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Arbeitsstoffpaare

Text Datum Benutzer
Arbeitsstoffpaare
ich bin f√ľr meine diplomarbeit auf der suche nach arbeitsstoffpaaren f√ľr absorptionsk√§lteanlagen.
√ľber ammoniak/wasser und wasser/LiBr hab ich schon einiges.
mich w√ľrde interessieren, ob es acuh noch andere gibt die getestet oder praktisch umgesetzt wurden.
19 May 2005
16:11:54
Pia
Arbeitsstoffpaare ZeolithKälte Arbeitsstoff Ammoniak NH3 Vergleich Chemie Absorption Niebergall Literatur Link Gebäudetechnik Kälte
Guten Tag,
aus meinem Fundus "Stoffpaare", zu Ihrer Verf√ľgung.

Viel Erfolg

(German translation 1987, published in Olynthus Verlag) /2/ Niebergall, W. : Sorptionsk√§ltemaschinen, Handbuch der K√§ltetechnik, Bd. 7, Springer Verlag, 1959. /3/ Bogard, M.: Ammonia Absorption Refrigeration in Industrial Processes, Gulf Publishing Company, Book Division, Housten, Paris, London, Tokyo /4/ Grosman, G.; Bourne, J.R.; Ben-Dror, J.; Kimichi, Y.; Vardi, I.: Design improvements in LiBr absorption chillers for solar applications, Transactions ASME, Journal of Solar Energy Engineering, 103 56-61 (1981) /5/ Podesser, E.: Solare K√ľhlung, Dissertation an der Technischen Universit√§t Graz, Fakult√§t f√ľr Maschinenbau, Institut f√ľr W√§rmetechnik (Prof. P. V. Gilli), 1984. /6/ Podesser, E., Enzinger, P., Gossar, H., Monschein, W., Taferner, I.: Proceedings of the XVII International Congress of refrigeration, Vienna 1987. /7/ Podesser, E.: Umweltvertr√§gliche K√§lteerzeugung, Joanneum Research, Bericht Nr.: IEF-B-6/94. /8/ Fa. Bitzer: Planungsprogramm f√ľr die Auslegung von Kaltwassers√§tzen, http://www.bitzer.de /9/ European Commission, Solar Air Conditioning in Europe, SACE, NNE5/2001/25, Evaluation Report, Aug. 2003, ( http://www.ocp.tudelft.nl/ev/res/sace.htm /10/ Podesser, E.; Peitler, J; Mei√üner, E.; T√ľrschweller, S.; Enzinger, P.: Einsatz von Sonnenenergie und Bioenergie zur K√ľhlung von verg√§renden Weintraubensaft und zur Weinlagerraumk√ľhlung, Endbericht Nr.: IEF-B-09/03, Dezember 2003.
51
RESEARCH
JOANNEUM


Auszug aus: http://www.gitaconsult.de/pdf/Nh3Symp.PDF

VERGLEICH
von NH3/H2O-Absorptions-Kälteanlagen
mit Kompressionsanlagen

Einf√ľhrung

INHALTSVERZEICHNIS
Der nachfolgende Vortrag soll die Eigenschaften von Absorptionskälteanlagen und Kompressionskälteanlagen
gegen√ľberstellen und anhand von zwei praktischen Beispielen, hier die Langnese-Iglo in Reken und die
Trinkwasseraufbereitungsanlage in Aschaffenburg, die Erkenntnisse aus dem Betrieb einer Absorptions- und
Kompressionsk√§lteanlage gegen√ľberstellen. Dies auch mit einer Wirtschaftlichkeitsbetrachtung. Die aus den
betriebenen Anlagen gewonnenen Daten sollen aufzeigen, wie bei der Planung durch hieraus gewonnenen
Erkenntnissen eine Optimierung der Anlagen stattfindet und eine Hilfestellung f√ľr die Auswahl der K√§lteanlage
(ob Absorptions- oder Kompressionskälte) sein.
Zum Schluss soll darauf eingegangen werden, in wie weit sich die Techniken zwischenzeitlich verbessert haben
bzw. welche Ans√§tze hierf√ľr gegeben sind.
1. Einf√ľhrung:
Kälteerzeugung erfolgt heute mit Kompressions-Kälteanlagen, die mittels elektrischer Energie angetrieben
werden. Es können aber auch andere Verfahren, z.B. Absorptionskälteanlagen eingesetzt werden.
Anders als beim Kompressionskälteprozess wird in der Absorptionskälteanlage der Kältemitteldampf nicht
mechanisch, sondern durch eine geeignete Fl√ľssigkeit (Absorptionsmittel, Mehrkomponentengemisch) im
Absorber gel√∂st (verfl√ľssigt) und in der Fl√ľssigkeitsphase verdichtet. Anschlie√üend wird das K√§ltemittel dann
durch Zufuhr von Wärme wieder aus der Lösung ausgetrieben und kann, wie in der Kompressionskälteanlage,
im Kondensator verfl√ľssigt werden.
Das System besteht aus einer Kette hintereinander geschalteter W√§rmetauscher. Die f√ľr den Antrieb der
Lösungsmittelpumpen benötigte elektrische Leistung beträgt dabei nur wenige Prozente der mechanischen
Antriebsenergie vergleichbarer Kompressionskälteanlagen.
2. Verf√ľgbare Verfahren:
F√ľr den Einsatz in Absorptionsk√§lteanlagen eignen sich etwa zehn Stoffpaare als Arbeitsmittel. Bisher werden
jedoch nur zwei Stoffpaare in Kälteanlagen technisch eingesetzt:
Beim Lithiumbromitabsorber das Kältemittel Wasser und das Lösungsmittel Lithiumbromit und beim
Ammoniak-Wasserabsorber das Kältemittel Ammoniak und das Lösungsmittel Wasser.
Vergleich:
Das Kältemittel in Ammoniak-Absorptionskälteanlagen hat immer einen geringen Wassergehalt, ist aber im
Gegensatz zu den Kältemitteln anderer Kälteverfahren sehr sauber und erzeugt keine zusätzlichen
W√§rme√ľbergangswiderst√§nde durch Verschmutzung.
Das Kältemittel von Kompressionskälteanlagen ist hingegen mit Kältemaschinenöl verunreinigt, was
insbesondere bei Verdampfungstemperaturen < minus 30¬į C zu betriebstechnischen Beeintr√§chtigungen f√ľhrt
(gilt nicht bei √∂lfreier Verdichtung). Besonders hier ist auf die Bildung von √Ėlfilmen in den Verdampfern
hinzuweisen, was zu einer erheblichen Reduzierung der Leistungs√ľbertragung f√ľhrt. Auch das Verschlie√üen von
B√∂gen f√ľhrt zu einem weiteren Siedeverzug.
Daher können Kompressions- und Absorptionskälteanlagen, auch wenn beide Verfahren mit dem Kältemittel
Ammoniak betrieben werden, nicht direkt miteinander verbunden werden. Die Verbindung zwischen den
Systemen muss immer √ľber sogenannte Kaskaden-W√§rmetauscher, bei denen auf einer Seite verdampft
(Wärmezufuhr) und auf der anderen Seite kondensiert (Wärmeabfuhr) wird, erfolgen.
Sofern Vorstehendes beachtet wird, können Absorptionskälteanlagen mit Kompressionskälteanlagen, die auch
mit anderen Kältemitteln als Ammoniak betrieben werden, zusammengeschaltet werden.
Das grundsätzliche Verfahren der Absorptionskälteanlagen der beiden vorgenannten Stoffpaare ist sehr ähnlich,
allerdings erfordern die Stoffeigenschaften der eingesetzten Medien angepasste Systemvariationen. Beide
Systeme zeichnen sich durch g√ľnstige thermodynamische Eigenschaften der K√§ltemittel aus.
Das Verfahren der Absorptionskälteanlagen kann mit dem der Kompressionskälteanlagen verglichen werden,
wobei der mechanische Verdichter durch einen ‚Äěthermischen Verdichter‚Äú ersetzt wird.

