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Wissenschaft Wärmepumpen

46 Ki Kälte · Luft · Klimatechnik · 05 2019 www.ki-portal.de

ammoniak/Wasser-absorptions- wärmepumpe – auswirkungen einer hohen Kältemitteltemperatur auf das absorptionsverhalten

absorptionswärmepumpen ammoniak/Wasser absorptionsprozess Überhitztes Kältemittel Gasabsorptionswärmepumpen (GAWPs) können im Vergleich zu Gas-(Brennwert)-Kesseln wesentlich zur Verringerung desEnergieeinsatzes und der Emissionen beitragen. Zur vollstän-digen Nutzung der Brennwerttechnik auch bei hohen Hei-zungswasserrücklauftemperaturen kann bei GAWPs ein kälte-mittelgekühlter Abgaswärmeübertrager in den Kreislaufintegriert werden. Die dabei entstehenden Auswirkungen ei-ner höheren Kältemitteltemperatur am Absorbereintrittauf den Wärmepumpenkreislauf wurden im Rahmen dieser Arbeit an einer Laboranlage untersucht.

Ammonia/water absorption heat pump - Impact of super-heated refrigerant on the absorption process absorption heat pumps ammonia/water absorption process superheated refrigerant

Compared to state of the art condensing boilers gas driven absorption heat pumps (GAHPs) have a significant potential to reduce the energy consumption and CO2-emssions. GAHPs can be equipped with a refrig-erant cooled flue gas heat exchanger which allows the utilization of la-tent heat also at higher return flow temperatures of the heat distribu-tion system. Within this work potential impacts on the heat pump process due to superheated ammonia entering the absorber were investigated by means of an absorption heat pump test rig.

Autoren(v.l.:) Dipl.-ing. philipp Wagner, B.sc., ao. univ.-prof. Dipl.-ing. Dr. techn. rené rieberer, Technische Universität Graz, Institut für Wärmetechnik

EinleitungUm die Klimaziele der europäischen Union zu erreichen ist es notwendig, den Pro-Kopf-Energieverbrauch merk-lich zu senken. Zur Erreichung dieser Ziele ist ein sparsamerer Umgang mit Energie, die Entwicklung neuer effizien-terer Technologien, die Verbesserung bestehender Technologien sowie der vermehrte Einsatz erneuerbarer Energi-en notwendig. Eine entscheidende Be-deutung haben zweifelsohne die Haus-halte, da diese einen Anteil von 25,4 % am Gesamtenergieverbrauch in der EU haben [1]. Damit stellt der Energiever-brauch in Haushalten den zweitgrößten Verbraucher nach dem Verkehr dar [1]. In Haushalten wurden im Jahr 2009 et-wa 67 % des entstandenen Energiever-brauchs zur Beheizung benötigt [2]. Da-durch ergibt sich ein Anteil von ca. 17 % am gesamten Energieverbrauch, wel-cher zur Beheizung von Wohnräumen aufgewendet wird.

Hintergrund der UntersuchungenBei modernen Brennwertkesseln ist das maximal mögliche Potenzial der Energie-ausnutzung (nahezu) ausgeschöpft, so-dass es zu keiner signifikanten Verbesse-rung der Effizienz kommen kann. Bei der Brennwerttechnik wird das Abgas vor dem Austritt in die Umgebung durch ei-nen Abgaswärmeübertrager mit dem Heizungswasserrücklauf gekühlt. Je niedriger die Temperatur des Heizungs-wasserrücklaufs ist, desto mehr Wärme kann durch (Teil-)Kondensation des Was-serdampfes im Abgas „rückgewonnen“ werden. Um das Potenzial der Effizienz-steigerung allerdings ausnützen zu kön-nen, sind aber die Gegebenheiten des jeweiligen Heizungssystems zu beach-ten. In Österreich befinden sich 72,6 % [3], in Deutschland 78,6 % [4] der Haus-halte in Wohngebäuden, welche vor 1990 errichtet wurden. Entsprechend alt sind auch die dort verbauten Heizungen bzw. Heizungssysteme.

