DE19916587C2 - Methode und Vorrichtung zur vollständigen Kondensatunterkühlung in beliebigen Absorptionskältemaschinen - Google Patents

Description

Die Erfindung betrifft eine Methode und eine Vorrichtung zur voll­ ständigen Kondensatunterkühlung in Absorptionskältemaschinen unter Verwendung eines inerten Trägergasumlaufs, welcher unter Kondensa­ tionsdruck stehend mengenangepaßt zwischen und durch einen Konden­ satausdampfer und einen Hochdruckabsorber zirkuliert.

Moderne Absorptionskältemaschinen realisieren eine partielle Kon­ densatunterkühlung, indem das Kältemittelkondensat zum einen mit­ tels Kühlwassers oder Umgebungsluft vorgekühlt und zum anderen mit­ tels des aus dem Verdampfer abströmenden Kaltdampfes nachgekühlt wird. Anschließend wird das vorgekühlte Kondensat in einer Entspan­ nungsdrossel unter partieller Ausdampfung auf den Verdampfungsdruck entspannt. Der Ausdampfanteil stellt einen Verlust an Kälteleistung dar, welcher bislang als unvermeidbar galt.

Andererseits verläßt den Austreiber einer Absorptionskältemaschine bei Kondensationsdruck ein überhitzter oder mit Lösungsmitteldampf verunreinigter Kältemitteldampf, welcher vor Eintritt in den Kon­ densator enthitzt oder dephlegmiert werden muß. Diese Abwärmemenge wird nur in sogenannten Doppeleffekt-Kältemaschinen mit zwei Lö­ sungskreisläufen weitgehend rückgewonnen. Bei einstufigen Kälte­ maschinen wird dieser Wärmeanteil entweder vollständig an die Umgebung nach außen abgeführt oder wie der Vorschlag in der Schrift DE 36 19 707 C2 lautet, partiell an den aus dem Niederdruckabsorber abströmenden, auf den spezifischen Lösungsumlauf bezogenen, kalten Überschuß-Lösungsstrom übertragen und dadurch anteilig genutzt. Generell bedeutet jeder partielle interne Wärmerückgewinn eine Ver­ besserung der Kälte- bzw. Heizziffer ζ einer Absorptionskälte­ maschine, gleich welcher Bauart.

Aufgabe der Erfindung ist es daher, durch Erschließen eines neuen Wärmerückgewinnpotentials, die Kälte- bzw. Heizziffer einer belie­ bigen Absorptionskältemaschine über die bekannten Methoden hinaus zu verbessern, dadurch ihre Wirtschaftlichkeit zu erhöhen und ihren durch die äußeren Temperaturbedingungen begrenzten Anwendungsbe­ reich zu erweitern.

Gelöst wird diese Aufgabe mittels der Methode und Vorrichtung gemäß Anspruch 1, die ergänzend zu den bekannten Methoden der Kondensat­ vorkühlung einerseits die vollständige Kondensatunterkühlung er­ laubt und andererseits selbst bei extremen äußeren Temperatur­ bedingungen die Enthitzungs- oder Dephlegmationswärme weitestgehend kompensiert.

Hierbei verdampft in einem Kondensatausdampfer unter steter Konden­ satabkühlung eine Teilmenge des unter Kondensationsdruck stehenden Kondensats in einen inerten Trägergasstrom. Der dampfangereicherte Trägergasstrom übergibt in einem Hochdruckabsorber diesen Dampf ohne Wärmeabfuhr nach außen einem aus dem Niederdruckabsorber abge­ leiteten, angereicherten, kalten Überschuß-Lösungsstrom und strömt dampfabgereichert in den Kondensatausdampfer zurück. Die aus dem Hochdruckabsorber aufgeheizt abgeleitete nachangereicherte Lösung wird zur weiteren Aufheizung, unter Aufnahme von Enthitzungs- oder Dephlegmationswärme durch einen Dampfenthitzer oder Dephlegmator geleitet und dann dem Austreiber zugeführt und darin unter weiterer Aufnahme von Enthitzungs- oder Dephlegmationswärme wieder ausge­ trieben. Im Kondensator muß folglich nur die zuvor aus dem Konden­ satstrom ausgedampfte Menge zusätzlich verflüssigt werden, während die Heizleistung des Austreibers um den Betrag der nicht nach außen abzuführenden Enthitzungs- oder Dephlegmationswärme abnimmt und zu­ gleich die Kälteleistung des Verdampfers ansteigt. Der optimale Betriebsfall einer einstufigen Absorptionskältemaschine liegt dem­ nach immer dann vor, wenn zum einen die spezifische Verdampfer­ leistung und die Kondensationsleistung betragsgleich sind und zum anderen spezifische Absorberleistung und spezifische Austreiber­ leistung übereinstimmen. Dies führt zu einer deutlichen Verbesse­ rung der Kälte- und/oder Heizziffer derartiger Kältemaschinen.

