DE4408087C2 - Verfahren zum Betrieb einer Wärmeaustauscheranlage, für rekuperativen Wärmeaustausch - Google Patents

Description

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Betrieb einer Wärmeaustauscheranlage für rekuperativen Wärmeaustausch nach dem Oberbegriff des Patentanspruchs 1.

Bei Wärmeübertragungen zwischen flüssigen und gasförmigen Medien im Gegenstromprinzip mit rekuperativen Wärmeaus­ tauschern, bei denen aus dem gasförmigen Medium, z. B. Gasgemisch aus Luft und Wasserdampf oder nur Dampf, durch Abkühlen Flüssigkeit auskondensiert, ändert sich mit dem Kondensationsbeginn (9) der Wärmekapazitätenstrom W_G des Gasstromes. Dies ist darauf zurückzuführen, daß durch das Auskondensieren Kondensationswärme frei wird. Bei gleicher Temperatur wird dann eine größere Wärmemenge übertragen.

Der Wärmekapazitätenstrom ist allgemein (VDI-Wärmeatlas, 4. Auflage, 1984, CA2) definiert als W = (m _* c_p) und kann aus den Bestimmungsgleichungen für den Wärmestrom bei rein sensibler Kühlung ermittelt werden mit:

Q_sens = c_{p,G *} m_{G *} dt_G → Q_sens = W_{G *} dt_G → W_G = Q_sens / dt_G

Bei Wärmeaustausch mit Kondensation wird meist die folgende Bestimmungsgleichung angewendet:

Q_kond = dh_{kond *} m_G / 3600 mit dh_kond = h_G,ein - h_G,aus

und mit h_G = (c_{p,G *} t_G) + x_{G *} (r_o + (c_{p,D *} t_G))

Der Wärmekapazitätenstrom kann dann bestimmt werden durch:

W_G,kond = (dh_{kond *} m_G) / (3600 _* dt_entf) mit dt_entf = t_G,ein - t_G,aus

Die Bestimmungsgleichung für den Kondensationsfall kann auch auf die sensible Kühlung übertragen werden:

W_G,sens = (dh_{G,sens *} m_G) / (3600 _* dt_sens) mit dt_sens = t_G,ein - t_G,aus

In einem Temperatur-Enthalpiedifferenz-Diagramm (Fig. 4) geben diese Werte die Steigung der Temperaturverläufe an. Beim Übergang (9) in die Kondensationsphase ändert sich der Wärmekapazitätenstrom und damit auch der Temperaturverlauf. Ebenso läßt sich der Temperaturverlauf des am Wärmeaustausch teilnehmenden flüssigen Mediums darstellen und eintragen. Je nach Größe des Massenstromes verläuft die Temperaturänderung des flüssigen Mediums flacher oder steiler. Da es bei flüssigen Medien nicht zu einer Kondensation kommen kann, wird je nach Temperaturabhängigkeit der spezifischen Wärmekapazität der Temperaturverlauf mehr oder weniger die Form einer Geraden haben; durch die Temperaturabhängigkeit der spezifischen Wärmekapazität entsteht eine leichte, jedoch vernachlässigbare Krümmung.

Einen Knick im Temperaturverlauf kann bei der Erstarrung auftreten, was jedoch faktisch das Ende des Wärmeaustauscher­ betriebes darstellt und deshalb für die Betrachtung unrelevant ist.

Fig. 4 zeigt den Temperaturverlauf eines Luftstromes mit auskondensierender Luftfeuchtigkeit. Geraden, die innerhalb der schraffierten Flächen (10, 11) liegen, können in den bisherigen Wärmeaustauschverfahren vom flüssigen Medium als Temperaturverläufe angenommen werden, um parallel an dem einen oder anderen Temperaturverlauf des gasförmigen Mediums oder als Kompromiß dazwischen zu liegen.

Darüberhinaus kann der flüssige Medienstrom (13) derart gewählt werden, daß seine Austrittstemperatur an die Lufteintrittstemperatur (19) angenähert wird oder daß die Austrittstemperatur (16) der Luft an die Eintrittstemperatur des flüssigen Mediums (12) angenähert wird.

Die Temperaturverläufe können je nach Verhältnis der Wärmekapazitätenströme, Wärmedurchgangszahlen und Austausch­ fläche stark aneinander angenähert werden, jedoch kann es niemals zu einer Überschneidung der Temperaturverläufe der teilnehmenden Medien kommen.