Um die Wohnräume zu beheizen, sind in diesen Gebäuden meist Radiatorhei-zungen und keine Flächenheizungen (z. B. Fußbodenheizungen) verbaut, wo-durch eine hohe Vorlauf- und eine hohe Rücklauftemperatur im Heizungssystem auftreten. In der Regel wird in diesen Gebäuden eine Vorlauftemperatur von 70 °C und eine Rücklauftemperatur von 55 °C verwendet [5]. Der Taupunkt des Abgases (bei Erdgas ca. 55 °C) liegt aller-dings im Bereich der Rücklauftemperatur des Heizungswassers, wodurch im Ab-gaswärmeübertrager keine Kondensati-on des Wasserdampfes ermöglicht wird und das Potenzial der Brennwerttechnik nicht bzw. nur zu einem geringen Teil ausgeschöpft werden kann.

Verbesserte Brennwertnutzung bei gasbetriebenen Absorptionswärme-pumpenDa in Deutschland 84,7 % der Haushalte mit Gas oder Heizöl [4] heizen, hat der


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Nachrüstmarkt („Retrofit“-Bereich) mit effizienteren Wärmeerzeugern einen wesentlichen Anteil an der zukünftigen Reduktion der Treibhausgasemissionen. Ein wesentlicher Beitrag zur Reduktion von Treibhausgasemissionen kann durch den Einsatz von gasbetriebenen Absorp-tionswärmepumpen (GAWPs) mit Brenn-werttechnik erwartet werden. Diese Technologie kann neben der im Brenn-stoff gespeicherten Energie auch Umge-bungswärme für Heizzwecke nutzen. Dadurch kann im Vergleich zur Brenn-werttechnik eine um 50 – 100 % höhere Effizienz erreicht werden, wodurch sich eine Einsparung des Gasverbrauchs und eine Reduktion der CO2-Emissionen um mehr als 35 % ergeben. Abbildung 1 zeigt schematisch einen einfachen Absorpti-onswärmepumpenkreislauf mit einem durch den Heizungswasserrücklauf ge-kühlten (senkengekühlten) Abgaswär-meübertrager.

Allerdings kann die Brennwerttechnik auch mit einer gasbetriebenen Absorpti-onswärmepumpe bei einer hohen Rück-lauftemperatur im Heizungssystem nicht vollständig ausgenutzt werden. Um die Kondensation von Wasserdampf im Abgas unabhängig von den Betriebs-bedingungen (Heizungswassertempera-turen) zu ermöglichen, müsste der Ab-gaswärmeübertrager nach dem Ver-dampfer eingebaut werden, da hier die niedrigste Temperatur abhängig von der Wärmequellentemperatur (z. B. Umge-bungsluft) auftritt. In der Regel herrscht dort eine Temperatur zwischen -15 °C und +20 °C. In Abbildung 2 ist ein einfa-cher, mit einem kältemittelgekühlten Abgaswärmeübertrager modifizierter Kreislauf schematisch dargestellt. Je nach Aufbau des Kreislaufes kann gemäß einer Simulation die Effizienz um bis zu 12 % [7] gesteigert werden.

Durch den Einsatz eines kältemittel-gekühlten Abgaswärmeübertragers tritt am Eintritt in den Absorber eine deutlich höhere Kältemitteltemperatur auf, wel-che einen Einfluss auf den Absorptions-vorgang und auf den gesamten Wärme-pumpenkreislauf hat. Um den Einfluss zu untersuchen, wurde ein Versuchsstand aufgebaut und die daraus folgenden Er-gebnisse werden im Rahmen dieses Bei-trags erläutert.