Absorptions-Kälteanlage (thermischer Verdichter)
Einsatzbereich der Absorptions-Kältemaschinen:
Die Entscheidung, ob eine Kompressions- oder eine Absorptionsmaschine eingesetzt werden soll, hängt
weitgehend von der zur Verf√ľgung stehenden Betriebsenergie ab. Steht beispielsweise ein Dampf- oder
Hei√üwasserkessel zur Verf√ľgung, der sonst nur im Winter optimal ausgen√ľtzt w√ľrde, ist es naheliegend, dessen
freie Kapazität im Sommer zur Kälteerzeugung mit einer Absorptions-Kälteanlage zu koppeln.
Optimal ist der Einsatz einer Absorptionsmaschine dann, wenn Abdampf aus einem Produktionsprozess oder
von einer Gegendruckturbine zur Verf√ľgung steht. Ein weiterer, interessanter Einsatz ergibt sich aus der
Kombination mit einer Turbo-Kältemaschine. Der Turbokompressor wird dabei mit einer Gegendruckturbine
betrieben. Der Niederdruckdampf aus der Gegendruckturbine beheizt anschließend den Austreiber der
Absorptionsmaschine und wird dann als Kondensat wieder dem Dampfkessel zugef√ľhrt.
Entscheidende Vorteile der Absorptionsmaschine sind schließlich der praktisch geräuschlose und vibrationsfreie
Betrieb, sowie die einfache Leistungsregelung von 0 ‚Äď 100 %.
Nachteilig ist der relativ hohe Energieverbrauch, die hohe Kondensatorleistung und dadurch ein hoher
K√ľhlwasserverbrauch. Oft k√∂nnen diese Nachteile aber durch wesentlich niedrigere Energiekosten bei
Abwärmenutzung kompensiert werden.
Das Entl√ľftungs-System bei Lithiumbromit-Anlagen:
Die wässrige LiBr-Lösung ist in Verbindung mit Sauerstoff sehr aggressiv. Außerdem reduzieren sogenannte
‚Äěnicht kondensierbare‚Äú Gase den Wirkungsgrad des Absorptionsprozesses. Der Vakuumbetrieb erm√∂glicht das
Eindringen von Luft durch kleinste Undichtheiten. Ein ausgekl√ľgeltes Entl√ľftungssystem bezweckt ein
periodisches Entfernen dieser nichtkondensierbaren Gase und gibt gleichzeitig Aufschluss dar√ľber, wie dicht die
Anlage ist.
K√ľhlwasser:
Die K√ľhlwassertemperaturen sollten bei LiBr-Absorptions-K√§ltemaschinen prinzipiell in bestimmten Grenzen
konstant gehalten werden, da ein schneller Temperaturabfall, wie er bei K√ľhlturmbetrieb m√∂glich ist, bewirken
kann, dass die Lösung in der Maschine kristallisiert.
Das vom K√ľhlturm kommende Wasser wird mit einer Temperatur von ca. 28¬į C in den Absorber gef√∂rdert,
verl√§sst diesen mit ca. 34¬į C, flie√üt dann durch den Kondensator und verl√§sst diesen mit ca. 38¬į C. Durch eine
entsprechende K√ľhlwasserregelung wird die Vorlauftemperatur auf ca. 28¬į C konstant gehalten.
Bei modernen Maschinen kann in der Regel auf eine externe K√ľhlwasserregelung verzichtet werden, da die
Kreislauftemperaturen durch ein internes Regelsystem automatisch stabilisiert werden.
Leistungsregelung durch Drosselung der Betriebsenergie:
Durch Drosselung der Energiezufuhr zum Austreiber kann die Leistung der Absorptions-maschine (z.B. in
Abhängigkeit der Kaltwasser-Vorlauftemperatur) stufenlos geregelt werden. Bei Dampf oder Heizwasser als
Betriebsenergie geschieht dies durch ein normales Durchfluss-Regelventil, das in den Vorlauf der betreffenden
Energiezufuhrleitung eingebaut wird. Mit dieser Regelmethode kann die Leistung der Maschine bis auf ca. 10 %
der Volllast reduziert werden. Dabei reduziert sich auch die Energiezufuhr ann√§hernd proportional zur K√ľhllast.
Im Teillastbereich, unterhalb von 50 %, verschlechtert sich dies aber erheblich, entsprechend der
K√ľhlwassertemperatur.
Bypassregelung der Lösungsmittelkonzentration:
Diese Regelmethode beruht auf der √Ąnderung der Konzentration der L√∂sung. Zu diesem Zweck wird ein
Drosselventil in die Verbindungsleitung zwischen Wärmetauscher (Temperaturwechsler) und Austreiber
eingebaut. Dieses Drosselventil wird in Abhängigkeit der Temperatur der schwach konzentrierten Lösung
gesteuert. Bei Teillast wird die zum Austreiber fließende, schwache Lösung gedrosselt, wobei der
zur√ľckgehaltene L√∂sungsanteil in den Absorber geleitet wird. Die Energiezufuhr zum Austreiber wird dabei
nicht gedrosselt. Deshalb wird die durch Drosselung reduzierte Lösungsmenge im Austreiber mehr erhitzt und
dadurch stärker konzentriert. Die Lösungszufuhr zum Austreiber kann ganz abgesperrt und dadurch die
Kälteleistung der Maschine auf Null reduziert werden.
Die Bypassregelung kann also im gesamten Leistungsbereich von 0 ‚Äď 100 % angewendet werden. Der
Energieverbrauch liegt dabei leicht unter der prozentualen Last, da die Wärmeaustauschflächen bei Teillast einen
spezifisch g√ľnstigeren Wirkungsgrad erreichen.
Dieses Regelverfahren erbringt somit einen etwas geringeren Energieverbrauch im Teillastbetrieb. Die relativ
hohen Anschaffungskosten f√ľr das 3-Weg-Ventil beschr√§nken diese Regelart jedoch auf Absorptionsmaschinen
mit größeren Kälteleistungen.
In vielen Fällen ergibt sich die wirtschaftlichste Art der Leistungsregelung aus einer Kombination der beiden
Regelmethoden. Dieses Regelverhalten kann noch dahingehend optimiert werden, dass die Lösungsmittelpumpe
√ľber einen FU geregelt wird und entsprechend dann die L√∂sungsmittelmenge mit dem Verdampfungsdruck
gesteuert wird.