Unterstützt wird diese neuartige Methode durch die bereits bekannten Methoden zur Kondensatvorkühlung. Hierbei ist es gemäß Anspruch 2 besonders günstig, wenn die durch das es Lerne Kühlmedium erzwungene Kondensatvorkühlung der neuartigen Kondensatunterkühlung durch Aus­ dampfung vorgeschaltet ist und die mittels der internen Kaltdampf­ aufheizung erzwungene Kondensatvorkühlung dieser vor- oder nach- oder parallelgeschaltet ist.

Dadurch kann die Ausdampfmenge und folglich die Kondensations­ leistung begrenzt und auf die intern rückzuführende Enthitzungs- oder Dephlegmationsleistung abgestimmt werden.

Gemäß Anspruch 3 ist es weiterhin vorteilhaft, wenn die Kühlkapazi­ tät des Kaltdampfes nicht nur für die Kondensatvorkühlung, sondern partiell oder gesamtheitlich für die Unterkühlung der dem Hochdruck­ absorber zuzuleitenden Überschußlösung und für die Nachkühlung der dem Kondensatausdampfer zuzuleitenden Trägergasgesamtmenge genutzt wird. Hierdurch kann das Kondensat unter die Sättigungstemperatur des Verdampfers abgekühlt werden, während die aus dem Niederdruck­ absorber nach außen abzuführende Wärme unverändert bleibt. In diesem Fall wird die Kälteleistung des Verdampfers größer als die im Kondensator abzuführende Abwärmeleistung und, die Heizleistung des Austreibers wird kleiner als die nach außen abzuführende Abwärme­ leistung des Niederdruckabsorbers. Dies führt zu einer weiteren Verbesserung der Leistungsziffer beliebiger Absorptionskältema­ schinen.

Bei Doppeleffekt-Kältemaschinen mit zwei Lösungskreisläufen ist es vorteilhaft, wenn die neuartige Kondensatunterkühlung parallel in beiden Lösungskreisläufen ausgeführt ist und damit jeder Lösungs­ kreislauf für sich mit maximalem internen Abwärmerückgewinn arbei­ tet.

Eine bessere Anpassung des internen Prozeßablaufs an die äußeren Kühl- und Heizgegebenheiten läßt sich gemäß Anspruch 4 dadurch erzielen, daß der zur Kondensatunterkühlung dienende Trägergasum­ lauf mit bis zu drei weiteren, auf den Lösungskreislauf einwirkenden Trägergasumläufen kombiniert wird, wobei der erste der zu ergänzen­ den Trägergasumläufe zur Anpassung der Verdampfungstemperatur, gemäß DE-PS 675 538, unter Verdampfungsdruck stehend zwischen und durch den Verdampfer und den Niederdruckabsorber zirkuliert, der zweite unter Kondensationsdruck stehend, gemäß EP 0531293 B1 zur Begrenzung der Austreiberendtemperatur zwischen und/oder durch den Austreiber und den Kondensator zirkuliert und der dritte unter Kondensationsdruck stehend zwischen und durch einen Hochdruck­ desorber und einen Hochdruckresorber zirkuliert.

Die Wirkung des dritten Trägergasumlaufs besteht darin, daß sich einerseits die im Austreiber abgereicherte, unter Kondensations­ druck stehende Lösung im Hochdruckdesorber unter Ausdampfung und weiterer Abreicherung abkühlt und sich andererseits die im Nieder­ druckabsorber angereicherte Lösung nach der Druckerhöhung im Hoch­ druckresorber höher mit dem im Hochdruckdesorber ausgetriebenen Dampf anreichert und auf das Austreibungsniveau aufheizt.

Mit den wahlweise zuergänzenden Trägergasumläufen können einstufige und Doppeleffekt-Absorptionskältemaschinen höhere Temperaturhübe realisieren. So sind beispielsweise Wärmepumpen (0°C → 60°C) mit einer Heizziffer von 2,0 und Kälteanlagen (-20°C → 35/55°C) mit einer Kälteziffer von 1,0 in Doppeleffektbauweise möglich.