Systembeschreibung

KreislaufZur Untersuchung der Absorption von heißem Kältemitteldampf wurde ein Ab-

Einfacher Absorptionswärmepumpenkreislauf mit senkengekühltem Abgaswärmeübertrager [6]

1

Einfacher Absorptionswärmepumpenkreislauf mit kältemittelgekühltem Abgaswärmeübertrager [6]

2

sorptionswärmepumpenkreislauf mit ei-nem zusätzlichen Wärmeübertrager zwi-schen Verdampfer und Absorber aufge-baut und mit entsprechender Messtech-nik versehen. Als Arbeitsstoffpaar wurde Ammoniak/Wasser (NH3/H2O) verwen-det. In Abbildung 3 ist das Schema des Versuchsstandes, in Abbildung 4 der auf-gebaute Versuchsstand dargestellt.

Der Versuchsstand besteht aus einem über einen Wasserkreislauf beheizten Plattenwärmeübertrager als Generator (GEN), mit einer maximalen Heizleistung von 3 kW. Die Trennung von Kältemittel-dampf (ref) und armer Lösung (pso) er-folgt in einem Lösungsmittelsammelbe-hälter (SAC). In der Rektifikationskolonne

(REC) und im Dephlegmator (DEP) wird die NH3-Konzentration im Kältemittel-dampf erhöht, bevor dieser aus dem De-phlegmator austritt. Die Rektifikations-kolonne kann mit einem Abtriebsteil und einem Verstärkungsteil betrieben wer-den. Der Dephlegmator wird durch den Kühlwasserstrom nach dem Kondensator durchflossen, wodurch es zur Kühlung und vorwiegend zu Kondensation des Wasserdampfanteils im aufsteigenden Dampf kommt. In der Rektifikationsko-lonne sorgt der nach unten fließende Flüssigkeitsstrom durch Stoff- und Wär-metransport ebenso dafür, dass der Was-serdampfanteil im aufsteigenden Dampf reduziert wird. Kühlwasserseitig kann



der Volumenstrom durch den Dephleg-mator über ein Strangregulierventil und einen Bypass eingestellt werden, sodass zwischen 0 % (kein Dephlegmator; nDEP) und 100 % (maximale Dephlegmatorleis-tung; DEP) des durch den Kondensator fließenden Volumenstroms durch den Dephlegmator geführt werden kann. Bei ausschließlicher Verwendung des Ver-stärkungsteils der Rektifikationskolonne werden die Kugelhähne K1 und K4 ge-

schlossen und die Kugelhähne K2 und K3 geöffnet. Um die Wirkung der Rektifikati-on zu erhöhen, kann zusätzlich die reiche Lösung vor dem Abtriebsteil der Rektifi-kationskolonne zugeführt werden. Dabei werden die Kugelhähne K1 und K4 geöff-net und die Kugelhähne K2 und K3 ge-schlossen. Durch die möglichen Verschal-tungen am Dephlegmator und an der Rektifikationskolonne kann die Kältemit-telreinheit (NH3-Konzentration im Kälte-

mitteldampf) wesentlich beein-flusst werden.

Das Kältemittel gelangt nach dem Dephlegmator in den als Plattenwärmeübertrager ausge-führten Kondensator (CON) und wird unter Wärmeabgabe ver-flüssigt. Danach wird das Kälte-mittel über die Drossel (RTH) auf Niederdruck entspannt und im Verdampfer (EVA) unter Wärme-zufuhr verdampft.

Bevor das Kältemittel in den Absorber gelangt, kann es über einen Plattenwärmeübertrager („quasi FlueHX“) auf eine höhere Temperatur (tref,qFlueHX,out) gebracht werden. Die Wärmezufuhr er-folgt dabei – entgegen der späte-ren realen Anwendung – auf-grund der einfacheren Regelung sowie der besseren Reproduzier-barkeit über einen elektrisch be-heizten Wasserkreislauf anstelle von Abgas. Somit werden Unter-

suchungen mit und ohne zusätzlichen Wärmeübertrager zwischen Verdampfer und Absorber möglich. Im Absorber er-folgt unter Wärmeabgabe an die Wärme-senke die Absorption des Kältemittels durch die arme Lösung (pso). Danach wird die mit NH3 angereicherte Lösung (reiche Lösung – rso) über einen Sammelbehälter der reichen Lösung (RSAC) und eine Pum-pe (PUMP) auf den Hochdruck gebracht. Der Sammelbehälter ist mit einem Füll-standssensor ausgestattet, welcher zur Regelung der Anlage verwendet werden kann.

