DE2217337C2

DE2217337C2 - Absorptions-Kälte-Aggregat

Info

Publication number: DE2217337C2
Application number: DE2217337A
Authority: DE
Inventors: Hans Dipl.-Ing. Dr. Schlieren Zürich Stierlin
Original assignee: Individual
Current assignee: Individual
Priority date: 1971-05-07
Filing date: 1972-04-11
Publication date: 1986-09-04
Also published as: DE2217337A1; HU165445B; GB1370513A; SU456430A3; CH541778A; JPS5612779B1

Description

Kältemittel, so daß sich die Kälteleistung erhöht Mit dem erfindungsgemäß ausgestalteten Wärmetauscher wurde ein großer Fortschritt bei Absorptions-Kälte-Aggregaten erzielt Es stehen nun nach eingehender Forschung und der Verwendung neuer Prinzipien ausreichend leistungsfähige Gas-Wärmetauscher zur Verfugung, so daß endlich dem Bau von echten, mechanisch völlig bewegungslosen Absorptions-Tiefkühltruhen der Weg eröffnet wurde und Haushalt-Tiefkühlgeräte nach dem Absorptionsprinzip mit Hilfsgas gebaut werden können.

Zweckmäßig ist bei dem erfindungsgemäßen Absorptions-Kälte-Aggregat jeder Einzelkreislauf als geneigter, insbesondere praktisch senkrechter Kanal ausgebildet, wodurch sich der Antrieb besonders günstig gestaltet. Es kann ferner ein mit dem Kühlsystem verbundenes Sekundärsystem vorgesehen werden, wodurch eine lokal gezielte Kühlung erreicht werden kann. Durch günstige Ausbildung des Kühlsystems kann erreicht werden, daß die erzeugte Kälte direkt dem Kühlraum zuführbar ist

Natürlich können die Absorptions-Kälte-Aggregate in vielerlei Arten gebaut werden. Maßgebend ist dabei jedoch stets, daß die para'lelen Kanalpaare voneinander verdampferseitig und wärmetauschseitig gut getrennt sind und daß jedem Kanal sein eigener Antrieb zugeordnet ist

Die Erfindung wird im folgenden anhand von Ausführungsbeispielen und der Zeichnung weiter erläutert. In der Zeichnung zeigt

F i g. 1 eine schematische Darstellung des Kreislaufes eines Absorptions-Kälte-Aggregats für einen Zwei-Temperatur-Kühlschrank,

F i g. 2 ein kombiniertes Schaubild mit der Verdampfungstemperatur des NH3 bzw. der NH₃-K.onzentration im armen Hilfsgas H2 in Abhängigkeit von der verdampften NH3-Menge bzw. der benötigten, theoretischen Leistung,

F i g. 3 ein Schaubild mit der Wärmeübertragungszahl in Abhängigkeit der umgewälzten Hilfspasmenge für verschiedene Ausführungen von Wärmetauschern, in Theorie und Praxis,

F i g. 4 eine schematische Darstellung des Kreislaufes eines Absorptions-Kälte-Aggregats für ausschließliche Tiefkühlverdampfung, zum Beispiel in Kühltruhen,

F i g. 5 einen Schnitt durch den Wärmetauscher (Verdampfer und Gaswärmetauscher) nach Schnittlinie A-A der F i g. 4,

F i g. 6 eine schematische Darstellung einer weiteren Ausführungslorm eines Wärmetauschers in einem Kreislauf analog demjenigen gemäß F i g. 4, mit in Serie strömendem NH₃ aus dem Verflüssiger,

F i g. 7 eine Darstellung analog derjenigen gemäß F i g. 6 mit in Parallelströmern ausgeteiltem NH₃ aus dem Verflüssiger,

Fig.8 den Oberteil eines Wärmetauschers, rein schematisch, mit dem individuellen NH₃-AnSChIuB aus dem Verflüssiger,

Fig.9 in schematischer, perspektivischer Darstellung einen Ausschnitt aus dem Oberteil eines Wärmetauschers, ohne oberen Abschluß und

F i g. 10 eine schematische Darstellung analog F i g. 4, mit einem im Schnitt dargestellten Ausschnitt aus einem Tiefkühlschrank.