Kompressions-Kälteanlage (Kältemittelkreislauf)
Einsatzbereich Kompressionskältemaschinen:
Hubkolbenverdichter:
Da K√§lteanlagen im allgemeinen nach dem maximalen K√§ltebedarf ausgelegt werden, sind ihre Bauelemente f√ľr
einen Teil der Betriebszeit oft √ľberdimensioniert. Das trifft auch auf den Hubkolbenverdichter zu, der deshalb
regelbar ausgef√ľhrt sein muss.
Die einfachste Regelung ist die Ein-/Ausschaltung. Sie ist allerdings nur f√ľr kleine Hubkolbenverdichter
m√∂glich. Eine ideale Anpassung f√ľr alle Verdichterarten w√§re die Drehzahlregelung. Sie wird durch den Einsatz
von polumschaltbaren Motoren zum Teil realisiert. Der Einsatz von Frequenzreglern ist momentan nur f√ľr
kleinere Antriebsleistungen wirtschaftlich vertretbar.
Bleibt also nur die Regeleinrichtung im Verdichter. Und hier genießt das Offenhalten der Saugarbeitsventile
absoluten Vorrang bei Hubkolbenverdichtern. Die Saugventilplatten werden durch eingebaute Vorrichtungen
(Stifte, Stößel, usw.) vom Sitz abgehoben. Die Betätigung erfolgt weder mechanisch, ölhydraulisch oder
pneumatisch. Der notwendige Impuls erfolgt √ľber ein Magnetventil. Bei dieser Regelung wird das Saugventil
ständig in geöffneter Stellung gehalten und das angesaugte Gas wird ohne Verdichtung wieder ausgeschoben.
Diese Regeleinrichtung gestattet außerdem einen entlasteten Anlauf des Verdichters. Die Leistungsanpassung ist
allerdings nur stufenweise möglich, da immer nur zylinderweise abgeschaltet werden kann.
Schraubenverdichter:
Ein Vorteil des Schraubenverdichters ist die stufenlose Leistungsregelung √ľber einen gro√üen Bereich. Bei
kleineren Verdichtern geschieht dies mit Hilfe von Frequenzumformern im Bereich von 10 bis 100 Hz. Bei
gr√∂√üeren Leistungen ist der Schraubenverdichter mit einem axial verschiebbaren Regelschlitten ausger√ľstet.
Durch Verschieben des Regelschlittens, der ein St√ľck der die L√§ufer umschlie√üenden Geh√§usewand bildet, wird
der wirksame Abschnitt der an der Verdichtung beteiligten L√§uferl√§nge verk√ľrzt und ein Teil des angesaugten
K√§ltemittelgases √ľber eine R√ľckstr√∂m√∂ffnung zur Saugseite zur√ľckgef√ľhrt. Mit Hilfe dieser Einrichtung ist auch
ein nahezu vollständig entlasteter Anlauf möglich.
F√ľr ein bestimmtes fest eingebautes Volumenverh√§ltnis ist der Verdichtungsdruck im Arbeitsraum des
Verdichters unabhängig vom Gegendruck im Druckstutzen. Dieser Druck kann größer, gleich oder kleiner als
der Verdichtungsenddruck sein. Bei Abweichungen vom installierten Druckverhältnis treten Leistungsverluste
auf. Das bedeutet, dass Schraubenverdichter mit einem bestimmten inneren Druckverh√§ltnis nur f√ľr einen
begrenzten Bereich des äußeren Druckverhältnisses wirtschaftlich betrieben werden können.
In der Praxis bietet man deshalb Schraubenverdichter mit unterschiedlichen Verdichtungsverhältnissen an oder
man setzt bei den Verdichtern einen √ľber Mikroprozessoren gesteuerten Verstellmechanismus auf der Druckseite
ein und ändert dabei das innere Druckverhältnis stufenlos. Insgesamt gesehen bleibt der effektive Wirkungsgrad
in einer vergleichbaren Größenordnung mit den Werten des Hubkolbenverdichters. Der Teillastwirkungsgrad
sinkt besonders bei starker Reduzierung der Leistung. Trotzdem √ľberwiegt im praktischen Betrieb aber der
Vorzug einer gleitenden Anpassung an den Kältebedarf.
Der Schraubenverdichter hat als Drehkolbenmaschine keine freien Massenkräfte und -momente. Damit können
Maschinenunterbauten und Fundamente entsprechend klein gehalten werden.
Gegen√ľber den Hubkolbenverdichtern entfallen solche Verschlei√üteile wie Pleuel, Kolbenringe und
Arbeitsventile. Hohe Anforderungen werden allerdings bei offenen Schraubenverdichtern an die
Wellenabdichtung mit Hilfe von Gleitringdichtungen gestellt, da relativ große Wellendurchmesser bei einer
Drehzahl von 3000 min-1 abzudichten sind. Ein sehr wichtiges Bauteil ist auch das R√ľckschlagventil auf der
Druckseite des Verdichters. Es verhindert nach dem Abschalten des Verdichters ein Expandieren des
K√§ltemittelgases √ľber die L√§ufer und damit ein R√ľckw√§rtslaufen des Schraubenverdichters.
Vorteile gegen√ľber Kolbenverdichter:
- Nur drehende Bewegung, daher fast stetige Förderung mit Laufruhe;
- Keine Ventile;
- Unempfindlich gegen Fl√ľssigkeitsanfall;
- Stufenlose Regelung bis auf ca. 20 %.
Turboverdichter:
Es werden ausschließlich Radialverdichter verwendet. Die Druckerhöhung wird im Unterschied zu den
Verdrängermaschinen (Hubkolbenverdichter, Schraubenverdichter u.a.) durch Umwandlung der vom Laufrad an
das Kältemittel abgegebenen kinetischen Energie in innere Energie bzw. Enthalpie bewirkt. Jeder
Turboverdichter hat zu diesem Zweck ein Lauf- oder Kreiselrad mit fester Beschaufelung, dem ein Leitapparat
bzw. ein Diffusor nachgeschaltet ist. Um eine ordnungsgemäße Anströmung zu sichern, ist mitunter eine
zusätzliche Leiteinrichtung vor dem Laufrad angebracht.
Die Druckerhöhung ist der Dichte des Kältemittels sowie der Umfangsgeschwindigkeit des Laufrades
proportional. Daraus resultiert, dass Stoffe mit hoher Molmasse (FCKW) mit geringeren
Umlaufgeschwindigkeiten auskommen. Von der Wahl des Kältemittels wird nicht nur die
Umlaufgeschwindigkeit, sondern auch die Anzahl der Stufen, d.h. die Anzahl der Laufräder, beeinflusst.
Die Anzahl der Stufen, die f√ľr einen gegebenen Temperaturanstieg erforderlich sind, h√§ngt haupts√§chlich von
der Mach-Zahl am Laufradaustritt ab. Die Schallgeschwindigkeit und der Laufradwerkstoff haben hier den
größten Einfluss. Die Schallgeschwindigkeit bei einer gegebenen Temperatur hängt von der Molmasse ab und ist
f√ľr FCKW-K√§ltemittel mit hoher Molmasse viel niedriger als es bez√ľglich der Festigkeitsforderungen notwendig
w√§re. So kommt man bei den K√§ltemitteln R 404, R 407 und R 134a, speziell f√ľr Klimatisierungszwecke, mit
einer oder zwei Stufen aus.
Anders liegt der Fall bei Ammoniak mit einer Molmasse von 17. Ammoniak hat eine Schallgeschwindigkeit von
450 m/s, die zu hoch ist, um mit den gegenw√§rtig verf√ľgbaren Laufradkonstruktionen, die eine
Spitzengeschwindigkeit von etwa 300 m/s erm√∂glichen, die gew√ľnschte Mach-Zahl zu erreichen. Deshalb ist
hier eine gr√∂√üere Anzahl von Stufen erforderlich. Dies f√ľhrt zu einer Verteuerung der Verdichter und darum
werden Turboverdichter in Ammoniakanlagen nur f√ľr sehr gro√üe Leistungen eingesetzt.
Turboverdichter zeichnen sich durch geringen Raumbedarf und kleine leistungsbezogene Masse, kontinuierliche
Kompression, schwingungsarmen Lauf, geringe Wartung, gute Wirkungsgrade und ölfreie Förderung aus. Die
Regelung erfolgt durch √Ąnderung des F√∂rderstromes mit Hilfe verstellbarer Leitschaufeln, mit denen eine
Drall√§nderung der Einlassstr√∂mung in Richtung Laufrad erzeugt wird. Das f√ľhrt zu einer verminderten
Leistungsaufnahme des Laufrades. Eine stufenlose Regelung bis ca. 10 % des Nennwertes ist hierdurch
erreichbar. Das energetische Teillastverhalten ist gut.
Stetige Leistungsregelung sind möglich durch
1. Drehzahlregelung (bei Antrieb √ľber Frequenzwandler oder durch Dampfturbine).
2. Vordrallregelung (verstellbare Leitschaufeln vor Laufradeintritt).
3. Diffusorregelung mit verstellbaren Schaufeln im Diffusor, Kurven ähnlich der Vordrallregelung.
4. Heißgas-Bypass-Regelung, Überströmventil zwischen Druck- und Saugseite.
Aus den oben einzeln aufgef√ľhrten Punkten ist klar zu erkennen, dass die ben√∂tige maximale K√§lteleistung in
einzelne Anlagen aufzuteilen ist, um das Teillastverhalten zu optimieren.
Leistungsaufteilung:
Obgleich eine einzige große Anlage die niedrigsten Investitionskosten ergibt, wird die Kälteleistung meistens auf
mehrere K√§lteanlagen aufgeteilt. Wichtigster Grund und gleichzeitig Grundlage f√ľr die Art der Aufteilung ist der
Jahresgang der K√ľhllast in Verbindung mit der Summenh√§ufigkeitskurve (Jahresdauerlinie) der
Außenlufttemperatur am Aufstellungsort.
Die Auswahl der Verdichterbauart erfolgt nach den vorher angegebenen Leistungsbereichen, den jeweiligen
Investitionskosten und den jeweils erreichbaren Leistungszahlen. Wichtig ist hierbei jedoch auch die kleinste
von der Anlage zu erbringende Teillast. Bis zu 20 % bis 30 % der Nenn-Kälteleistung (abhängig vom
Temperaturverlauf) können Turbo- und Schraubenverdichter stetig, Hubkolbenverdichter durch Ventilabhebung
in Stufen heruntergeregelt werden. Kleinere Teillasten sind nur noch durch Ein- und Ausschalten des Verdichters
(oder durch Leistungsvernichtung, z.B. Heißgas-Bypass) zu erreichen. Dabei ist einerseits die zulässige
Schalthäufigkeit und die erforderliche Mindestlaufzeit zu beachten sowie andererseits die
Genauigkeitsanforderungen an die Temperaturregelung. F√ľr kleinste Teillasten benutzt man deshalb meistens
relativ kleine Wasserk√ľhls√§tze mit Hubkolbenverdichtern als unterste Leistungsstufe.
Wartung:
Bei der Konstruktion und Fertigung von Verdichtern sind die Forderungen nach hoher Zuverlässigkeit bei
geringem Wartungsaufwand ber√ľcksichtigt. Es wird gro√üer Wert auf hohe Betriebssicherheit der Bauteile,
geringen Montageaufwand und stabile Fertigungsqualität gelegt. Trotzdem verbleibt bei NH3-Verdichtern ein
minimal notwendiger Wartungsaufwand. Er beschränkt sich bei Schrauben- und Turboverdichtern hauptsächlich
auf √Ėlwechsel bzw. ‚Äďnachf√ľllung, Kontrolle der √Ėlfilter, K√§ltemittelfilter und der Gleitringdichtung. Beim
Kolbenverdichter kommt noch die Wartung der Arbeitsventile dazu.
F√ľr die Durchf√ľhrung einer systematischen Wartung wurde von den meisten Herstellern von Verdichtern ein
nach Laufstunden gegliederter Wartungs- und Durchsichtsplan aufgestellt.