Die interne Wärmerückgewinnung er-folgt in einem Lösungsmittelwärmeüber-trager (SHX), welcher als Plattenwärme-übertrager ausgeführt wurde. Dieser wärmt die reiche Lösung – nach der Pum-pe – vor und kühlt die arme Lösung – kommend aus dem Lösungsmittelsam-melbehälter (SAC) – ab, bevor diese über die Lösungsmitteldrossel (STH) entspannt wird und in den Absorber gelangt.

RegelungDer hier aufgebaute Versuchsstand ver-fügte über eine frequenzgeregelte Lö-sungsmittelpumpe. Die Regelung der Pumpe stellte sicher, dass der Füllstand im Sammelbehälter der reichen Lösung (RSAC) vor der Pumpe konstant bleibt. Die Veränderung des Massenstroms der armen Lösung erfolgte mit einem elekt-ronisch geregelten Magnetventil als Lö-sungsmitteldrossel. Durch die Regelung Aufgebauter Versuchsstand

4

Schematische Darstellung des Absorptionskreis-laufes

3



1 Überblick der variierten parameter

parameterVorgabewerte

tsink,in/out = 30/35 °C tsink,in/out = 40/45 °C Generator Wassereintrittstemperatur (tsource,GEN,in) 105 °CKältemittelaustrittstemperatur „quasi FlueHX“

(tref,qFlueHX,out)85 °C

Wärmesenkenleistung (Q⋅ sink) (ohne „quasi FlueHX“)

2,75 kW 1,5 kW

Wärmequelleneintritts/-austrittstemperatur (tsource,in/out)

15/12 °C

Dephlegmator 100 %Abtriebsteil JA NEIN JA NEIN

Massenstrom reiche Lösung (m⋅rso) konst. konst. konst. konst.

der Lösungsmitteldrossel und der Pumpe konnte die Leistung der Absorptionswär-mepumpe verändert werden.

Als Kältemitteldrossel wurde ebenso ein elektronisch geregeltes Magnetventil verwendet. Im Rahmen der Inbetrieb-nahme des Versuchsstandes stellte sich heraus, dass die Regelung der Kältemit-teldrossel auf den Kältemittel Tempera-turgleit im Verdampfer – nach Gl. (1) – zur Erreichung vergleichbarer Bedingun-gen sinnvoll ist, da die Verdampfung aufgrund eines geringen Wasseranteils im Kältemittel nicht isotherm erfolgt.

∆TGlide, EVA = tref,EVA,out – tref, EVA, in (Gl. 1)

Abbildung 5 zeigt beispielhaft den Einfluss des Temperaturgleits auf den Niederdruck sowie den relativ je kg Käl-temittel übertragenen Wärmestrom (–qi) in Bezug auf den je kg Kältemittel über-tragenen Wärmestrom bei ∆TGlide, EVA; 2 = 5 K (Verlauf 2) (–q 2 max) im Verdampfer bei der Wärmequellentemperatur tsource, in/out = 10/7 °C und einer NH3-Konzentration im Kältemitteldampf von xref = 0,995.