In F i g, 1 ist der Kreislauf eines Zwei-Temperatur-Absorptions-Kühlschrankes schematisch dargestellt. Dieser Kreislauf umfaßt einen Kocher 1 mit einem anschließenden Verflüssiger 2, einem Tiefkühlverdampfer 3 im sogenannten Tiefkühlfach des Kühlschrankes, einen Schrankverdampfer 4, gefolgt von einem GaswäTnetauscher 5, einem NH₃-Absorber 6 und einem Sammler 7, aus welchem, wie aus der Figur ersichtlich, die reine Lösung wieuerum in den Kocher 1 gelangt Der Gaswärmetauscher 5 umfaßt eine Leitung bzw. einen Kanal 8, durch welchen Kältemittel vom Verflüssiger in den Schrank-Yordampfer 4 gelangt, sowie Kanäle 10 und 12. Durch den Kanal 10 strömt das an Kältemittel arme, durch den Kanal 12 das an Kältemittel reiche Gas. Der Zuströmbereich des aus dem Verflüssiger 2 anfallenden NH₃ ist mit 14 bezeichnet In diesem Bereich erfoigt eine Verdampfung des NH₃ in das Hilfsgas, normalerweise Wasserstoff.

Aus F i g. 1 ist ferner ersichtlich, daß im Tiefgefrierfach mit dem Tiefkühlverdampfer 3 eine Temperatur von minus 30° erreicht werden soll, während die Temperatur im Kühlschrank, bedingt durch den Schrankverdampfer 4, auf 5° gehalten wird.

Der Antrieb des Gaskieislaufes in den Kanälen 10 und 12 kommt durch die Differenz des spezifischen Gewichtes des auf- und des absteigenden Gases, multipliziert mit der Antriebshöhe H, zustande. Da im Gas-Wärmetauscher 5 nur sehr geringe Temperaturdifferenzen im Spiele sind, entstehen diese Gewichtsdifferenzen nahezu ausschließlich durch den verschiedenen Ammoniakgehalt der beiden Gas-Säulen in den Kanälen 10 und 12. Die Verdampfung des aus dem Verflüssiger zugeführten NH₃ beginnt dabei im Zuströmbereich 14.

Vereinfachend kann bei entsprechender Dimensionierung des A bsorbers 6 und der übrigen Teile des Kühlaggregates die NHrKonzentration/armim aufsteigenden Strom t/im Kanal 10 als konstant angenommen werden, das heißt

t«m = , ζ- B. 0,25 (= 25%).

(G = Gewicht)

Der größere NH₃-Gehalt bedingt durch die Verdampfung des aus dem Kanal 8 zugeführten NH3 der absinkenden Säule D im Kanal 12 richtet sich nach der Menge Ammoniak, die oro zirkulierende Gasmenge in den Verdampferteilcn 3,4 in diese hinein verdunstet. Es ist dies die Aufladung des Gases NH₃. je größer diese ist. desto größer ist die spezifische Gewichts-Differenz in den Kanälen 10 und 12 und desto größer der Antrieb im System mit gegebenem //.

Durch diese Aufladung des Gasstromes mit NH₃ steigt natürlich der Partialdruck des Ammoniaks, was entsprechend auch seine Verdampfungs-Temperatur erhöht, bei der Kältemittel verdunstet bzw. verdampft. Eine entscheidende Rolle für diese Aufladung mit NH3 und dem daraus resultierenden Antrieb spielt daher die höchste, noch nutzbringend verwendbare Verdampfungstemperatur im System. Ihr entspricht, bei gegebenem Gesamtdruck, unmittelbar auch eine bestimmte Konzentration /r des reichen Gases, das heißt die NH₃-Menge im H2 oder

t^r ~ — ⁼ J"('wnf. Ende)·

Dem Antrieb, gegeben durch spezifische Gewichtsdifferenz und Antriebshöhe H (die Höhendifferenz zwischen Absorptions- und Verdampfungsschwerpunkt), steht der Druckverlust Δρ des durchflossenen Rohrsystems entgegen. Aus diesen beiden Größen ergibt sich die umlaufende Gasmenge pro Zeiteinheit. Dabei muß der tatsächlich im System bei den vorhandenen Stoffdaten und Umlaufgeschwindigkeiten auftretende Druckverlust Δρ berücksichtigt werden. Für praktischen Gebrauch ist es allerdings zweckmäßig, diesen effektiven Druckverlust durch einen leicht meßbaren Norm-Druckverlust ΔρΝοππ zu ersetzen, zum Beispiel durch den Druckabfall, der beim Durchblasen von 100 Liter Luft pro Stunde bei Normal-Druck und Temperatur auftritt. Also:

ΔρΝ,,ηη = Δρ bei 1001 Luft pro Stunde

Sollen sich zwei geometrisch verschiedene Aggregate (verlustlos) thermisch gleich verhalten, soll also die gleiche Umlaufmenge an Gas zustande kommen, so sind nur noch H und Δρ im Spiele. Daraus läßt sich eine äußerst wichtige Kennzahl ableiten, nämlich

/H \ ₌ Antriebshöhe (m)

\A ρJ Norm-Druckverlust (kp/m²)

Mit Hilfe eingehender Berechnungen läßt sich aufgrund dieser Überlegungen eine Kurvenschar berechnen, wie sie in F i g. 2 dargestellt ist. Sie zeigt die verlustlos erreichbare Verdampfungs-Endtemperatur in Funktion der verdampften Ammoniakmenge pro Stunde für verschiedene Η/Δρ. Außerdem ist noch das spezifisch zirkulierende Gasvolumen vermerkt, da dieses für die weiteren Überlegungen wichtig ist. Schließlich sind auch noch die Werte kF der Wärmeübertragungszahlen für den Wärmetauscher 3, 4,5 angeführt, die einen Verlust von jeweils ca. 10% der Kälteleistung durch diesen Wechsler ergeben und die interessanterweise, je nach HlΔρ, über den ganzen Bereich etwa eine konstante Größe erfordern.

In Fi g. 2 ist mit gestrichelten Linien folgendes Beispiel angeführt: Es sollen 250 Gramm NH₃ zwischen den theoretischen Temperaturen —37° und —9° verdampft werden. Die Endverdampfungs-Temperatur, zum Beispiel im Schrankverdampfer 4 beträgt also —9°. Gesucht sind das Verhältnis Antriebshöhe zu Druck verlust = Hl Δρ, die Endkonzentretion des reichen Gases £r die umlaufende Hilfsgasmenge H2 pro Gewichtseinheit NH₃ und die Wärmetauschzahl IcFghe für den Gaswärmetauscher. Die Lösung des Problemes ergeben die beiden Hilfslinien a und b. Ihr Schnittpunkt liegt auf der Kurve ΗΐΔρ=0$. Das gewünschte Aggregat kann also zum Beispiel ein Meter hoch sein und darf dann einen Gesamt-Druckverlust Δρ im Wasserstoff-Kreislauf von 2 mm WS aufweisen. Das Aggregat könnte auch nur 0,2 Meter hoch sein, wobei dann der Druckverlust auf 0,4 mm reduziert werden müßte, /r wird dabei 58%; es fließen 0,7 χ 250= 175 I H₂/h und der Gas-Wärmetauscher soll ein kF von 8 kal/m²h° C aufweisen.

Aus diesem Kurvenblatt gehen die Schwierigkeiten des Problems offensichtlich hervor. Es sind erforderlich für je 45 Watt Kälteleistung und je 5° Δί von der theoretischen End-Verdampfer-Temperatur zur effektiven, mittleren Schranktemperatur bei f/=>0,4 m und Vernachlässigung des Δρ von Verdampfer und Absorber, die notfalls sehr kleöi gehalten werden können:

Bei einem Deep-Freezer soll also bei 16mal kleinerem Druckverlust ein 16mal größerer Wärmeübergang erzeugt werden.

Schon daraus ersieht der Fachmann die enormen Schwierigkeiten. Leider sind sie aber in der Praxis noch größer als erwartet Dies geht aus F i g. 3 hervor.

Es wurden eine sehr große Anzahl von Messungen an unterschiedlich ausgebildeten Gegenstrom-Gas-War-

	2 Temp.	Deep
	Kühlschrank	Freezer
	Bezugspunkt
	R	F
Gnh„ kg/h	0,15	0,15
ΗΙΔρ	0,125	2,0
JW⁷GWAkCaVh⁰C	2	32
Δρ Norm	3,2	02

22 Yl 337

metauschern vorgenommen, und zwar mit Wasserstoff von 20 atü Druck und variablen Mengen. Dabei wurde bestätigt, daß der Druckverlust sich bei ähnlicher Dimensionsänderung verändert

mit »d« als Kanaldurchmesser, und daß die Wärmeübertragungszahl jtFvom Durchmesser c/der Rohre weitgehend /.r/abhängig ist. Dagegen weichen die bekannten Berechnungsmethoden für die Wärmeübergänge bei derart hochlaminaren Strömungen umsomehr von den Praxiswerten ab, je komplizierter der Aufbau des Wärmetauschers ist. Insbesondere bei kleinem Durchströmvolumen ergibt die Messung nur noch Bruchteile vom rechnerisch erwarteten Wert. Der Grund dafür scheint einerseits darin zu liegen, daß sogenannte Totwasserzonen entstehen, die am Wärmeaustausch gar nicht mehr teilnehmen und andererseits vor allem in der ungleichmäßigen Mengenverteilung bei Parallelströmen, die natürlich sehr nachteilige Folgen für die Wärmebilanzen zeitigen.