Eine beiderseitige starke Angleichung der Aus- an die Eintrittstemperatur des jeweils entgegenströmenden Mediums wie es bei sensibler Wärmeübertragung möglich und üblich ist, kann dadurch nicht mehr erfolgen. Im Kondensationsfall wird der Temperaturaustauschgrad gemindert, mit dem bekannten Nachteil, daß das flüssige Medium keine hohe Austrittstem­ peratur (zwischen 17 und 18) erreicht oder eine zu niedrige Eintrittstemperatur (zwischen 14 und 15) hat.

Werden Wärmeaustauscher zur thermischen Luftbehandlung in Lüftungs- und Klimaanlagen eingesetzt, kann es in zwei Fällen zu einer Änderung des Wärmekapazitätenstromes des gasförmigen Mediums, meist als Gemisch aus Luft und Wasserdampf, innerhalb des Wärmeaustauschers kommen: im Sommer tritt dies bei der Außenluftentfeuchtung und im Winter beim Kondensatausfall durch entsprechende Auskühlung der Fortluft auf.

Wird bei der Außenluftentfeuchtung im Sommer ein großer Massenstrom und damit ein hoher Wärmekapazitätenstrom des flüssigen Mediums eingesetzt, muß seine Eintrittstemperatur (15) nur geringfügig unter der der gewünschten Luftaustritts­ temperatur (16) liegen. Entsprechend liegt die Arbeits­ temperatur (Verdampfertemperatur) der Kälteanlage höher und damit energetisch günstiger. Die Austrittstemperatur (17) des flüssigen Medienstromes liegt allerdings weit unter der Temperatur (19) des Gaseintritts (32).

Bei Einsatz eines geringen Wärmekapazitätenstromes des flüssigen Mediums muß seine Eintrittstemperatur (14) viel niedriger liegen als die Temperatur (16) am Gasaustritt (33). Entsprechend liegt die Arbeitstemperatur der Kälteanlage tiefer und damit energetisch ungünstiger. Dafür erreicht seine Austrittstemperatur (18) fast die der Temperatur am Gaseintritt (32).

Erfolgt die Entfeuchtungskühlung über den Wärmeaustauscher eines Kreislaufverbund-Systems zur Wärmerückgewinnung (Fig. 1), kann diese hohe Temperatur (18) mittels indirekt adiabatischer Befeuchtungskühlung (20) rückgekühlt werden. Dies stellt eine effiziente Vorkühlung der Außenluft (21) dar und mindert die Kälteanlagenleistung erheblich. Bei der Variante mit hohem Massenstrom gelingt dies aufgrund fehlender Temperaturdifferenz (zwischen 17 und 19) nicht und trotz besseren Kälteanlagenbetriebs wird insgesamt eine höhere Kälteanlagenleistung notwendig.

Bei den bisherigen kreislaufverbundenen Wärmerückgewinnungs­ systemen konnte in den Vorlauf zum Fortluftwärmeaustauscher Abfallwärme, z. B. von einer Kälteanlage, eingespeist werden, die dann mit der Fortluft abtransportiert wurde (Fig. 1, 5c). Der Vorteil liegt in der ohnehin transportierten Luft zu Lüftungszwecken. Allerdings verschlechtert dies den Kühlprozeß der indirekt adiabatischen Kühlung durch die zu hohe Eintrittstemperatur des flüssigen Mediums (Fig. 5 und 6, 28). Bei einem größeren flüssigen Massenstrom würde die aufgeschaltete Abfallwärme eine geringere Temperaturerhöhung induzieren, da aber durch den erhöhten Massenstrom eine Verschiebung des Wärmekapazitätenstromverhältnisses gegeben ist, würde das flüssige Medium nicht mehr ausreichend gekühlt (29, 39), um im Außenluftwärmeaustauscher einen Kühleffekt zu erzielen. Um die Funktion der Wärmeabfuhr und der indirekt adiabatischen Kühlung gleichzeitig zu gewährleisten, müßte auf der Luftaustrittsseite (27) mit einem hohen Massenstrom und auf der Lufteintrittseite (30) mit einem niedrigen Massenstrom des flüssigen Mediums betrieben werden, so daß zwei unabhängige Flüssigkeitskreisläufe innerhalb des Wärme­ austauschers existieren.