Die Erfindung wird anhand der Fig. 1 bis 4 näher beschrieben. Im einzelnen zeigen die Figuren:

Fig. 1 das Prinzip der neuartigen Kondensatunterkühlung für ein reines Kondensat ohne Lösungsmittelverunreinigung

Fig. 2 das Prinzip der neuartigen Kondensatunterkühlung für ein Kondensat mit Lösungsmittelverunreinigung,

Fig. 3 den Lösungskreislauf einer einstufigen Absorptionskälte­ maschine unter Verwendung der neuartigen Kondensatunter­ kühlung,

Fig. 4 die verschiedenartigen Lösungskreisläufe unter Verwendung der zuergänzenden Trägergasumläufe und

Fig. 5 den kompletten Aufbau einer einstufigen Ammoniak/Wasser- Absorptionskältemaschine mit vollständiger Kondensatunter­ kühlung.

Das allgemeine Prinzip der vollständigen Kondensatunterkühlung geht aus der Fig. 1 hervor. Das Prinzip gilt uneingeschränkt für reine Kältemittelkondensate, beispielsweise für die Ausdampfkomponente Wasser der Arbeitsstoffgemische LiBr/H2O oder H2SO4/H2O.

Die Vorrichtung enthält zur Realisierung des Prinzips mehrere Kompo­ nenten; einen Kondensatausdampfer (1), einen Hochdruckabsorber (2), einen Trägergaswärmetauscher (3), einen ersten Kaltdampfwärmetau­ scher (4), einen zweiten Kaltdampfwärmetauscher (5), einen Träger­ gasventilator (6), eine Lösungspumpe (7) und ein Kondensatentspan­ nungsventil (8).

Innerhalb des Kondensatausdampfers (1) sind mehrere Wärme- und Stoffaustauschelemente (9.1 bis 9.4) angeordnet, die mit dem herab­ rieselnden ausdampfenden Kondensat (10.1) benetzt sind. Das Konden­ sat (10.1) wird vorgekühlt in den Kondensatausdampfer (1) eingelei­ tet, das vollständig unterkühlte Kondensat (10.2) aus dem Kondensat­ ausdampfer (1) abgeleitet und über das Entspannungsventil (8) dem Verdampfer zugeführt.

Gleichartige Austauschelemente (11.1 bis 11.4) befinden sich in dem Hochdruckabsorber (2). Diese sind mit der herabrieselnden nachanzu­ reichernden Lösung (12.1) benetzt. Die nachanzureichernde Lösung (12.1) wird mit der Pumpe (7) dem Hochdruckabsorber (2) zugeführt und die nachangereicherte Lösung (12.2) aus diesem abgeleitet.

Der Trägergaswärmetauscher (3) beinhaltet in Abhängigkeit von dem im Kondensatausdampfer (1) und im Hochdruckabsorber (2) zu durchlau­ fenden Sättigungsdruckintervall mehrere gleichartige Wärmeaus­ tauschelemente (13.1 bis 13.3). Diese sind jeweils von einer aus dem Kondensatausdampfer (1) angepaßt abgeleiteten dampfangereicherten Trägergasteilmenge (14.1 bis 14.3) durchströmt. Die Trägergasteil­ mengen (14.1 bis 14.3) kühlen gemeinsam im Gegenstrom die aus dem Hochdruckabsorber (2) zum Kondensatausdampfer (1) überwechselnde dampfabgereicherte Trägergasgesamtmenge (15), während die Träger­ gasteilmenge (14.4) direkt zum Hochdruckabsorber geführt ist.

Die Wärme- und Stoffaustauschelemente (11.1 bis 11.4) des Hochdruck­ absorbers (2) enthalten die Wärmeaustauschelemente (16.1 bis 16.4). Diese werden von den jeweiligen aus dem Kondensatausdampfer (1) abgeleiteten und im Trägergaswärmetauscher (3) aufgeheizten dampf­ angereicherten Trägergasteilmengen (14.1 bis 14.4) durchströmt und führen diese unter Wärmeaufnahme zu ihrem sättigungsdruckgleichen Einspeiseorten innerhalb des Hochdruckabsorbers (2). Auf diesem Wege wirken sie Wärmeverschleppungen innerhalb des Hochdruckab­ sorbers (2) entgegen.

Der Trägergasumlauf durch die Vorrichtung wird im Gegenstrom zur dampfabsorbiernden Lösung (12) durch den Hochdruckabsorber (2) und im Gegenstrom zum ausdampfenden Kondensat (10) durch den Kondensat­ ausdampfer (1) geführt und mit dem Ventilator (6) bewirkt.