In Fig.3 sind die gemessenen Werte von /tFpro 1 m Austauscherlänge eingetragen, und zwar repräsentativ für verschiedene Bauarten. Bei der Wärmetauscher-Ausführung I handelt es sich um zwei parallel zueinander verlaufende, durch Schweißung längs unter sich verbundene Rohre A\, A?. Die Ausführung II zeigt die beiden Rohre ineinandergesteckt, während bei III noch zuätzliche Wärmetauschflächen und Bildung von Kanälen durch Unterteilung vorgesehen sind. IV zeigt einen WaiTficiäüschcr der Bündeibauart mit 52 parallelen Rohren in einem Mantelrohr. Bei V= 60 l/h Strömungsmenge, sind die Werte der Bauai ten I — IV sich sehr ähnlich, obwohl die theoretischen Werte von IV zum Beispiel um mindestens das Dreißigfache höher liegen sollten. Mit zunehmender Durchströmmenge differenzieren sich die Meßgrößen in Richtung der Theorie, doch sind im ganzen praktisch anwendbaren Gebiete fV=50-^-250 l/h) die Abweichungen von III und IV enorm groß. Nur die klare, einfache Strömung der Ausführung I entspricht über das ganze Gebiet, und bei II wenigstens im oberen Teil den Erwartungen. Es wird noch eingehender Studien bedürfen, um den Grund dieser Phänomene zu finden.

In F i g. 4 ist schematisch ein Aggregat ersichtlich. Es unterscheidet sich von dem in F i g. 1 dargestellten Apparat dadurch, daß sich im Gas-Wärmetauscher 18 und im Verdampfer 20 Parallelströme 22 ausbilden, so daß der Druckverlust Ap dieser Bauteile sehr klein wird und ein großes Umlaufvolumen entsteht. Man sollte daher auch eine entsprechend große Kälteleistung bei tiefen Temperaturen erwarten können. (HIAp groß, kFcm: groß so nach F i g. 2).

Leider ergeben bei normalem Aufbau des Wärmetauschers (nicht dargestellt), bei welchem die Steigströme oben in einen allen gemeinsamen Raum und aus diesem in Fallströme ausgehen, die praktischen Messungen sehr schlechte Resultate.

Sowohl die Verdampfungsleistung als auch der Wärmeübergang sind enttäuschend; der letztere erreicht nur etwa den Wert der Ausführung IV in Fi g. 3. Den Grund dafür bilden, wie nur retrospektiv erklärlich wird, !]

nachdem dieser Übelstand behoben werden konnte, die Inhomogenitäten im Aufbau und den Zuführungen.

-weiche zu völlig ungleichmäßiger Mengenverteilung über dem Querschnitt führen. Es bewirkt die inhomogene d

Verdunstung an der Kapillarschicht eine ungleichmäßige Aufladung der Einzelströme in den Kanälen, so daß :'j

Antriebsunterschiede, die wiederum starke Geschwindigkeits- und Mengenunterschiede im Querschnitt zur 40 ||

Folge haben, da ja dem Gasstrom Gelegenheit geboten wird, dem Weg des geringsten Widerstandes zu folgen. pj

Schlagartig verbessern sich die Verhältnisse, wenn die Konstruktion gemäß F i g. 4 im Sinne von F i g. 5 |j

ausgeführt ist weil der Verdampfer in einzelne Kanäle 22 durchgehend bis zuoberst geführt und lediglich jeweils P

die aneinanderliegenden Kanalpaare Ai-A2; Bi —Βγ, Ci-Ci sind durch je eine öffnung 23 miteinander verbun- Jj

den, bzw. durch Radialstege 28 gruppenweise und durch Tangentialstege 30 unter sich getrennt. Querkommuni- 45 &

kationen von zum Beispiel dem Kanal Ai nach Kanal B\ oder von Kanal A2 nach dem Kanal B2 sind für H2 bzw. H2 + NH3 praktisch nicht mehr möglich, trotz des sich über den ganzen inneren Umfang der Außenwand 26 gleichmäßig verteilenden NHs-Filmes.