Im Winterbetrieb besteht für kreislaufverbundene Wärmerück­ gewinnungssysteme mit hohem Temperaturaustauschgrad die Gefahr der Kondensatvereisung im Fortluftwärmeaustauscher (22). Durch die Kondensatvereisung wird der Lüftungsbetrieb stark eingeschränkt oder sogar unmöglich.

Aufgrund einer zu kalten Eintrittstemperatur der Flüssigkeit liegt der Vereisungspunkt auf der Gasseite des Wärmeaus­ tauschers, so daß das anfallende Kondensat gefrieren kann. Um dies abzuwenden, müßte die Flüssigkeitstemperatur erhöht werden. Dies wurde bisher durch Mischen (23) mit dem durch die warme Abluft (24) erwärmten Kreislaufwasser (25) erreicht, wodurch allerdings zur optimalen Wärmerückgewinnung im Außenluftwärmeaustauscher (26) dann der notwendige Massenstrom fehlt.

Eine andere Möglichkeit sieht vor, den Fortluftstrom (27) nicht stark auszukühlen, wodurch der Vereisungspunkt auf der frostgeschützten Flüssigkeitsseite des Wärmeaustauschers liegen würde. In beiden Fällen sinkt entsprechend die Wärmerückgewinnungsleistung, welche dann mit herkömmlicher Heiztechnik bereitzustellen und zu gewährleisten ist.

Die Qualität der Wärmeübertragung wird in jedem Falle durch die Temperaturdifferenzen der teilnehmenden Medien jeweils am Eintritt und am Austritt bestimmt; je geringer die Temperaturdifferenzen, desto höher die Übertragungsqualität. Da sich die Temperaturverläufe der teilnehmenden Medien nicht überschneiden können, wird an der Stelle der Änderung des Wärmekapazitätenstroms (9) des gasförmigen Mediums eine physikalische Grenze gesetzt.

Ein weitere Annäherung ist nur durch das Parallellegen des Temperaturverlaufs des flüssigen Mediums an dem des gasförmigen Mediums möglich. Idealerweise müßte der Temperaturverlauf des flüssigen Mediums dem Verlauf des Linienzuges 15-8-18 entsprechen.

Damit werden die Temperaturänderungen der teilnehmenden Medien gleich, ebenso werden die Temperaturdifferenzen beidseitig gleich und gering.

Um parallele Temperaturverläufe zu erhalten, müssen auch die Wärmekapazitätenströme in den einzelnen Abschnitten gleich sein, denn:

Q_F = m_{F *} c_{p,F *} dt_F = Q_G = m_{G *} c_{p,G *} dt_G

mit dt_F = dt_G → m_{F *} c_p,F = m_{G *} c_p,G also W_F = W_G

Dann beträgt das Verhältnis der Wärmekapazitätenströme τ = 1. Das Wärmekapazitätenstromverhältnis wird auch Wasserwertver­ hältnis bezeichnet (Herbert Jüttemann, Wärmerückgewinnung in lüftungstechnischen Anlagen, Verlag C.F.Müller, Ausg. 1997, S. 62 ff.) Für den Fall der Kühlung bis unter den Kondensationspunkt, im Sommer- wie im Winterfall, müssen zwei verschiedene Wärmekapazitätenströme des flüssigen Mediums bereitgestellt werden.

Dies ist mit den bisherigen Austauschverfahren nicht möglich, es werden bisher immer zwei Wärmeaustauscher in Reihe benötigt. Dies verursacht jeweils am Luftein- und -austritt Strömungsdruckverluste, die mit hohem Ventilatorstrom auszu­ gleichen sind und die Effizienz der Wärmeübertragung mindern.

Die bisherigen Wärmeaustauscher weisen hier keine Möglichkeit auf, den Wärmekapazitätenstrom des flüssigen Mediums innerhalb des Wärmeaustauschers zu verändern oder mehrere unabhängige Flüssigkeitskreisläufe mit separater Ein- und Ausspeisung zu betreiben. Bei den bisher bekannten rekuperativen Wärmeaustauschern im Gegenstromprinzip wie z. B. in der EP 0177751 A2 aufgezeigt, traten diese Probleme auf, was zu einer eingeschränkten Funktion führte.

Aufgabe der Erfindung ist es, ein Verfahren zu entwickeln, mit dem es möglich ist, den Massenstrom des flüssigen Mediums und damit seinen Wärmekapazitätenstrom innerhalb des Wärmeaustauschers zu verändern.

