- und Klimatechnik, Technische Universität Graz, Österreich
Ao. Univ.-Prof. Dipl.-Ing. Dr. techn. René Rieberer
AG-Leiter am Institut für Wärmetechnik (IWT),AG Heizungs-, Kälte- und Klimatechnik, Technische Universität Graz, Österreich