&#61472;Einf√ľhrung
INHALTSVERZEICHNIS
Kälteanlage 1
Betriebserfahrungen:
In diesem Punkte möchten wir auf die gemachten praktischen Erfahrungen bei zwei Anlagen eingehen. Die eine
Anlage befindet sich bei der Langnese-Iglo in Reken und dient zur K√ľhlung von Gem√ľse sowie Backwaren zur
Tiefk√ľhlung. Hier handelt es sich um eine reine Kompressionsk√§lteanlage mit Schraubenverdichtern. Hierbei
wurde zum ersten Mal versucht, direkt auf der Kälteseite abzurechnen. Zu diesem Zweck wurde ein
Messkonzept ermittelt, welches im einzelnen kurz vorgestellt wird und auf Basis dieses Messkonzeptes konnten
dann die Leistungsauswertungen f√ľr die Maschinen durchgef√ľhrt werden. Dabei soll noch einmal auf einen
wichtigen Punkt des Regelverhaltens des Schraubenverdichters kurz hingewiesen werden.
Ein unbestrittener Vorteil des Schraubenverdichters ist das stufenlose Regelsystem mittels axial verschiebbarem
Regelschlitten, das eine Verminderung der Kälteleistung von 100 % auf ca. 10 % gestattet. Da aber ein
geringeres Volumen angesaugt wird, verringert sich bei Teillast das innere Druckverhältnis. Die Ausschubarbeit
muss jedoch wie bei Vollastbedingungen gegen Verfl√ľssigerdruck geleistet werden. So sinkt der
Teillastwirkungsgrad besonders bei starker Reduzierung der Leistung.
Betriebsverhalten:
In Turbokälteanlagen werden ausschließlich Turboverdichter radialer Bauart eingesetzt. Bei Verwendung von
Ammoniak als Kältemittel ist bei den Turboverdichtern eine größere Stufenzahl und eine höhere
Umfangsgeschwindigkeit der Laufräder erforderlich. Die Verdichter werden hauptsächlich in Großkälteanlagen
der chemischen Industrie eingesetzt, wo man mit 4 bis 6 Stufen f√ľr die erforderlichen Druckverh√§ltnisse sorgt.
Turboverdichter zeichnen sich durch geringen Raumbedarf, kleine leistungsbezogene Masse, kontinuierliche
Kompression, schwingungsarmen Lauf, geringe Wartung, hohe Betriebssicherheit, gute Wirkungsgrade und
ölfreien Lauf aus. Die Regelung erfolgt mit Hilfe verstellbarer Vorleitschaufeln, in denen ein Drall der
Einlassströmung in Richtung der Laufraddrehung erzeugt wird, was zu einer verminderten Leistungsaufnahme
des Laufrades f√ľhrt. Das energetische Teillastverhalten ist sehr gut. Turboverdichter laufen h√§ufig mit
Drehzahlen √ľber 3000 min-1, weswegen ein Getriebe oder ein Frequenzumformer notwendig ist. Zur
Wellenabdichtung verwendet man in der Hauptsache Gleitringdichtungen.
NH3-Messkonzept Kälteanlagen:
Bei den Kälteanlagen ist es grundsätzlich vorgesehen, die Zählung der Kälte auf der NH3-Seite vorzunehmen.
Hierzu wurden entsprechende Messger√§te in die Fl√ľssigkeitsleitungen zu den Verbrauchern eingebaut.
Entsprechend der Messung des Saugdruckes in der Saugleitung kann dann die Enthalpie ermittelt werden und
daraus die Energiemenge, da zu jedem Saugdruck eine bestimmte Enthalpiemenge abzuleiten ist.
Entsprechend werden beide Daten, also Durchflussmenge und Saugdruck, in einem Rechner zeitgleich
ausgewertet und somit die Kältearbeit ermittelt, die auch als Abrechnungsgrundlage zu Langnese-Iglo dient. Die
Messstellen der Kälteanlage 1 sind in der Folie aufgelistet.
In diesen Kälteenergiepreis sind dann entsprechend alle Kosten zur Herstellung einzukalkulieren. Die Messdaten
werden dann √ľber die zentrale Leittechnik ausgewertet. Hier sollte analog zum Profibus sowie der gesamt√ľbergeordneten
Leittechnik gepr√ľft werden, ob nicht hier der sogenannte M-Bus f√ľr die reine Z√§hlung
angewandt wird.
Alternativ zu diesem Messverfahren besteht, unseres Erachtens, wenn der Saugdruck genau gemessen wird, die
Möglichkeit, in der Saugleitung noch einen Zwischenabscheider einzubauen, in dem vorab die Gas- und
Fl√ľssigphase voneinander getrennt werden und √ľber eine Fl√ľssigkeitsleitung, in der wiederum ein
Fl√ľssigkeitsmessger√§t eingebaut ist, diese dem Hauptabscheider zugeleitet wird, so dass aus der Differenz der
beiden Fl√ľssigkeitsmessungen die verdampfte Fl√ľssigkeitsmenge ermittelt werden kann und wiederum aus der
Enthalpie die gelieferte Kälteenergiemenge.
Es hat sich gezeigt, dass das erste Verfahren mit den jetzigen Messgeräten ein ausreichend genaues Ergebnis
wiedergibt.

p,h-Diagramm:
Hierbei handelt es sich um das konkrete Diagramm f√ľr die aufgef√ľhrten Verdampfungstemperaturen, aus dem zu
erkennen ist, wie die Anlage konzeptionell aufgebaut ist. Entsprechend den Regelbedingungen verschieben sich
aber dann die einzelnen Linien, so dass die tc-Linie entsprechend der Feuchtekugeltemperatur gefahren wird und
die t0-Linien im Mitteldruck und Niederdruckbereich entsprechend der Schwankungsbreite der Regelung bzw.
der eingestellten Verdampfungstemperatur.

NH3-Messkonzept:
Anhand dieses Blockschaltbildes ist zu erkennen, wie der Messaufbau mit den einzelnen Ultraschallmessgeräten
realisiert wurde.