Im ersten Kaltdampfwärmetauscher (4) kühlt eine angepaßte Teilmenge des aus dem Verdampfer abfließenden Kaltdampfes (17) im Gegenstrom die aus dem Trägergaswärmetauscher (3) austretende dampfabgerei­ cherten Trägergasgesamtmenge (15). Im zweiten Kaltdampfwärmetau­ scher (5) kühlt dieselbe Kaltdampfmenge (17) unter weiterer Erwär­ mung die dem Hochdruckabsorber (2) zugeleitete nachanzureichernde Überschußlösungsmenge (12.1). Mittels dieser Maßnahme kann das dem Verdampfer zugeleitete Kondensat (10.2) vor seiner Entspannung im Entspannungsventil (8) bereits unter die Sättigungstemperatur des Verdampfers gekühlt werden, so daß bei der Kondensatentspannung kei­ ne Ausdampfverluste auftreten. Damit werden auch ideale Betriebs­ bedingungen für Lösungsaustauscheinrichtungen geschaffen, wie sie in der Schrift DE-37 16 455 beschrieben sind. Eine solche substituiert die Pumpe (7) und das Entspannungsventil (8) und vereinfacht die Leistungsanpassung einer Absorptionskältemaschine erheblich.

Der Gesamtdruck innerhalb der Kondensatunterkühlungsvorrichtung wird über den Druck im Kondensator eingestellt und automatisch durch dessen äußere Kühlbedingungen angepaßt.

Fig. 2 zeigt eine Ergänzung der Vorrichtung zur Kondensatunter­ kühlung, wie sie für mit Lösungsmittel verunreinigte Kältemittel­ kondensate von Vorteil ist. In diesem Fall wird die im Konden­ satausdampfer (1) auszudampfende Kondensatmenge [x]K vor Eintritt in den Kondensatausdampfer (1) aus dem abzukühlenden Kondensatstrom [1 + x]K abgezweigt und das zu unterkühlende Kondensat [1]K durch ein innerhalb des Kondensatausdampfers (1) angeordnetes Wärmeaustausch­ element (18) geführt, während die auszudampfende Kondensatmenge [x]K mittels eines Regulierventils (19) einmalig angepaßt wird. Auf diese Weise läßt sich die Lösungsmittelanreicherung im Verdampfer kon­ stanthalten und auf ein Minimum begrenzen. Dieses läßt sich aller­ dings auch mit der Vorrichtung nach Fig. 1 realisieren, wenn stetig eine konstante, mit Lösungsmittel verunreinigte Kondensatmenge gemeinsam mit dem Kaltdampf aus dem Verdampfer abfließt und nach­ träglich in den Kaltdampfwärmetauschern ausgedampft wird.

Der in Fig. 3 schematisch in einem Enthalpie-Konzentrations-Dia­ gramm dargestellte Lösungskreislauf einer mit dem Gemisch Ammoniak/­ Wasser arbeitenden Absorptionskältemaschine mit vollständiger Kon­ densatunterkühlung ist zum Verständnis mit Buchstaben gekenn­ zeichnet. Allgemein aus der Literatur bekannt ist die Kreislauf­ führung in den Strecken A-C, C-D, D-F und F-A, wobei den Strecken die folgenden verfahrenstechnischen Funktionen zugeordnet sind:
Strecke F-A: Austreiben des Dampfes bei Kondensationsdruck PK,
Strecke A-C: Abkühlung der verarmten Lösung bei PK,
Strecke C-D: Absorption des Dampfes bei Verdampfungsdruck PV,
Strecke D-F: Wiederaufheizen der angereicherten Lösung bei PK.

Die einzelnen Streckenabschnitte beinhalten entweder positive abzu­ führende oder negative aufzunehmende Wärmemengen. Die Druckände­ rungen im Lösungskreislauf sind den Punkten C (Lösungsentspannung) und D (Lösungsdruckerhöhung) zugeordnet.

Die arme Lösung hat die auf die spezifische Ausdampf- bzw. Absorp­ tionsmenge [1]K bezogene Menge [f - 1]La und die reiche Lösung die Menge [f]Lr. Die spezifischen Umlaufmengen ergeben sich aus den Konzentrationsverhältnissen mit [f]Lr = (ξD - ξLa)/(ξLr - ξLa).