Damit stimmt nun für jedes Kanalpaar eindeutig die Mengenbila.iz. denn im Kanal Λ2 kann nur fließen, was im Kanal Ai hochgestiegen ist (vermehrt um die verdunstete NHj-Menge). Jedem Kanal 22 ist überdies, eine äußerst wichtige Erkenntnis, sein eigener Aufladungs-Antrieb zugeordnet der überdies, infolge des Horizontalen Temperaturausgleiches im ganzen Wärmetauscher pro Kanal ziemlich konstant ist Durch eine große Anzahl von Parallelkanälen 22 wird also gewissermaßen je durch ein spezielles Aggregat die alle gleich viel fördern, eine Gasmenge getrieben, was natürlich sehr geordnete, gleichmäßige Verhältnisse ergibt

Es ist nicht einfach, die JfcF-Werte solcher Systeme zu messen. Messungen mit Durchblasen von H2, wie sie früher durchgeführt wurden, ergeben unbefriedigende Resultate, da zwar die Mengenbilanz pro Kanalpaar stimmt, eine gleichmäßige Verteilung der Durchflußmengen auf die einzelnen Kanalpaare jedoch nicht gewährleistet ist Nur durch den Bau kompletter Aggregate und durch Temperaturmessungen an diesen lassen sich die gesuchten JtF-Werte finden.

Auch diese ist nicht ganz einfach, denn je nach Art der Ammoniakvorkühlung wird die Gesamt-Wärmebilanz des Gas-Wärmetauschers positiv, negativ oder korrekt Überdies kann sogenannte Nachverdampfung auftreten und die Längsleitung fällt bei den hohen Temperaturdifferenzen erheblich ins Gewicht All dies muß berücksichtigt werden.

In F i g. 4 ist ferner ein sogenanntes Sekundärsystem 24 dargestellt welches einen Mantel umfaßt in welchem ein sekundärer Kälteträger unten eingespeist und oben kalt weggeführt wird. Er erlaubt einen Einsatz der Kälte an irgendeiner Steile, unabhängig vom Ort der primären Kälteerzeugung.

Die gemessenen Resultate sind unter Bezeichnung V für 22 parallele Rohre und unter VI mit 52 parallelen Rohren in F i g. 3 eingetragen. Dabei können die Ausführungen VI und IV miteinander verglichen werden, da

hier je 52 Parallelkanäle vorhanden sind. Der Unterschied ist eklatant. Die Ausführung Vl weist über dem ganzen Bereich ca. den 50fachen Wert der Ausführung 1 auf, was man theoretisch erwarten durfte, während die Konstruktion IV bei V= 60 l/h nur ca. 3% (!) und bei V= 250 l/h tatsächlich nur ca. 25% des theoretisch Erwarteten bringt.
Ein derartiger Wärmetauscher ist selbstregulierend.

Ist die in einem Aufstiegskanal strömende Armgasmenge klein, so wird relativ mehr NH3 verdampfen.

Der Dichteunterschied Reichgas — Armgas steigt, und damit der Antrieb und die getriebene, nachgesaugte Armgasmenge. Ist in einem Kanal diese Menge zu groß, so regelt sich das Kanalpaar selbsttätig auf kleinerem Kanaldurcbsatz.

to Aus all den Werten von Fig.3 und den Strömungsvolumina aus Fig.2 ergeben sich somit folgende vergleichsweise Daten:

Tabelle 1 .......

15 Zwei-Temp.-Kühlschrank:

Kälteleistung = 45 Watt = 0,15 kg NH,/h, HIAp = 0,125: Ap = 3,2: V = 60; kF = 2

Bauart

kFlm

benötigte Meterzahl
25 ca. Durchmesser für A ρ = 3,2
ca. Nettovolumen des GWA
(GWA = Gaswärmetauscher)

1,2

III

4,0

1,66	1,17	0,5
13	15	20
0,22	0,21	0,17

IV 1,2 1,66 41
2,2

V 26 0,08

Vl 62

0,032 m mm Liter

Kälteleistung = 45 Watt = 0,15 kg NH₃/h, HIAp = I; Ap = 0,2; V = 250 = kF = 32

Freezer:

Bauart I II III IV

kFlm 1,6 5,0 12 20

benötigte Meierzahl 20 6,4 2,7 i,6

ca. Durchmesser für A ρ = 0,2 45 47 66 82

ca. Nettovolumen 32 11 9 8,5

Aus dieser Aufstellung ist ersichtlich, daß die bisherige Bauart von Gas-Wärmtauschern für einen Zwei-Temperatur-Kühlschrank wenig Schwierigkeiten bietet. Je nach Bedürfnis wird man eine der Bauarten (I), (H) oder (III) wählen, wobei die kleinen Durchmesser zur Bewältigung der notwendigen Längen ohne weiteres Schlangenbildung zulassen.