Aussagen zum Teillastverhalten:
Die angef√ľhrten Beispiele sollten zeigen, wie stark sich Auslegung und Betriebsverh√§ltnisse ‚Äď insbesondere die
Zuordnung der W√§rmeaustauschfl√§chen und der Gang der Verfl√ľssigungs-temperatur ‚Äď auf das Teillastverhalten
auswirken und mit welchen Rechenmethoden diese Einfl√ľsse zu erfassen sind.
Die sehr g√ľnstigen Teillastwerte nach den ARI-Standards sind oft nicht zu erreichen, z.B. wenn f√ľr die Funktion
der Expansionsventile h√∂here Verfl√ľssigungsdr√ľcke vorgeschrieben sind. Bei W√§rmer√ľckgewinnungsbetrieb der
K√§ltemaschinen muss meistens die Verfl√ľssigungstemperatur auf einem relativ hohen Wert konstant werden, das
Teillastverhalten ist dann nur wenig g√ľnstiger als das verdichterbezogene bei konstantem tc und t0. Das reale
Teillastverhalten ergibt sich nur aus dem tats√§chlichen Gang der Verdampfungs- und Verfl√ľssigungstemperatur.
F√ľr eine genaue Berechnung des Teillastverhaltens m√ľssen also zun√§chst die Voraussetzungen ermittelt und
berechnet werden. Dann sind f√ľr das gew√§hlte Fabrikat und Modell die entsprechenden Teillastangaben in % auf
die Vollast-Leistungszahl zu beziehen, um den echten Teillast-Energieverbrauch in kW zu ermitteln. F√ľr eine
Wirtschaftlichkeitsberechnung ist dieser dann im Jahresgang aufzutragen.
Die Beispiele zeigen außerdem, dass das Teillastverhalten von Turbo-, Schrauben- und Hubkolbenverdichtern
praktisch gleich ist ‚Äď anderslautende Aussagen resultieren aus unzul√§ssigem Vergleich von Angaben bei
unterschiedlichen Betriebsbedingungen. Qualitätsunterschiede verschiedener Fabrikate können größeren Einfluss
haben als die unterschiedlichen Verdichterbauarten. Besonders wichtig f√ľr die Wirtschaftlichkeit ist die
Auslegung auf eine hohe Vollast-Leistungszahl sowie auf ein optimales Teillastverhalten. Dies ist zwingend in
der Planung zu ber√ľcksichtigen.
Aus den von den Firmen zur Verf√ľgung gestellten Kurven sowie Unterlagen ist zu erkennen, dass hier Angaben
gemacht werden, die tats√§chlich dem Pr√ľfstand entnommen sind und nicht den Wirkungsgrad der Anlagen im
eingebauten System wiederspiegeln. Es ist auch zu erkennen, dass bei Hubkolbenverdichtern meist ein größerer
Sicherheitsfaktor angenommen wird als bei Schraubenverdichtern.


Um die Leistungsdaten der einzelnen Schraubenkompressoren im Teillastbetrieb beurteilen zu können, wurde
zunächst einmal die Kälteleistung sowie die elektrische Leistung von 10% bis 100%, lt. Angaben des Herstellers,
in Schritten mit einer Schrittweite von 10% dargestellt.
Aus den Leistungswerten wurden die entsprechenden cop-Werte berechnet und ebenfalls tabellarisch sowie
grafisch dargestellt. Als Grundlage der grafischen Darstellung dient ebenfalls das Druckdiagramm mit der
Darstellung der Idealkurve und davon abweichenden Druckverhältnissen.
Am Beispiel des Schraubenkompressors VMY 436 H ist erkennbar, dass bei einem Absinken der
Kompressorleistung von 100 % auf ca. 50% der cop-Wert von 4,2 auf 3,3 absinkt. Das entspricht einer
Verschlechterung des cop-Wertes um 22 %. Fällt die Leistung des Kompressors im Teillastbereich unter 50 %,
fällt die Kurve des cop-Wertes steiler ab. Das Verhältnis Kälteleistung/ elektrische Leistung verschlechtert sich
√ľberproportional.

Leistungsdiagramm Schraubenverdichter
mit Maschinendruckverhältnis (EPR-Kennlinien)
Maschinendruckverhältnis:
Anhand dieser Folie ist zu erkennen, dass sich, entsprechend dem Druckverhältnis zwischen Saug- und
Druckseite des Verdichters, die Ideallinie zwischen eingesetzter Energie und Kälteleistung im Teillastbereich
abflacht und somit sich der Teillastwirkungsgrad, je geringer die Kälteleistung ist, verschlechtert.

Diagramm Kälte / Pe HD

Kälte- / Pe HD-Diagramm:
Hier sind die theoretischen Werte f√ľr die Stromaufnahme der Verdichter bei verschiedenen Schieberstellungen
und Druckverh√§ltnissen dargestellt. F√ľr die Darstellung der im Werk vorhandenen Verh√§ltnisse wurde die
Stromaufnahme der Verdichter bei verschiedenen Schieberstellungen durch die MVV D.I.E. Rhein-Ruhr GmbH
gemessen und aufgelistet. Alle Ergebnisse wurden f√ľr zwei Druckverh√§ltnisse als √úbersicht zusammengefasst
und als Grafik dargestellt.
In der Anlage ist, ausgehend von 100% Volumenkapazität und elektrischer Leistung, zu erkennen, dass im
Teillastbereich von 100% bis 50% die Kurven konstant und im gleichen Verhältnis sinken. Im Bereich von 50%
bis ca. 10% verflachen sich die Kurven. Das Verhältnis Volumenkapazität zu elektrischer Leistung
verschlechtert sich und somit auch der cop-Wert.
Als Vergleichsbetrachtung wurden aus den zuvor ermittelten theoretischen Werten und den gemessenen Werten
eine aussagekr√§ftige √úbersicht erstellt. In der Anlage wird f√ľr den Kompressor Typ VMY 436 H die
Volumenkapazit√§t zum Verh√§ltnis elektrische Leistung zur Volumenkapazit√§t bei ‚Äď13¬įC/+30¬įC als Grafik
dargestellt. Einmal f√ľr die Werte lt. Kennlinie und einmal f√ľr die gemessenen Werte.
Eine Vergleichsbetrachtung der theoretischen und der gemessenen Werte der Stromaufnahme ND- / HDVerdichter
in Abhängigkeit der Schieberstellung ist dargestellt. Die grafischen Darstellungen zeigen deutlich die
Unterschiede zwischen den Kennlinienwerten und den tatsächlich gemessenen Werten, mit einem höheren
Stromverbrauch im Teillastbereich unter ca. 70%. Das bedeutet, dass das Verhältnis Kälteleistung / elektrische
Leistung (cop-Wert) schlechter ist als theoretisch angenommen.


Diagramm Kälte / Pe ND
Kälte- / Pe ND-Diagramm:
F√ľr den Kompressor Typ VMY 536 M sind die zuvor ermittelten theoretischen Werten und die gemessenen
Werte dargestellt. Das Ergebnis ist fast identisch mit der zuvor betrachteten Kennlinie.
Aus den gewonnenen Daten, die √ľber das Messkonzept ermittelt wurden, ist also ganz klar zu erkennen, dass das
tatsächliche Teilleistungsverhalten der Schraubenverdichter auch im HD- oder ND-Bereich im Teillastverhalten
zum Teil erheblich schlechter ist, wie aus den Verdichterkennlinien zu ermitteln ist. Diese Gr√ľnde sind
verschiedener Art, z.B. steht das Vi-Verh√§ltnis nicht mit dem tats√§chlichen Druckverh√§ltnis √ľberein. Es wird
zuviel √Ėl durch den Verdichter transportiert; auch wurden zum Teil die Wartungsintervalle nicht eingehalten.
Das Ergebnis zeigt aber, dass dann ab einem Teillastbereich von 60 % kaum noch eine Reduzierung der
Leistungsaufnahme stattfindet, wenn sich die Kälteleistung verringert. D.h. es ist kein Zusammenhang mehr mit
einer proportionalen Abnahme der Kälteleistung zu erkennen.