Direkt erkennbar ist, daß die Abkühlung der armen Lösung (A-C) mit der Wiederaufheizung der reichen Lösung (D-C) kompensiert werden kann. Da flüssiges Ammoniak eine höhere spezifische Wärme aufweist als Wasser, ist allerdings für die vollständige innere Wärmerück­ führung eine kleinere Menge an reicher Lösung als [f - 1]Lr erforder­ lich, nämlich nur der Betrag [f - Δf]Lr = [(f - 1) . c_pLa/c_pLr]Lr.

Der Betrag [Δf]Lr ist ≧ 1 und kennzeichnet die Überschußmenge an reicher Lösung, welche maximal für die Hochdruckabsorption der unter Kondensationsdruck auszuführenden partiellen Ausdampfung der Kon­ densatmenge [x]K aus der abzukühlenden Kondensatgesamtmenge [1 + x]K zur Verfügung steht. Übrig bleibt nach dem Ausdampfen die unter Kon­ densationsdruck stehende Kondensatmenge [1]K mit der im Verdampfer vorliegenden oder einer geringeren Sättigungstemperatur.

In Fig. 3 ist die Prozeßführung dieser Art der Kondensatunterkühlung ebenfalls mit Buchstaben gekennzeichnet:
Strecke D-G: ungekühlte Hochdruckabsorption der Dampfmenge [x]K,
Strecke G-H: Aufheizen der nachangereicherten Überschußlösung,
Strecke H-F: Austreiben der Dampfmenge [x]K aus der Lösung [Δf + x]L.

Am rechten Rand des Diagramms sind die Kühlzustände des Kondensats mit den nachfolgenden Streckenabschnitten dargestellt und mit Buch­ staben gekennzeichnet. Diese korrespondieren mit den Sättigungs­ drücken des Lösungskreislaufs.

Strecke K-L: 1. Vorkühlung der Kondensatmenge [1 + x]K mit Kühlwasser,
Strecke L-M: 2. Vorkühlung der Kondensatmenge [1 + x]K mit Kaltdampf,
Strecke M-N: vollständige Unterkühlung der verbleibenden Konden­
satmenge [1]K unter Ausdampfung der Menge [x]K.

Die sich ergänzenden Wärmerückgewinnungsmöglichkeiten innerhalb des vollständigen Lösungskreislaufs stellen sich wie folgt dar:
Strecke A-B/F-A: Wärmerückführung Lösung arm/Austreiber
Strecke C-D/D-E: Wärmerückführung Absorber/Lösung reich
Strecke B-C/E-F: Wärmerückführung Lösung arm/Lösung reich
Strecke M-N/D-G: Wärmerückführung Kondensatunterkühlung
Strecke G-H: Wärmerückführung Dephlegmation/[Δf + x]Lrr
Strecke H-F: Wärmerückführung Rektifikation/[Δf + x]Lrr → [Δf]Lr

Es gibt nun mehrere Möglichkeiten, den Prozeßablauf der vollständi­ gen Kondensatunterkühlung zu optimieren und beispielsweise mit dem Abwärmebetrag der Dampfdephlegmation in Übereinstimmung zubrin­ gen.

Der Streckenverlauf D-G-H kennzeichnet die vollständige Kondensat­ unterkühlung L-N bei externer Kondensatvorkühlung K-L, beispiels­ weise mit Kühlwasser, ohne Nutzung der Kaltdampfkühlung.

Würde man die nachangereicherte Lösung mit dem Zustand G direkt in den Austreiber einleiten, wäre die durch den Dephlegmationswärme­ rückgewinn erzielbare Reinheit des zukondensierenden Dampfes bei G* beendet. Durch das indirekte Aufheizen der Lösung im Dephlegmator endet dagegen die Dampfreinheit bei H*. Der Dephlegmationswärme­ rückgewinn ist folglich unterschiedlich. Im ersten Fall muß ein Teil des Rückgewinnpotentials durch zusätzliche Heizwärme aufgebracht werden, während dies im zweiten Fall nicht erforderlich ist.

Der Streckenverlauf D-G²-H² kennzeichnet die vollständige Konden­ satunterkühlung M-N unter zusätzlicher Inanspruchnahme der gesamten Kühlwirkung des Kaltdampfes zur weiteren Kondensatvorkühlung L-M. Die Dampfreinheit endet unter Ausschöpfung des Wärmerückgewinn­ potentials bei H²*.