Ganz anders ist es bei Tiefkühl-Aggregaten. Die Konstruktionen I—IV kommen ganz abgesehen vom Preis wegen den notwendigen Längen und Durchmessern praktisch überhaupt nicht in Frage. Dies ist der Grund, warum bisher keine echten Absorptions-Deep-Freezers bzw. Tiefkühltruhen gebaut werden konnten! Offenbar muß ein völlig neuer Weg gesucht werden.

Es sollen (Fig.2) 150gr NH3 bei —23° verdampft werden. Das läßt sich nun zum Beispiel auch durch Multiplikation von Einzelaggregaten anderer Η/Δρ bewerkstelligen, zum Beispiel durch
55

2 χ 75 g mit HlΔρ = 1 und kFcwA = 16

4 χ 37,5 g mit HlΔρ = 03 und JtF =8

16 χ 9,4 g mit HlΔρ = 0,125 und kF =2

Dieser letztere Fall ist in Punkt F'der Diagramme F i g. 2 und 3 eingezeichnet Das Einzelaggregat entspricht nun dem Kühlschrank-Aggregat, ist also leicht herstellbar. Der Preis einer solchen Apparatur bestehend aus 16 Einzel-Kühlschrank-Aggregaten, würde allerdings ins Prohibitive steigen. Dieser Weg ist kaum begehbar.

Es ist aber keineswegs nötig, alle Teile des Aggregates zu multiplizieren. Was Not tut, ist lediglich, im Gaswärmetauscher Ordnung zu schaffen. Dies wird ermöglicht durch eine Konstruktion, wie sie beispielsweise die erläuterte F i g. 4 zeigt

Eine weitere Möglichkeit der Ausführung eines Wärmetauschers ist in F ί g. 6 ersichtlich. Dieser Wärmetauscher 35 umfaßt drei Doppelrohre 37,38 und 39. Diese Doppelrohre sind an ein Sammelrohr 41 angeschlossen, in welches das aus dem Absorber strömende an NH3 arme Gas gelangt Von diesem Sammelrohr 41 werden die

drei inneren Rohre der Doppelrohre 37,38 und 35 in der in F i g. 6 ersichtlichen Weise beaufschlagt. Die Enden dieser inneren Rohre münden in die oben abgeschlossenen Außenrohre der Doppelrohre, so daß das aufsteigende, aus dem Absorber anfallende an Kältemittel arme Gas umgelenkt wird und in Richtung der Pfeile im Außenrohr abwärts strömend in das Sammelrohr 43 gelangt. Im ersten Doppelrohr 37 mündet ein NHj-Zufuhrstutzen 45 aus dem Verflüssiger (nicht dargestellt) in den oberen Umkehrraum eines Doppelrohres, so daß das durch das mittlere Rohr aufsteigende arme Gas einen Teil des ankommenden Kältemittels verdampft, sich daher abkühlt und, bedingt durch sein größer gewordenes, spezifisches Gewicht, im Außenrohr im Sinne der Pfeile absinkt. Die in diesem ersten Doppelrohr 37 nicht verdampfte NH3-Menge gelangt über ein NK3-Verbindungsrohr 47 zum nächsten Doppelrohr 38, wo sich der gleiche Vorgang wiederholt. Aus dem oberen Teil des Doppelrohres 38 führt ein weiteres NhU-Verbindungsrohr 48 zum dritten Doppelrohr 39, in dessen äußerem Teil der Rest der N ^-Flüssigkeit verdampft. Es ist selbstredend, daß das ganze System mengenmäßig so aufeinander abgestimmt ist, daß der geschilderte Vorgang in dieser Weise ablaufen kann.

F i g. 7 zeigt eine der F i g. 6 ähnliche Konstruktion, in welcher jedoch die Verteilung der aus dem Verflüssiger 2 ankommenden NH3-Flüssigkeit möglichst gleichmäßig auf die drei Doppelrohre 37, 38 und 39 mit Hilfe der Zufuhrstutzen 45,51 und 52 bewerkstelligt wird. Es kann dr>.nn auf die Verbindungsrohre 47 und 48 verzichtet ι ■ werden, und die Kälteleistung verteilt sich stets regelmäßig auf die drei Doppelrohre.