Standardanlagen NH3-Absorber
NH3-Absorber:
Anlagensysteme:
F√ľr den Temperaturbereich unter dem Gefrierpunkt bis zu ‚Äď60¬į C ist nur ein Arbeitsstoffpaar geeignet und in
langjährigem Einsatz und zwar AMMONIAK-Wasser, wobei Ammoniak das Kältemittel und das
Zweikomponentensystem das Absorptionsmittel ist. Damit liegen eine Reihe von Besonderheiten vor, die f√ľr den
Betrieb bedeutend sind:
- bis 33¬į C arbeitet das System auf der ND-Seite im √úberdruck. Unterdruckwerte von 0,2 bar werden bei ‚Äď60¬į C
erreicht, womit auf Dichtigkeit nach Außen zu achten ist.
- der Kreislauf arbeitet √∂lfrei, womit alle mit √Ėl zusammenh√§ngenden Probleme gar nicht erst auftreten k√∂nnen.
- das mit Kältemittel angereicherte Gemisch muss rektifiziert werden, wobei je nach Anreicherungsgrad ein
Restwassergehalt (0,2 %) auftritt, der in das Verdampfersystem weitergetragen wird, sich dort ansammelt und
zu einer Verf√§lschung der Verdampfungstemperatur f√ľhrt. Man begegnet dem durch eine
Restl√∂sungsr√ľckf√ľhrung aus dem Verdampfer und h√§lt so die K√§ltemittelqualit√§t konstant.
K√ľhlung:
Bei Absorptionsk√§ltesystemen ist neben der K√§lteleistung auch die dem Kreislauf zugef√ľhrte Heizleistung
wieder an die Umgebung abzuf√ľhren. In erster N√§herung entf√§llt dabei auf den Kondensator der √ľber die
Verdampfer eingebrachte W√§rmestrom und auf den Absorber der W√§rmebetrag der zugef√ľhrten Heizleistung.
- Beim Kondensator kann Wasser-, Luft- oder Verdunstungsk√ľhlung angewendet werden. Da hiervon der
Kondensationsdruck abhängt, ist somit der Temperaturhub des Systems und damit die benötigte
Heizmitteltemperatur betroffen. Verdunstungsk√ľhlung f√ľhrt zu den g√ľnstigsten Werten.
- Derzeitige Konstruktionen f√ľr Absorber ‚Äď Ausnahme kleine Leistungen ‚Äď lassen nur Wasserk√ľhlung zu.
Allerdings sind gr√∂√üere Wassererw√§rmungen m√∂glich, sofern f√ľr die Austrittstemperatur keine obere
Begrenzung besteht.
- Der Gesamtk√ľhlungsbedarf ist gegen√ľber Kompressionsk√§lte gr√∂√üer, weil die bei Erzeugung von
mechanischer Energie anfallende Kondensationsw√§rme bereits im Kraftwerk abgef√ľhrt wird.

Praxiserfahrung NH3-Absorber:
Wie schon vorher erw√§hnt, haben wir f√ľr die Trinkwasseraufbereitungsanlage Aschaffenburg einen NH3-
Absorber mit einer Kälteleistung von maximal 350 kW bis 400 kW installiert. Auch hier wurden zur Kontrolle
Messger√§te eingebaut, aus denen die K√§lteleistung, die zugef√ľhrte W√§rmeleistung und entsprechend auch die
Vor- und R√ľcklauftemperaturen aufgezeichnet wurden. Aus dieser Anlage stammen die hier vorgelegten
Kennlinien.
Da es auch hier Probleme im Wärmeverhältnis des Teillastbetriebes gab, da die Anlage, wie alle Kälteanlagen,
zum größten Teil im Teillastbereich läuft, wurde hier eine Kombination aus Heiztemperatur und
Lösungsmassenstromregelung vorgenommen. D.h. es wurde zusätzlich zur Heiztemperatur eine mit FUgeregelte
Lösungsmittelpumpe eingebaut, die entsprechend dem Verdampfungsdruck die Lösungsmittelmenge,
die zum Austreiber gefördert wird, genau der Teillast entsprechend regelt.
Betriebstechnische Aspekte:
Absorptionskältesysteme bieten eine Reihe von betriebstechnischen Vorteilen, die eventuelle energetische
Nachteile ausstechen können. Dies ist z.B. das Teillastverhalten:
Durch moderne Regelverfahren kann jede Kältelastveränderung schnell, stufenlos und kontinuierlich
ausgesteuert werden. Teillasten bis 15 % als auch Überlasten bis zu 20 % können im Dauerbetrieb ohne
Schädigung von Anlagenteilen gefahren werden. Der Heizmittelverbrauch passt sich dabei proportional an, ist
also spezifisch konstant. Auch Nulllastbetrieb ist möglich.

Kennlinie cop-Wert NH3-Absorber:
Diese Kennlinie wurde anhand der Messeinrichtungen ausgewertet und gibt das Teillast-verhalten des NH3-
Absorbers weiter. Zu erkennen ist hier, dass sich bei einer Kälteteillast von 50 % der cop-Wert nicht
verschlechtert, d.h. absolut proportional zur Kälteleistung ist und bis zu 20 % eine Reduzierung von ca. 10 %
stattfindet. Erst in einem Leistungsbereich unter 20 % bricht dann der Wirkungsgrad ein. Dieses Verhalten
erkl√§rt sich daraus, dass dieselbe W√§rmetauscherfl√§che auch bei geringerer L√∂sungsmittelmenge zur Verf√ľgung
steht, was zu einem besseren W√§rmeverh√§ltnis f√ľhrt.


INHALTSVERZEICHNIS
Qo Kälteleistung
Qh Heizleistung
Vergleich cop-Wert zur Kältemitteltemperatur Verdichter

NH3-Kompressions-Kälteanlage
Spez. Energiebedarf Kompressions-Kälteanlage bei 100 % Leistung
Vergleichsbetrachtung:
Es wird hier nochmals anhand der Kennlinien dargestellt, wie sich der Wirkungsgrad von Kompressions- und
Absorptionskälteanlagen im Verhältnis zur Verdampfungstemperatur bei 100 % Leistung verhält. Also nicht im
Teillastbereich, sondern im optimalen Punkt der Volllast. Bei der Kompressionskälteanlage ist zu erkennen, dass
sich entsprechend der cop-Wert von ca. 6 bei 0¬į C Temperatur auf 1,1 bei ‚Äď50¬į C Temperatur verschiebt.

Vergleich cop-Wert zur Kältemitteltemperatur Absorber
NH3-Absorptions-Kälteanlage
Spez. Energiebedarf Absorptions-Kälteanlage bei 100 % Leistung

Vergleich Energiebedarf Kompression zur Absorption

Vergleich Energiebedarf Kompression zur Absorption:
Das Diagramm stellt direkt das Verhältnis des Energiebedarfes zwischen Ammoniak- Absorptionskälteanlage
und Ammoniak-Kompressionskälteanlage bei gleichen Verdampfungstemperaturen dar.
Es zeigt sich, dass die Absorptionskälteanlage, je nach Verdampfungstemperatur, einen drei- bis neunfach
höheren Energiebedarf als eine vergleichbare Kompressionskälteanlage hat. Hier ist jedoch zu beachten, dass die
Kompressionsk√§lteanlage ‚Äěteuere‚Äú elektrische Energie ben√∂tigt und die Absorptionsk√§lteanlage mit minderer
und ‚Äěbilligerer‚Äú (Ab) W√§rme betrieben werden kann.
Es ist deutlich, daß der Strompreis mindestens das Mehrfache des Wärmepreises betragen muss, damit eine
Wirtschaftlichkeit der Absorptions-Kälteanlage gegeben ist.
Bei der Absorptions-K√§lteanlage ist zus√§tzlich der h√∂here Aufwand f√ľr die W√§rmeabfuhr zu ber√ľcksichtigen.
F√ľr jeden Entscheidungsfall ist eine Wirtschaftlichkeitsberechnung zu erstellen, die beide Verfahren bewertet
und miteinander vergleicht, wobei folgende Kriterien zus√§tzlich ber√ľcksichtigt werden sollten:
- Bedarf an Geb√§uden, Geb√§udeausr√ľstungen;
- Planung von Reservemaschinen;
- Schallschutzmassnahmen;
- Dimensionierung und Bewertung der Hilfsenergien (elektrischer Anschluss, Zu-/Abfuhr Wärme);
- das Teillastverhalten, was u. E. bei den meisten Berechnungen nicht ausreichend ber√ľcksichtigt wird.