Damit soll der Temperaturverlauf des flüssigen Medienstromes derart an den des gasförmigen Medienstromes angepaßt werden können, daß es zu einer maximalen Angleichung bzw. Annäherung der Temperaturen kommt, daß heißt, daß es zum Austausch der Temperaturpotentiale kommt.

Die Aufgabe wird erfindungsgemäß durch die im Patentanspruch 1 vorgeschlagenen Maßnahmen gelöst.

Vorteilhafte Weiterbildungen des erfindungsgemäßen Verfahrens sind in den Unteransprüchen enthalten.

Die Erfindung wird nachfolgend anhand der Fig. 1-6 näher erläutert:

Werden an einem Wärmeaustauscher zur rekuperativen Wärmeüber­ tragung zwischen flüssigen und gasförmigen Medien im Gegen­ stromprinzip zusätzliche Sammler (1) oder Verteiler (2) oder beides angebracht, so ergeben sich Entnahme- und Einspeise­ stellen. Dadurch kann der Massenstrom bzw. der Wärmekapazitä­ tenstrom des flüssigen Mediums verändert werden.

Durch Rückführung des entnommenen Massenstroms in den Vorlauf (3) zum Wärmeaustauscher kann ein eigener unabhängiger Kreislauf gebildet werden. Dabei kann der Massenstrom der Flüssigkeit derart hoch gewählt werden, daß der Wärmekapazi­ tätenstrom dem des kondensierenden gasförmigen Mediums entspricht. Der weiterströmende Massenstrom kann dann so gewählt werden, daß sein Wärmekapazitätenstrom dem des sensibel abkühlenden Gasstromes entspricht. Dadurch liegen die Temperaturverläufe des gasförmigen und des flüssigen Mediums parallel gemäß dem Linienzug 15-8-18 in den einzelnen Abschnitten des Wärmeaustauschvorganges und die Temperaturen nähern sich weitgehend aneinander an.

Für den Sommerfall, in dem die Außenluft zu entfeuchten ist, kommt es ab einem gewissen Punkt auf der Raektionslänge des Wärmeaustauschers zur Kondensation der Luftfeuchte. Ab dem Kondensationsbeginn (9) ändert sich der Wärmekapazitätenstrom der Luft. Soll der Temperaturverlauf der Kühlflüssigkeit annähernd parallel dem der Luft entsprechen, muß der Massenstrom des flüssigen Mediums bis zum Kondensationsbeginn hoch und ab Kondensationspunkt reduziert sein.

Da durch das Auskondensieren der Luftfeuchte eine erhöhte Wärmemenge im Vergleich zur sensiblen Kühlung abzuführen ist und auch der Temperaturverlauf flacher ist, muß ein hoher Massenstrom eingesetzt werden, um einen parallelen Tempera­ turverlauf zu erhalten.

Würde der volle Massenstrom den Wärmeaustauscher durch­ strömen, wäre die Flüssigkeitsaustrittstemperatur (17) zu gering um im Falle einer indirekt adiabatischen Kühlung Wärme aus der Außenluft (21) an die Fortluft (27) zu übertragen.

Wird ab dem Kondensationspunkt (9) ein Teil des Flüssigkeit­ stromes ausgekoppelt (1), so daß dadurch das Verhältnis der Wärmekapazitätenströme wieder dem Wert 1 angeglichen wird, nähert sich die Temperatur des flüssigen Mediums je nach Austauschgrad an die Außenlufttemperatur an. Dann kann in einem Kreisläufverbund-System (Fig. 1) im Fortluftwärmeaus­ tauscher (22) die zuvor durch die adiabatische Befeuchtung (20) erkaltete Fortluft (30) aufgrund der höheren Tempera­ turdifferenz stärker erwärmt werden. Damit wird ein Teil der Außenluftwärme über die Fortluft wieder abgeführt, was mit einer Außenluftvorkühlung gleichzusetzen ist.

Der angepaßte Wärmekapazitätenstrom der Flüssigkeit führt dann zu einer gleichen Temperaturänderung beider Medien­ ströme; wie die Fortluft sich erwärmt, so kühlt sich die Flüssigkeit entsprechend dem Temperatur-Austauschgrad des Wärmeaustauschers bis fast auf die Temperatur der durch adaiabatische Befeuchtung gekühlten Fortluft ab.