Einen Ausschnitt einer weiteren Ausführung eines Wärmetauschers zeigen die F i g. 8 und 9, in welcher eine Außenwand 54 mit einem Zufuhrstutzen 55 für NH3 aus dem Verflüssiger 2 ersichtlich ist, ebenso eine Innenwand 56 sowie eine Trennwand 57, in welcher am oberen Ende je eines Innenkanals 60 und eines Außenkanals 62

cmc v/ifiiüfig 59 VöigcSchcfi ist. 2ö

Wie aus F1 g. 9 hervorgeht, handelt es sich bei der Außenwand 54 um eine ebene Wand, auf welcher mittels Schweißung ein Trennwand-Wellblech 65 sowie ein Außenwand-Wellblech 66 befestigt sind, derart, daß sich der Innenkanal 60 und der Außenkanal 62 bilden. Die öffnungen 59 sind ebenfalls ersichtlich.

Fig. 10 zeigt eine schematische Darstellung des Kreislaufes eines Absorptions-Kälte-Aggregats für ausschließliche Tiefkühlverdampfung mit einem im Schnitt dargestellten Ausschnitt aus einem Tiefkühlschrank. Das Absorptions-Kälte-Aggregat ist mit einem Wärmetauscher ausgerüstet, welcher grundsätzlich der Konstruktion gemäß den F i g. 9 und 8 entspricht. Es geht daraus hervor, daß diese Wärmetauscherkonstruktion nicht nur den vorstehend ermittelten Bedingungen entspricht, sondern auch eine wirtschaftlich tragbare Herstellung erlaubt, wobei dieser Wärmetauscher sind auch formmäßig ausgezeichnet eignet, in einen Tiefkühlschrank 63, von welchem in F i g. 10 die Rückwand 64 und das Oberteil sowie die Türe 65 im Schnitt ersichtlich sind, eingebaut zu werden. Der Wärmetauscher bilde; einen Teil der Rückwand und des Oberteils.

Hierzu 7 Blatt Zeichnungen

Claims

Patentansprüche:

I. Absorptions-Kälte-Aggregat, das mit einem Hilfsgas, insbesondere H₂, einem Kältemittel, insbesondere NH* und einem Verdampfungsteil sowie einem Wärmetauschteil für einen Kühlraum des Aggregats arbei-

tet, wobei ein Hilfsgaskreislauf durch das Verdampfungsteil und das Wärmetauschteil geführt wird und im oberen Bereich des Verdampfungsteils das Kältemittel als Kälte- und Antriebsmittel zugeführt wird, d a durch gekennzeichnet, daß der Hilfsgaskreislauf innerhalb des als Baueinheit ausgeführten Verdampfungs- und Wärmetauschteils (4, 5) in mehrere, nebeneinander angeordnete, voneinander getrennte Einzelkreisläufe aufgeteilt ist, wobei jeder Einzelkreislauf zu einem zugehörigen, aus Aufstiegs- urd Ab-

Stiegskanal gebildeten Kanalpaar (A 1— Λ 2, 22, 37, 38, 39, 60, 62) derart geführt wird, daß er in dem Aufstiegskanal auf- und in dem mit dem Aufstiegskanal im oberen Endbereich verbundenen Abstiegskanal absteigt, und daß den oberen Endbereichen mehrerer Kanalpaare das Kältemittel zugeführt wird und die unteren Enden aller Abstiegskanäle in einem gemeinsamen Sammelrohr (43) für die Vereinigung der in den einzelnen Abstiegskanälen absteigenden Ströme des mit Kältemittel angereicherten Hilfsgases münden.
2. Absorptions-Kälte-Aggregat nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß jeder Einzeikreislauf im oberen Endbereich um etwa 180° umgelenkt verläuft
3. Absorptions-Kälte-Aggregat nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß das Antriebsmittel den Einzelkreisläufen zu gleichen Teilen zugeführt wird.
4. Absorptions-Kälte-Aggregat nach einsm der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß die einzelnes Hilfsgaskreisläufe voneinander hilfsgasdicht abgetrennt sind.
5. Absorptions-Kälte-Aggregat nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß die Verdampfungsteile der Baueinheit bezüglich der Zufuhr des Kältmittels hintereinandergeschaltet sind
6. Absorptions-Kälte-Aggregat nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß die Verdampfungsteile der Baueinheit bezüglich der Zuführung des Kältemittels parallel geschaltet sind (F i g. 7).
7. Absorptions-Kälte-Aggregat nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet daß die Verdampfungsteile mittels einer mit Kältemittel getränkten Kapillarschicht (32) untereinander verbunden sind.
8. Absorpiions-Kälte-Aggregat nach einem der Ansprüche 1 bis 4 und 7, dadurch gekennzeichnet, daß die Kanalpaare (Ai,A2,Bi,B2,Ci,C2) radial nebeneinander angeordnet sind (F i g. 5).
9. Absc-ptions-Kälte-Aggregat nach einem der Ansprüche 1 bis 4 sowie 7 und 8, dadurch gekennzeichnet, daß die Kanäle (60,62) wellblechartig durch gebogene Bleche (65,66) begrenzt sind.
10. Absorptions-Kälte-Aggregat nach einem der Ansprüche 1 bis 9, dadurch gekennzeichnet, daß der Aufstiegs- und der Abstiegskanal eines Kreislaufes im oberen Endbereich des Verdampfungsteils durch eine öffnung (23) miteinander ve· junden sind.