Vergleicht man Verlauf 1 mit Verlauf 2 in Abbildung 5 so zeigt sich, je niedriger der Temperaturgleit bei der Verdamp-fung ist, desto höher ist der Verdamp-fungsdruck und desto niedriger ist der im Verdampfer je kg Kältemittel übertrage-ne Wärmestrom. Umgekehrt, je höher der Temperaturgleit bei der Verdamp-fung ist, desto niedriger ist der Verdamp-fungsdruck und desto höher ist der im Verdampfer je kg Kältemittel übertrage-ne Wärmestrom (vgl. Verlauf 2 und Ver-lauf 3 in Abbildung 5). Der bei höherem Temperaturgleit größere je kg übertrage-ne Wärmestrom im Verdampfer beein-flusst die Effizienz positiv, allerdings wird durch die höhere Druckdifferenz zwi-schen Hoch- und Niederdruck die Effizi-enz negativ beeinflusst, wodurch sich betriebspunktabhängig ein Optimum ergibt. Der hier gewählte Tempera-turgleit von 5 K entspricht einem Kom-promiss aus einem hohen übertragenen Wärmestrom im Verdampfer und einer akzeptablen Druckdifferenz.

Messtechnische Analyse

MethodikTabelle 1 zeigt einen Überblick über die bei den Messungen variierenden Größen. Die Kältemittelreinheit konnte mithilfe des Dephlegmators bzw. durch die Zu-fuhr von reicher Lösung in den Abtriebs-teil der Rektifikationskolonne beeinflusst

werden. Es wurde jeweils eine Messung mit und ohne zusätzlichem Wärmeüber-trager („quasi FlueHX“) vor dem Absor-ber durchgeführt. Bei den Messungen mit „quasi FlueHX“ wurde das Kältemit-tel vor dem Eintritt in den Absorber auf tref,qFlueHX,out = 85 °C aufgeheizt. Diese Tem-peratur entspricht jener, welche maxi-mal in der realen Anwendung eines käl-temittelgekühlten Abgaswärmeübertra-gers am Eintritt in den Absorber erwartet wird [7].

Die Auswertung der Messergebnisse sowie die Ermittlung der Messunsicher-

heit erfolgte mit der Software Enginee-ring Equation Solver (EES) [8]. Die Ermitt-lung der Effizienz erfolgte über den Co-efficient of Performance (COP) für den Kreislauf ohne zusätzlichen Wärmeüber-trager (ohne „quasi FlueHX“) nach Gl. (2) bzw. mit zusätzlichem Wärmeübertra-ger (mit „quasi FlueHX“) nach Gl. (3) un-ter Vernachlässigung der elektrischen Leistungsaufnahme der Lösungsmittel-pumpe. Gl. (4) dient zur Ermittlung der theoretischen Effizienzsteigerung (∆COPqFlueHX) bei zusätzlicher Wärmezu-fuhr, wenn die Wärmezufuhr im „quasi

Einfluss des Tempera-turgleits auf den Nie-derdruck und den rela-tiven Wärmestrom

5

Beeinflussung der NH3-Konzentration im Kältemittel

6

Beeinflussung des Kältemittelmassen-stroms

7



FlueHX“ nicht als Aufwand wie in Gl. (2), bzw. als Aufwand wie in Gl. (3) betrach-tet wird.

COP =Nutzen

Aufwand=

Q̇sink

Q̇GEN=

Q̇ABS + Q̇CON + Q̇𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷

Q̇GEN

(2)

COPqFlueHX =Nutzen

Aufwand=

Q̇sink

Q̇GEN + Q̇qFlueHX=


Q̇GEN + Q̇qFlueHX

COPqFlueHX =Nutzen

Aufwand=

Q̇sink

Q̇GEN + Q̇qFlueHX=


Q̇GEN + Q̇qFlueHX (3)

∆COPqFlueHX = COP − COPqFlueHX (4)

ErgebnisseDie bei den experimentellen Untersu-chungen festgestellten Einflüsse einer hohen Kältemitteltemperatur vor dem Absorber auf den Wärmepumpenkreis-lauf sind in den Abbildungen 6 – 10 dar-gestellt. Bezeichnungen mit dem Index „qFlueHX“ beziehen sich auf Messwerte mit zusätzlichem Wärmeübertrager.