Der Streckenverlauf D-G¹-H¹ kennzeichnet die vollständige Konden­ satunterkühlung M'-N bei zusätzlicher Inanspruchnahme nur eines Teils der Kaltdampfkühlwirkung für die Kondensatvorkühlung L-M'. Die Dampfreinheit endet unter Ausschöpfung des Wärmerückgewinn­ potentials zwischen H* und H'*.

Der Streckenzug D-D'-G'-H kennzeichnet die vollständige Kondensat­ unterkühlung M'-N' bei Nutzung der gesamten Kaltdampfkühlwirkung zur partiellen Kondensatvorkühlung L-M' und zur partiellen Unter­ kühlung D-D' der in den Hochdruckabsorber einzuleitenden Überschuß­ lösung. Die Dampfreinheit endet unter Ausschöpfung des Wärmerück­ gewinnpotentials bei H'*. Mit dieser Methode arbeitet eine einstu­ fige Absorptionswärmepumpe zwischen 0°C Verdampfungstemperatur und 55 → 75°C Abwärmetemperatur mit einer Heizziffer ζH größer 1,7. Diese Maschine kann in heißen Regionen auch als umgebungsluftgekühlte Klimaanlage eingesetzt werden.

Bei Einsatzfällen mit geringerer Dephlegmatorabwärme kann bei­ spielsweise auch eine Teilmenge der reichen Überschußlösung [Δf]Lr direkt zum Dephlegmator geführt und darin ohne Nachanreicherung aufgeheizt werden, während die Restmenge für die die Hochdruck­ absorption genutzt wird, oder es kann die gesamte reiche Lösungs­ menge [f]Lr zur indirekten Vorheizung durch den Niederdruckabsorber geleitet und danach die Überschußmenge [Δf]Lr abgezweigt und dem Hochdruckabsorber zugeführt werden. In diesem speziellen Fall muß allerdings die kondensatseitige Kaltdampfkühlung der Hochdruckaus­ dampfung nachgeschaltet werden.

Darüber hinaus gibt es auch Einsatzfälle mit einer höheren Dephleg­ matorabwärme als sie mit den bisher beschriebenen Verwendungen der Kaltdampfkühlung kompensiert werden kann, beispielsweise bei Dop­ peleffekt-Kältemaschinen im ersten, extern beheizten Lösungsumlauf. In diesem Fall wird die gesamte Kaltdampfkühlwirkung zur Unter­ kühlung der nachanzureichernden Überschußlösung verwendet und damit die ungekühlte Lösungsanreicherung auf dem Streckenabschnitt D'-G'* ausgeführt. Ist hierbei die Ausdampfmenge kleiner als erforderlich, wird zusätzlich eine Teilmenge nichtkondensierten Hochdruckdampfes dafür verwendet. Mittels dieser Methode erzielen umgebungsluft­ gekühlte Doppeleffekt-Absorptionskältemaschinen zur Klimatisierung eine Kälteziffer ζK größer 1,25 und wassergekühlte Anlagen eine Kälteziffer größer 1,5.

Figur zeigt schematisch in einem Enthalpie/Konzentrations-Diagramm für Ammoniak/Wasser die Anpassungsmöglichkeiten eines Lösungskreis­ laufs durch Kombination des zur Kondensatunterkühlung dienenden Trägergasumlaufs (1) mit drei weiteren Trägergasumläufen (2-4).

Dargestellt ist in Fig. 4 der Lösungskreislauf nach Fig. 3 mit den Eckpunkten (A-C, C-D, D-F und F-A) und die Hochdrucknachanreicherung der Überschußlösung durch Aufnahme des Dampfes der unter Konden­ sationsdruck stattfindenden Kondensatausdampfung sowie das Austrei­ ben dieser Dampfmenge aus der nachangereicherten Überschußlösung unter Aufnahme von Dephlegmationswärme mit den Eckpunkten (D-D', D'- G und G-F). Der gesamte Lösungskreislauf arbeitet im Austreibungs- und Kondensationsbereich beim Druck PKu und im Verdampfungs-Nieder­ druckabsorptionsbereich beim Druck PVo und ist am Eckpunkt A durch die maximal zulässige Austreiberendtemperatur T_AUSmax und am Eckpunkt D durch die vom Kühlmedium vorgegebene untere Absorptions­ temperatur T_ABu begrenzt. Der Hochdruckdampf kondensiert am Punkt K, das Kondensat ist durch Ausdampfung bis auf den Punkt N' unterkühlt und wird druckentspannt in den Verdampfer eingeleitet und verdampft am Punkt N.