Vergleichsbetrachtung Betriebskosten

Energiepreissituation:
Bevor man eine Planung f√ľr Absorptionsk√§ltesysteme angeht, sollte diese Relation manipulierfrei festliegen,
denn diese entscheidet dar√ľber, welches K√§lteerzeugungsprinzip zu g√ľnstigeren Energiekosten f√ľhrt.
- Die Preisrelation sollte √ľber dem Wert 6 liegen;
- Je höher die absolute Ersparnis ausfällt, desto eher sind Investitionsmehrkosten ausgleichbar;
- Hohe Jahresbenutzungsdauer erhöht die absolute Ersparnis;
- Eine Suche nach preisg√ľnstigen Abw√§rmen lohnt; ab ‚Äď20¬į C liegen Optimalwerte vor.
Vergleichsbetrachtung:
Es wurden von uns hier zwei Linien eingesetzt, aus denen erkannt werden kann, wie schnell sich bei richtiger
Berechnung der Vergleich der Betriebskosten verändert. D.h. bei einem eingesetzten Strompreis von ca. 5 Cent
und einem W√§rmepreis von 15,00 EUR und einer Verdampfungstemperatur von ‚Äď45¬į C ist eine
Wirtschaftlichkeit einer NH3-Absorptionsanlage f√ľr sich betrachtet nicht festzustellen.
Wird aber die Kompressionsk√§lteanlage, wie normal √ľblich, im Klimabereich in der meisten Zeit in Teillast
betrieben und in der Industrie im Tiefk√ľhlbereich bei wechselndem Produktionsverhalten, was sich aus den
Messungen ergeben hat, auch zum größten Teil in Teillast betrieben, so verschiebt sich nämlich der Strompreis
f√ľr die eingesetzte K√§lteleistung entsprechend dem Teillastverhalten erheblich nach oben. Wie aus den
vorherigen Linien zu erkennen war, ab 50 % √ľberproportional sogar extrem ansteigend, so dass es in der
Vergleichsbetrachtung dazu kommen kann, dass ein viel höherer Strompreis anzusetzen ist, entsprechend dem
cop-Wert im Teillastbereich, so dass bei dieser Betrachtungsweise es schnell dazu kommt, dass die
Absorptionsk√§lteanlage bei entsprechendem Preisgef√ľge der Kompressionsk√§lteanlage wirtschaftlich √ľberlegen
ist.


Wirtschaftlichkeitsberechnung BHKW mit NH3-Absorber
Bedarfswerte:
Auf dieser Seite sind die Grundlagen dargestellt, die zu den Ergebnissen f√ľhrten. D.h. die einzelnen
Bedarfswerte der Verbraucher und die Erzeugungswerte des Gasmotors, des Spitzenlastkessels und des NH3-
Absorbers.
Wirtschaftlichkeitsberechnung Kompressionskälteanlagen:
Als Grundlage f√ľr diese Berechnung wurden die ermittelten Verbrauchswerte der Entfeuchtungsanlagen und der
Heizungen in der Trinkwasseraufbereitungsanlage Aschaffenburg zugrunde gelegt, die aus den Messungen der
vorhandenen Anlage ermittelt wurden. Die Gesamtw√§rme wird hier √ľber einen Heizkessel erzeugt und nicht √ľber
die Abw√§rme des Absorbers. F√ľr die Notstromfunktion ist ein separates Notstromaggregat errichtet und, um die
Kälteleistung von maximal 440 kW zu erbringen, ist eine Kompressionskältemaschine installiert.


Wirtschaftlichkeitsbetracht. / Zusammenstellung u. Vergleich

Ergebnis:
Das Ergebnis zeigt, dass bei dieser Anlagenkonfiguration die Lösung BHKW-Absorber-Kessel in dem ersten
Halbjahr 2002 einen finanziellen Vorteil von ca. 50.000,00 EUR gegen√ľber einer Kompressionsk√§lteanlage hat,
obwohl die Wartungs- und Investitionskosten erheblich höher sind als bei einer Kompressionskälteanlage.
Im gleichmäßigen Verbrauch von Wärme und Kälte wurden die Laufzeiten des BHKWs optimiert und der Strom
in der eigenen Anlage verbraucht, so dass dieser gegen die Kosten des Fremdbezuges gerechnet werden kann,
was sich im Moment eindeutig als die wirtschaftlichste Lösung darstellt. Eine Einspeisung ins Fremdnetz scheint
nach den jetzigen wirtschaftlichen Rahmendaten nicht empfehlenswert zu sein. Im Moment entfällt sogar die
Freistellung von der Stromsteuer bei Anlagen unter 2 MW, die die Verg√ľtung aus dem KWK-Gesetz nicht
ausgleicht.

INHALTSVERZEICHNIS

Weitere Entwicklung der Technik:
Es soll hier nur kurz angedeutet werden, dass die Entwicklung beider Techniken, nämlich der
Absorptionstechnik und der Kompressions-Technik, weiter fortschreitet. Im Bereich der Absorptionstechnik sind
hier besonders die Fa. York im Lithiumbromitbereich sowie die Fa. Mattes im NH3-Absorberbereich zu nennen,
die hier aktiv tätig sind. Weitere Entwicklungen werden auch vom ILK in Dresden sowie dem Bayerischen
Zentrum f√ľr angewandte Energieforschung untersucht und entwickelt. Auf einige Beispiele m√∂chte ich hier nur
kurz eingehen:
Kraft-Wärme-Kopplung:
Im Hinblick auf eine optimierte Nutzung der verschiedenen Abwärmeströme können spezielle, mehrstufige
Absorptionskreisläufe eingesetzt werden, die zum einen eine effizientere Nutzung von Rauchgasen bei
Temperaturen √ľber etwa 180¬į C sowie eine Ausweitung der W√§rmenutzung bis herab zu etwa 60¬į C erlauben.
Damit wird eine Nutzung von Abwärme auf unterschiedlichen Temperaturniveaus möglich und eine Mischung
verschiedener Abwärmeströme vermieden.
Optimierte Kopplung durch mehrstufige Absorptionskreisläufe:
Andererseits kann beispielsweise aus derselben Wärmemenge mit Hilfe einer Double-Effect-Anlage deutlich
mehr Kälte erzeugt werden, als mit einer Single-Effect-Anlage. Dies liegt an der um etwa 60 % höheren
Kältezahl (Verhältnis von Kälteleistung zur Antriebswärmeleistung der Sorptionskälteanlage). Die Folge ist,
dass die erzielbare K√§ltemenge im Verh√§ltnis zur gesamten Abw√§rmemenge (Ausk√ľhlung bis
Umgebungstemperatur 30¬į C) √ľber der Abgastemperatur aufgetragen ist. Ab einer Abgastemperatur von etwa
225¬į C l√§sst sich mit der Double-Effect-Anlage (K√§ltezahl COP = 1,2) mehr K√§lte erzeugen als mit einer Single-
Effect-Anlage (Kältezahl COP = 0,75), obwohl weniger Abwärme genutzt wird. Eine hocheffektive Triple-
Effect-Anlage (K√§ltezahl COP = 1,5) w√§re bei Rauchgastemperaturen oberhalb von 400¬į C sinnvoll einzusetzen.
Besonders hier auch der Einsatz von Brennstoffzellen.
Bei den Kältezahlen der verschiedenen Anlagenvarianten wird deutlich, dass die reinen mehrstufigen Kreisläufe,
d.h. Double-Effect (DE) und insbesondere Triple-Effect (TE), aufgrund des hohen Anteils ungenutzter
Antriebsw√§rme unterhalb 140¬į C bzw. 200¬į C, nur eine begrenzte Steigerung der K√§ltezahl und somit der
Kälteausbeute ermöglichen. Somit ist ihr Einsatz angesichts des höheren technischen Aufwands wohl kaum zu
rechtfertigen. Demgegen√ľber bewirkt die Integration der verschiedenen Kreislauftypen zur DE/SE- bzw. zur
TE/DE/SE-K√§lteanlage in Folge der vollst√§ndigen W√§rmenutzung (bis 90¬į C) eine Steigerung der K√§ltezahl
gegen√ľber dem einstufigen Kreislauf von 0,75 auf Werte √ľber 1,3 und damit eine Steigerung der K√§lteausbeute
um maximal 75 %.
Mehrstufige Sorptionskälteanlage zur effizienten Rauchgas- und Abwärmenutzung:
An dieser Stelle soll nur kurz auf die Funktionsweise der in diesem Beitrag vorgeschlagenen Triple-
Effect/Double-Effect/Single-Effect-Kälteanlage (TE/DE/SE) eingegangen werden, die eine optimale Nutzung
eines heißen Abgasstromes zum Antrieb eines Sorptionskälteprozesses erlaubt. Zu diesem Zweck wird der
einstufige Kreislauf um zwei bei h√∂heren internen Prozessdr√ľcken und ‚Äďtemperaturen betriebene Kreislaufstufen
erweitert, wobei die bei h√∂herer Temperatur der obersten Kreislaufstufe zugef√ľhrte Antriebsw√§rme Q2‚Äú intern in
den nachfolgenden Prozessstufen nochmals zur Kälteerzeugung eingesetzt wird; die mehrfache interne Nutzung
der Antriebsw√§rme zur K√§lteerzeugung bestimmt das Prinzip der sogenannten ‚ÄěMulti-Effect-Kreisl√§ufe‚Äú.
Zus√§tzlich wird nun zur optimalen Nutzung der zur Verf√ľgung stehenden Abw√§rme vorgeschlagen, den
Abgasstrom seriell durch alle drei Austreiber der K√§lteanlage zu f√ľhren. Damit kann eine optimale
Abw√§rmenutzung des hei√üen Abgases von Hochtemperaturbrennstoffzellen oder Gasturbinen erzielt werden. F√ľr
eine optimierte Kraft-Wärme-Kälte-Kopplung im Verbund mit BHKW-Motorenanlagen ist neben einer Nutzung
des hei√üen Rauchgases in der oben beschriebenen Weise weiterhin eine Nutzung der √ľber den K√ľhlkreislauf
(Ladeluft, K√ľhlwasser, √Ėlk√ľhler) √ľbertragenen Motorabw√§rme Q2‚Äô vorzusehen.