Der Einfluss des Dephlegmators so-wie des Abtriebsteils der Rektifikations-kolonne ist in Abbildung 6 und Abbil-dung 7 erkennbar. Durch den Einsatz dieser Komponenten kann die NH3-Kon-zentration im Kältemitteldampf gestei-gert werden. Allerdings hat dies den Nebeneffekt eines deutlich geringeren Kältemittelmassenstroms, da der auf-steigende Kältemitteldampf in der Rektifikationskolonne durch Stoff- und Wärmeübertragung sowie im Dephleg-mator durch (Teil-)Kondensation redu-ziert wird. Durch den Einsatz beider Kom-ponenten konnte die Kältemittelkonzen-tration von 0,96 auf fast 1 (vgl. „30/35 nREC nDEP“ mit „30/35 REC DEP“ in Ab-bildung 6) gesteigert werden, bei einem Rückgang des Kältemittelmassenstroms von 3,9 auf 2,9 kg/h (vgl. „30/35 nREC nDEP“ mit „30/35 REC DEP“ in Abbil- dung 7).

In Abbildung 8 ist der Einfluss auf die Wärmesenkenleistung (Q

⋅sink), in Abbil-

dung 9 der Einfluss auf den Wärme-strom im Absorber (Q

⋅ABS) und auf den

Wärmestrom im „quasi FlueHX“ (Q⋅

qFlueHX) dargestellt. Bei Betrachtung von Abbil-dung 9 fällt auf, dass bei geringerer NH3-Konzentration des Kältemittels der im „quasi FlueHX“ übertragene Wärme-strom höher ist (vgl. „30/35 nREC nDEP“ mit „30/35 REC DEP“). Es lässt sich auch erkennen, dass es durch die zusätzliche Wärmezufuhr zwischen Verdampfer und Absorber zu einem geringfügigen An-stieg des Wärmestroms an die Wärme-senke kam. Vergleicht man den Anstieg von Q

⋅sink mit dem in Abbildung 9 darge-

stellten Wärmestrom Q⋅

qFlueHX, welcher im „quasi Flue-HX“ übertragen wurde, so zeigt sich, dass der Anstieg geringer ausfiel. Der Wärmestrom an der Wärme-senke hat sich demnach nicht um den zugeführten Wärmestrom im „quasi FlueHX“ erhöht. Dies ist auf den sich verschlechternden Absorptionsvor-gang bei Erwärmung des Kältemittels auf tref,qFlueHX,out zwischen Verdampfer und Absorber zurückzuführen, wodurch nicht mehr das gesamte Kältemittel ab-sorbiert werden konnte. Infolgedessen kam es zu einem temporären Anstieg des Niederdrucks. Der ausgeprägte Druckanstieg im Niederdruckbereich führte zu einem Abfall des Tempera-turgleits des Kältemittels bei der Ver-dampfung sowie des übertragenen Wär-mestroms im Verdampfer. Diesem Effekt wurde durch die gewählte Regelung der Kältemitteldrossel entgegengewirkt, um den Temperaturgleit des Kältemittels im Verdampfer konstant zu halten. Dies führte zu einer Verringerung der Öff-nungszeit der Kältemittel drossel, sodass weniger Kältemittel in den Niederdruck-teil strömte.

Durch die höhere Temperatur des Käl-temitteldampfes (mit „quasi FlueHX“) stieg der im Absorber abgeführte Wär-mestrom an. Vergleicht man den über-tragenen Wärmestrom (Q

⋅ABS,qFlueHX) ab-

züglich dem im zusätzlichen Wärme-übertrager zugeführten Wärmestrom (Q

⋅qFlueHX), so ist dieser (Q

⋅ABS,qFlueHX - Q

⋅qFlueHX)

geringer als Q⋅

ABS ohne zusätzliche Wär-mezufuhr. Dies hängt mit dem zuvor er-wähnten Rückgang des Kältemittelmas-senstroms zur Einhaltung des gewünsch-ten Temperaturgleits (Niederdrucks) zu-sammen. Dadurch ist die Lösungswärme, die bei der Auflösung des gasförmigen Stoffes (Kältemittel) in der Lösung (arme Lösung) abzuführen ist, geringer. Der Rückgang des Kältemittelmassenstro-mes wirkte sich auch direkt auf einen Rückgang der Kondensator- und der Ver-dampferleistung aus, wodurch sich nur eine geringfügige Änderung der Wärme-senkenleistung ergab.