Durch Hinzufügen des zwischen dem Niederdruckabsorber und dem Verdampfer zirkulierenden Trägergasumlaufs (2) verlagert sich der Eckpunkt C des Lösungskreislaufs nach C'. Damit ändern sich die Ausdampfverhältnisse im Verdampfer (Verdampfung des Kältemittels im Druckbereich (P_Vo - P_Vu) über den Temperaturbereich (T_Vo - T_Vu) und im Niederdruckabsorber (Absorption des Kältemitteldampfes in demselben Druckbereich, bei konstanter Absorptionstemperatur T_ABu). Das im Verdampfer abzukühlende externe Medium verläßt den Verdampfer mit einer geringeren Temperatur als in Fig. 3 Die Hochdrucknachanreiche­ rung der Überschußlösung (D-D', D'-G und G-F) bleibt unverändert.

Durch Hinzufügen des zwischen dem Austreiber und dem Kondensator zirkulierenden Trägergasumlaufs (3) verlagert sich der Eckpunkt F des Lösungskreislaufs nach F'. Dies hat zur Folge, daß der Kälte­ mitteldampf im Druckbereich (P_Ko - P_Ku) bei konstanter Austreibungs­ temperatur T_AUSmax ausgetrieben und im Temperaturbereich (T_Ko - T_Ku) kondensiert werden kann. Das im Kondensator aufzuheizende externe Kühlmedium verläßt den Kondensator mit einer höheren Temperatur als in Fig. 3. Die Hochdrucknachanreicherung der Überschußlösung verän­ dert sich unter Zunahme des Wärmerückgewinnpotentials im Strecken­ abschnitt (D'-G) nach (D'-G') bzw. nach (D'-G*).

Durch Hinzufügen des zwischen dem Hochdruckdesorber und dem Hoch­ druckresorber zirkulierenden dritten Trägergasumlaufs (4) verändert sich der Lösungskreislauf nicht in den Eckpunkten C und D, jedoch werden A zu F und F zu E. Daraus resultiert eine Absenkung des Austreibertemperaturniveaus gegenüber dem ursprünglichen Lösungs­ kreislauf und eine geringere Dephlegmationsabwärme. Direkt erkenn­ bar ist aber auch, daß dieser neue Lösungskreislauf bei gleichblei­ benden Absorptionstemperaturen in den Punkt A verlagert und bis auf den Druck P_Vu verlängert werden kann. Mit dieser Maßnahme kann folglich auch der Verdampfungsdruck und damit die Verdampfungs­ temperatur des Kältemittels erniedrigt werden. Die Kondensatunter­ kühlung wird hierdurch ebenfalls nicht beeinträchtigt.

Für die Realisierung von Wärmepumpen und Kältemaschinen in Doppel­ effektbauweise mit hohen Leistungsziffern sind die Lösungskreis­ läufe (F-C, C-D, D-E, E-E' und E'-F) und (F-C, C-C', C'-D, D-E, E-E' und E'-F) von besonderer Bedeutung. Diese sind mit den Trägergasum­ läufen (1, 3 und 4) bzw. mit den Trägergasumläufen (1 bis 4) möglich.

Das Verfahrensschema der einfachsten Form einer einstufigen, mit Ammoniak/Wasser arbeitenden Absorptions-Kältemaschine zur Klimati­ sierung mit nutzbarer Abwärme zeigt Fig. 5. Diese enthält folgende Komponenten; einen extern beheizten Austreiber (20) mit nachge­ schaltetem Rektifikator (21), einen lösungsgekühlten Dephlegmator (22), einen heizwassergekühlten Dephlegmator (23), einen heizwas­ sergekühlten Kondensator (24), einen heizwassergekühlten Kondensat­ kühler (25), einen kaltdampfgekühlten Kondensatkühler (26), die Vorrichtung zur vollständigen Kondensatunterkühlung (27), einen kaltwasserbeheizten Kältemittelverdampfer (28), einen lösungsge­ kühlten und heizwassergekühlten Niederdruckabsorber (29), einen Lösungswärmetauscher (30), einen Lösungsentspanner (31) und eine Lösungspumpe (32).

Die Lösungspumpe (32) und der Lösungsentspanner (31) können wie bei der Kondensatkühleinrichtung (27) durch einen antriebsenergie­ sparenden Lösungswechsler ersetzt werden, womit die Anlagenrege­ lung deutlich vereinfacht wird.