Neuheiten bei Kompressionskälteanlagen
Neuheiten bei Kompressionskälteanlagen:
Zu den auf der Folie erwähnten Punkten ist noch zu erwähnen, dass es durch den Einsatz von SPS-Steuerungen
f√ľr jede einzelne Verdichtereinheit und eine √ľbergeordnete Leittechnik m√∂glich ist, Schaltungen zu realisieren,
in denen die einzelnen Verdichter im Optimum ihres Wirkungsgrades laufen, d.h., dass es manchmal
wirtschaftlicher ist, zwei Verdichter mit 70 % laufen zu lassen, als einen Verdichter mit 100 % und einem
zweiten mit 40 %. Dies kann aus den gemessenen Kennlinien in der Leittechnik einprogrammiert werden.
Auch werden manche Schraubenverdichter zwischenzeitlich mit geregelten FU-√Ėlpumpen ausgestattet, was zu
einer Optimierung des √Ėlflusses f√ľhrt. Im Bereich der Schraubenverdichter werden Vibrationen reduziert.
Zusammenfassung:
Die Entwicklung der Sorptionskälte- und klimatechnik ist weltweit sicher sehr uneinheitlich. In der
Klimatechnik speziell ist in den amerikanischen und s√ľdostasiatischen L√§ndern weiter mit einer deutlichen
Zunahme an hocheffizienten direkt gefeuerten Kaltwasseransätzen zu rechnen. In energetischer Hinsicht stellt
dies jedoch keine wirksame Option zur Resourcenschonung und Emissionsminderung dar. In Nord- und
Mitteleuropa ist vielmehr eine verstärkte Nachfrage nach abwärmegefeuerten Anlagen zu verzeichnen. Es wurde
gezeigt, wie durch die Verwendung von angepassten Schaltungsvarianten das Potential, Kälte aus Abwärme zu
erzeugen, deutlich gesteigert werden kann. Durch die damit einhergehende Optimierung der Kraft-Wärme-Kälte-
Kopplung wird eine in energetischer Hinsicht gleichwertige Systemeffizienz im Vergleich zur stromgespeisten
Kompressionskälteerzeugung realistisch.
Ber√ľcksichtigt man auch zus√§tzlich noch das tats√§chliche Teillastverhalten beider Systeme und erstellt f√ľr jedes
Objekt eine Leistungsjahresdauerlinie und ermittelt √ľber die einzelnen Fl√§chen die tats√§chlichen Teillastbereiche
und die sich daraus ergebenden Verhältniszahlen Stromeinsatz zum Kälteeinsatz zur Kälteerzeugung oder
Wärmeeinsatz zur Kälteerzeugung, ergibt es, dass die Absorptionstechnik bei tatsächlichem praktischen
Vergleich sich gegen√ľber der Kompressionstechnik in keinster Weise schlechter stellt.
Dies ist aber bei jedem Anlagensystem genau zu untersuchen. Es sollte auch im Hinblick auf die
Resourcenschonung, egal bei welchem Kälteanlagentyp, nicht die preiswerteste Lösung eingebaut werden,
sondern die wirtschaftlichste L√∂sung √ľber die gesamte Betriebszeit der Anlage. D.h. die Peripherieger√§te der
Anlagen, wie Verdampfer und Verfl√ľssiger sollten der Gesamtleistung angepasst ausgelegt werden; eher etwas
gro√üz√ľgiger, um eine m√∂glichst geringe Differenz zwischen t0 und tc zu erreichen.
Auch sollte vermieden werden, eine k√ľnstliche Mindestbegrenzung des tc wegen einer sogenannten
‚ÄěW√§rmer√ľckgewinnung‚Äú vorzunehmen, nur um angebliche W√§rmemengenenergieeinsparungen bei K√§lteanlagen
zu erreichen. Vern√ľnftiger ist es, bei beiden Systemen das tc soweit wie m√∂glich zu senken, was zum einen zu
einer Leistungssteigerung der Anlage f√ľhrt und zum anderen auch zu einer Wirkungsgradverbesserung.

Literatur:
Döll / Otto: Ammoniakverdichter Kälteanlagen Band 1 und 2 (1993)
Siemens Kältetechnik 3000
Recknagel Sprenger: Taschenbuch f√ľr Heizung- und Klimatechnik 2001
ASHRAE Handbuch 2000
Firmenunterlagen der Mattes AG, Absorptionskälte, Berlin
Firmenunterlagen der York Industriekälte GmbH, Glinde
ZAE Bayern: Sorptionsk√§lteanlagen f√ľr effiziente Kraft-W√§rme-K√§lte-Kopplungen
Kennlinien der Fa. Aerzen und York Industriek√§lte GmbH f√ľr Schraubenverdichtern
Kennlinien der Mattes AG f√ľr NH3-Absorber
Kennlinien der York Industriek√§lte GmbH f√ľr Lithiumbromitabsorber



Meunier, F. et al.: Comparison of sorption systems based on second law analysis, Proc.
Absorption Heat Pump Conference, Montreal (1996)

Ziegler, F., Lamb, P.: Comparison of different liquid and solid sorption systems with
respect to low temperature driving heat, Proc. Absorption Heat Pump Conference,
Montreal (1996)


Pons, M. et al.: Thermodynamic based comparison of sorption systems for cooling and
heat pumping, Int. J. of Refrigeration, n22, pp5-17 (1999)


Stitou, D. et al.: Development and comparison of advanced cascading cycles coupling a
solid/gas thermochemical process and a liquid/gas absorption process, Appl. Therm.
Eng., n20, pp1237-1269, (2000)


Closed system adsorption in silica gel. W. Mittelbach, UFE SOLAR GmbH Pankstr. 8-10, 13127 Berlin, Germany, IEA Workshop on Advanced Storage Concepts for Solar Thermal Domestic Applications, Rapperswil, 11-10-2001.


VDI-W√ĄRMEATLAS Recherchieren ‚Äď Berechnen ‚ÄďKonstruieren. Herausgeber: Verein Deutscher Ingenieure, Springer Verlag Berlin Heidelberg 1997.

Europäische Patentanmeldung EP 1 180 650 A1. Adsorber-/Desorber-Wärmetauscher. Veröffentlichungstag:
2002 Patentblatt 2002/08. Anmelder: Vaillant GmbH, 42859 Remscheid (DE).


Modeling the performance of two-bed, silica gel-water adsorption chillers. H. T. Chua, K. C. Ng, A. Malek, T. Kashiwagi, A. Akisawa, B. B. Saha. International Journal of Refrigeration 22 (1999) 194-204.

http://www.bine.info/pdf/infoplus/VaillantZeolithHeizgert.pdf

http://www.gbt.ch/_forum/000003f7.htm

http://www.solarenergy.ch/publ/materialien/Ber03_Maerz_Sorption.pdf

28 Jun 2005
14:11:31
Niebergall

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