In Abbildung 10 ist die Effizienz der Absorptionswärmepumpe dargestellt. Dabei zeigt sich nur ein geringer Einfluss der Kreislaufkonfiguration auf die Effizi-enz. Betrachtet man die Wärmezufuhr im „quasi FlueHX“ als Aufwand, so wird die Effizienz bei der Variante mit zusätzlicher Wärmezufuhr im Vergleich zur Variante ohne zusätzlicher Wärmezufuhr bei-spielsweise bei der Variante „30/35 nREC DEP“ von 1,58 auf 1,43 verschlechtert. Betrachtet man die Wärmezufuhr wie im späteren Einsatz als einen aus dem Abgas rückgewonnenen Wärmestrom, welcher keinen Aufwand darstellt, ergibt sich eine Steigerung der Effizienz von 1,58 auf 1,64 bzw. um ∆COPqFlueHX = 0,06.

Zusammenfassung und AusblickIm Rahmen dieser Arbeit wurde der Ein-fluss einer hohen Temperatur des Kältemit-tels vor dem Eintritt in den Absorber durch

Beeinflussung der Effizienz

10

Beeinflussung der Wärmesenkenleistung

8

Beeinflussung der Absorberleistung

9



den Einbau eines zusätzlichen Wärmeüber-tragers zwischen Verdampfer und Absorber an einer NH3/H2O-Absorptionswärme-pumpe experimentell untersucht. Diese Untersuchungen wurden durchgeführt, um die Auswirkungen auf das Absorptions-verhalten und den Wärmepumpenkreis-lauf zu ermitteln und damit mögliche Her-ausforderungen des späteren Einsatzes eines kältemittelgekühlten Abgaswärme-übertragers in einer gasbetriebenen Ab-sorptionswärmepumpe aufzuzeigen.

Im Rahmen von Messungen wurde ersichtlich, dass aufgrund einer höheren Kältemitteltemperatur weniger Kälte-mittel absorbiert werden kann. Für den stabilen Betrieb der Absorptionswärme-pumpe ist es daher notwendig, den Käl-temittelmassenstrom entsprechend an-zupassen. Hierbei hat sich gezeigt, dass die Regelung des Niederdrucks mithilfe des Kältemittel-Temperaturgleits im Ver-dampfer unter allen Betriebsbedingun-gen sehr gut funktionierte. Ebenso wur-de der Einfluss auf die Kältemittelrein-heit, den Kältemittelmassenstrom sowie den übertragbaren Wärmestrom im zu-sätzlichen Wärmeübertrager bei Verwen-dung einer Rektifikationskolonne und/oder eines Dephlegmators gezeigt. Ent-scheidend für die spätere Anwendung eines kältemittelgekühlten Abgaswär-

nomenklatur

ABS Absorberbrine Solecombgas RauchgasCON KondensatorCOP Coefficient of Performance [-]∆ Differenz [-]DEP DephlegmatorEVA Verdampferflue gas AbgasFlueHX (water) Senkengekühlter AbgaswärmeübertragerFlueHX (ref) Kältemittelgekühlter AbgaswärmeübertragerGAWP Gasbetriebene AbsorptionswärmepumpeGEN Generatorglide TemperaturgleitH2O Wasserin EintrittKi Kugelhähneliq Flüssigm⋅ Massenstrom [kg⁄s]max MaximumNH3 Ammoniakout Austrittp Druck [MPa]pso Arme LösungPUMP Lösungsmittelpumpe