An den einzelnen Komponenten sind die Zustände des Arbeitsstoffes mit denselben Buchstaben wie in Fig. 3 gekennzeichnet. Ferner sind die Wärmeleistungen und die Temperaturen der Stoffströme angegeben. Mit den angegebenen Werten erreicht die einstufige Wärmepumpe, welche Kaltwasser von 10°C auf 4°C abkühlt und Heizwasser von 50°C auf 70°C aufheizt, eine Heizziffer ζ_H von 1,75.

Die am Beispiel der Arbeitsstoffpaarung Ammoniak/Wasser demon­ strierten Verbesserungsmöglichkeiten einer Absorptionskältemaschi­ ne gelten uneingeschränkt für sämtliche Arbeitsstoffpaarungen.

Claims (4)

1. Methode und Vorrichtung zur vollständigen Kondensatunterkühlung in beliebigen Absorptionskältemaschinen dadurch gekennzeichnet, daß ein unter Kondensationsdruck stehender Trägergasumlauf mengenan­ gepaßt zwischen und durch einen Kondensatausdampfer und einen Hoch­ druckabsorber zirkuliert, wobei in dem Kondensatausdampfer unter steter Kondensatabkühlung eine Teilmenge des aus einem Kondensator zugeleiteten und unter Kondensationsdruck stehenden Kondensats im Gegenstrom zum mengenangepaßten Trägergas ausdampft und das Träger­ gas im Gegenstrom diesen Dampf im Hochdruckabsorber ohne Wärmeabfuhr nach außen einer aus einem Niederdruckabsorber abgeleiteten, druck­ erhöhten, angereicherten kalten Überschußlösungsmenge übergibt und die dampfabgereicherte Trägergasgesamtmenge dem Kondensatausdamp­ fer wieder zugeleitet ist, daß die im Hochdruckabsorber aufgeheizte, nachangereicherte Überschußlösung einem druckgleichen Austreiber und das im Kondensatausdampfer unterkühlte Kondensat druckentspannt einem Verdampfer zugeleitet sind und daß die zur Mengenanpassung vom Kondensatausdampfer zum Hochdruckabsorber übergeleiteten, dampfan­ gereicherten Trägergasteilmengen im Gegenstrom die aus dem Hoch­ druckabsorber abgeleitete dampfabgereicherte Trägergasgesamtmenge kühlen und daran anschließend entweder durch innerhalb des Hoch­ druckabsorbers angeordnete Wärmeaustauschelemente oder ohne diese zu ihren Einspeiseorten geführt sind.

2. Methode und Vorrichtung nach Anspruch 1 dadurch gekennzeichnet, daß ihr die externe Kondensatvorkühlung mittels eines externen Kühlmediums vorgeschaltet und die interne Kondensatvorkühlung mit­ tels des aus dem Verdampfer abfließenden Kaltdampfes vor- oder nach- oder parallelgeschaltet sind.

3. Methode und Vorrichtung nach Anspruch 2 dadurch gekennzeichnet, daß die Kühlkapazität des aus dem Verdampfer abfließenden Kalt­ dampfes nicht nur zur Kondensatvorkühlung, sondern auch partiell oder gesamtheitlich für die Vorkühlung der dem Hochdruckabsorber zugeleiteten Überschußlösung genutzt wird, indem eine Teilmenge oder die Gesamtmenge des Kaltdampfes durch einen dem Hochdruck­ absorber vorgeschalteten Lösungskühler geführt ist.

4. Methode und Vorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 3 dadurch gekennzeichnet, daß der Trägergasumlauf (1) zur Kondensatunterküh­ lung mit bis zu drei weiteren, auf den Lösungskreislauf einwirkenden Trägergasumläufen (2-4) kombinierbar ist, wobei der erste (2) der zuergänzenden Trägergasumläufe (2-4) zur Anpassung der Verdamp­ fungstemperaturen unter Verdampferdruck stehend zwischen und durch den Verdampfer und den Niederdruckabsorber zirkuliert, der zweite (3) zur Begrenzung der maximalen Austreibertemperatur unter Konden­ sationsdruck stehend zwischen und/oder durch den Austreiber und den Kondensator zirkuliert und der dritte (4) unter Kondensationsdruck stehend zwischen und durch einen Hochdruckdesorber und einen Hochdruckresorber zirkuliert und dieser dafür sorgt, daß sich die aus dem Austreiber abgeleitete arme Lösung unter steter Ausdampfung abkühlt und die im Niederdruckabsorber angereicherte Lösung nach der Druckerhöhung mit dem Dampf nachanreichert und bis auf das Ausdampf­ niveau des Austreibers aufheizt.