II. Absorptions-Kälte-Aggregat nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Aufstiegs- und Abstiegskanäle durch ineinandergesteckte Rohre gebildet sind, wobei im Bereich des Verdampfungsteils das innere Rohr jeweils kürzer ausgeführt ist

Die Erfindung bezieht sich auf ein Absorptions-Kälte-Aggregat gemäß Oberbegriff des Anspruchs 1.
Das Absorptions-System mit Hilfsgas eignet sich bekanntlich sehr gut für Zwei-Temperatur-Kühlschränke, da die Kälteleistung bei gleitender Temperatur erzeugt wird. Mit verhältnismäßig wenig zirkulierendem Hilfgas kann dem Kältebedarf bei sehr tiefen und bei mittleren Temperaturen leicht entsprochen werden.

Schwierig wird das Problem jedoch, wenn die gesamte Kälteleistung bei einer einzigen, sehr tiefen Temperatur benötigt wird, wie dies zum Beispiel bei Tiefkühltruhen verlangt wird. Die notwendige Wasserstoffzirkulation erhöht sich dann ganz gewaltig, wobei gleichzeitig der zur Verfügung stehende Antrieb für das Hilfsgas auf so Bruchteile des bisherigen Wertes abfällt Dadurch ergeben sich beim Wärmeaustausch zwischen auf- und absteigendem Hilfsgas bei traditioneller Bauart nahezu unlösbare Probleme.

In der DE-PS 7 25 580 ist ein Absorptions-Kälte-Aggregat der eingangs genannten Art beschrieben, bei der der Hilfsgasstrom hinter der Gasfördereinrichtung gleichmäßig aufgeteilt wird. Die Gasströme durchfließen die Wärmetauschteile, Absorber und Verdampfungsteile in getrennter Parallelführung. Die Aufteilung des Hilfsgas-Stroms dient zur Erzeugung verschiedener Verdampfertemperaturen bei entsprechend unterschiedlichen Kältemittel-Partialdrücken. Dies führt zu völlig unterschiedlichen Bedingungen der Teilgasströme bei der Absorption, so daß auch dabei die Trennung der Teilgasströme aufrechterhalten werden muß und entsprechend viele Absorber vorgesehen werden müssen.

Bei einem aus der DE-AN E 57 231a/17a bekannten Wärmetauscher ist zur Intensivierung des Wärmetauschs zwischen den warmen und den kalten Hilfsgasen vorgesehen, die Hilfsgase im Gegenstrom aneinander vorbeizuführen. Zu diesem Zweck sind mehrere ineinander angeordnete Röhren vorgesehen.

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, bei einem Absorptions-Kälte-Aggregat der eingangs genannten Art den Wärmeübergang zu optimieren. Diese Aufgabe ist erfindungsgemäß durch die Merkmale im Kennzeichen des Anspruchs 1 gelöst. Vorteilhafte Weiterbildungen dieses Absorptions-Kälte-Aggregats sind in den Unteransprüchen angegeben.

Das erfindungsgemäße Absorptions-Kälte-Aggregat zeichnet sich dadurch aus. daß der Hilfsgaskreislauf im Verdampfungs- und Wärmetauschteil in zwei oder mehr Kreisläufe aufgeteilt ist und gestattet eine Optimierung der Strömungsverhältnisse im Verdampfer- und Wärmetauschteil durch eine gleichmäßige Beaufschlagung mit