nomenklatur

Q⋅ Wärmestrom [kW]q Dampfziffer [-]

q‒iSpezifische Wärmemenge bezogen auf 1 kg Kältemittel [kJ/kg]

quasi FlueHX bzw. qFlueHX

Ersatzwärmeübertrager für kältemittel-gekühlten Abgaswärmeübertrager

RAC Kältemittelsammelbehälterref Kältemittelrel RelativRHX KältemittelwärmeübertragerRSAC Sammelbehälter der reichen LösungREC Rektifiziererrso Reiche LösungRTH KältemitteldrosselSAC LösungsmittelsammelbehälterSHX Lösungsmittelwärmeübertragersink Wärmesenkesource WärmequelleSTH Lösungsmitteldrosselt Temperatur [°C]TC ThermoelementV⋅ Volumenstrom [m3/s]vap Dampfförmigwater Wasserx Massenbezogene NH3-Konzentration [-]

meübertragers konnte festgestellt wer-den, dass im zusätzlichen Wärmeüber-trager bei einer geringeren Kältemittel-reinheit und einem höheren Kältemittel-massenstrom (ohne Dephlegmator und ohne Rektifikationskolonne) ein wesent-lich höherer Wärmestrom übertragen werden kann. Dadurch kann durch Opti-mierung von Dephlegmator und Rektifi-kationskolonne trotz einer geringeren Kältemittelreinheit die Gesamteffizienz des Systems gesteigert werden.

Derzeit wird eine gasbetriebene Absorptionswärmepumpe mit einem käl-temittelgekühlten Abgaswärmeübertra-ger versuchstechnisch erprobt und die Effi-zienzsteigerung – speziell bei hohen Wär-mesenkentemperaturen (Heizungwasser-rücklauf) im realen Einsatz ermittelt.

DanksagungDiese Arbeit entstand im Rahmen des Pro-jekts „FluePump – Effizienzsteigerung durch kältemittelgekühlten Rauchgaskon-densator für gasbefeuerte Absorptionswär-mepumpen“. Dieses Projekt wird aus Mit-teln des Klima- und Energiefonds im Rah-men des Energieforschungsprogramms (FFG Projekt Nr. 853579) durchgeführt. Ein besonderer Dank gilt dem Projektpartner E-SORP GmbH durch deren Unterstützung diese Arbeit ermöglicht wurde.

Literatur[1] European Commission, Energy Markets in

the European Union in 2011, Amt für Veröf-fentlichungen der Europäischen Union, Lu-xemburg, 2012

[2] European Environment Agency, Energy ef-ficiency and energy consumption in the household sector, Umweltagentur der Euro-päischen Union, Denmark, 2012

[3] Statistik Austria, Wohnen 2016: Zahlen, Da-ten und Indikatoren der Wohnstatistik, Bun-desanstalt Statistik Österreich, Wien, 2017

[4] Statistisches Bundesamt, Wirtschaftsrech-nungen: Einkommens- und Verbrauchs-stichprobe Wohnverhältnisse privater Haus-halte, Destatis, Wiesbaden, 2013

[5] Recknagel, H., Sprenger, E., Schramek, E.-R.: Heizung + Klima Technik, 75. Auflage, Ol-denburg Industrieverlag GMBH, Oldenburg, 2011, Kapitel 3

[6] Wagner, P., Rieberer, R.: Effizienzsteigerung von gasbetriebenen Absorptionswärme-pumpen durch kältemittelgekühlten Abgas-wärmeübertrager, Proc. 15. Symposium der Energieinnovation, Graz, 2018

[7] Wagner, P., Rieberer, R.: Untersuchung einer neuartigen Abgaswärmeübertragereinbin-dung für gasbefeuerte Absorptionswärme-pumpen, Proc. Deutsch. Kälte-Klima-Tagung 2017, Bremen, 2017

[8] EES, Engineering Equation Solver, V10.091, F-Chart Software, Madison, 2016

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