Wäre der Wärmekapazitätenstrom der Flüssigkeit im ganzen Wärmeaustauscher genau so groß wie im Entfeuchtungsteil, würde zwischen der adiabatisch gekühlten Fortluft und der Flüssigkeitstemperatur keine oder nur eine geringe Tempera­ turdifferenz aufgebaut werden. Dies hat zur Folge, daß die Fortluft nur bis maximal der Flüssigkeitstemperatur erwärmt werden könnte, zwar bis fast an diese Temperatur, aber keine große Temperaturdifferenz, wodurch ein geringer Wärmestrom durch die Fortluft abgeführt wird und dadurch der Flüssigkeitsstrom nur gering gekühlt wird. Damit kann der Kühleffekt der indirekt adiabatischen Kühlung nicht optimal ausgeschöpft werden.

Da der Fortluftstrom ohnehin anfällt, kann dieser gleichzeitig zum Abführen von nicht nutzbarer Wärme (5c), z. B. zur Kältemaschinenrückkühlung, im Sommer genutzt werden.

Um die seitens der Kältemaschinen bestehende geringe Temperaturdifferenz der Rückkühlung einzuhalten, müßte ein hoher Massenstrom im Vorlauf zum Fortluftwärmeaustauscher (22) gefahren werden. Dadurch weicht das Wärmekapazitäten­ stromverhältnis von 1 ab und die Austrittstemperatur (29) des flüssigen Mediums würde zur Kühlung der Außenluft zu hoch liegen. Selbiges tritt auch auf, wenn eine zu hohe Eintrittstemperatur des Flüssigkeitsstromes zugelassen werden würde.

Durch Auskoppeln (1) eines Teilstromes (Fig. 5) mit der Austrittstemperatur (39) oder Auskoppeln der gesamten Flüssigkeitsmenge und Einspeisung (Fig. 6; 2), des von der Außenluft (21) kommenden Flüssigkeitstromes (34) mit der Eintrittstemperatur (40), kann die Temperatur (35, 37) des zur Außenluft strömenden Flüssigkeitstromes (25) entsprechend der kalten Lufteintrittstemperatur (36) im Fortluftwärmeaus­ tauscher angenähert werden.

Diese Mehrfachnutzung des Fortluftwärmeaustauschers und des Fortluftstromes verringern die Investitions- und Betriebs­ kosten.

Für den Winterfall, daß aus der Fortluft Luftfeuchte auskon­ densiert und bei hohen Austauschgraden die Gefahr der Kondensatvereisung besteht, kann durch Erhöhen der Flüssig­ keitsmenge im Kondensationsbereich des Wärmeaustauschers und Auskoppelung (1) und Rückführung der zusätzlichen Flüssig­ keitsmenge in den Vorlauf (3) des Wärmeaustauschers eine mögliche Vereisung verhindert werden.

Als zusätzliche Flüssigkeitsmenge ist diejenige Menge zu betrachten, die über der Menge liegt, die sich bei einem Verhältnis der Wärmekapazitätenströme von 1 bei sensiblen Wärmeaustausch ergeben würde.

Die noch im Wärmeaustauscher strömende Flüssigkeitsmenge nimmt dann im Wasserwertverhältnis = 1 die Wärme der Fortluft auf und seine Temperatur gleicht sich stark an die der einströmenden Fortluft (30) an. Die dann im Außenluftwärme­ austauscher (26) zu erwärmende Zuluft (38) hat dann eine höhere Temperaturdifferenz zur Verfügung und gelangt auf eine höhere Temperatur.

Bei entsprechender Mischung der kälteren Flüssigkeit (31), kommend vom Außenluftwärmeaustauscher (26) mit der ausge­ koppelten, wärmeren Flüssigkeitsmenge (32) wird der Fortluft­ wärmeaustauscher (22) mit einer Temperatur auf der Flüssig­ seite angeströmt, daß aufgrund des Wärmedurchgangs keine Vereisungsgefahr mehr besteht.

Für den Sommer- und Winterfall kann auch aus einem anderen Wärmeaustauschersystem ein flüssiger Mediemstrom (7) eingespeist werden. Diese Wärmeaustauschersysteme können andere Kühlkreisläufe sein, deren relativ hohe Temperatur zur Vorerwärmung der Außenluft eingesetzt wird. Aber auch Grund- und Oberflächenwasser zur Außenluftvorkühlung kann einge­ speist werden.

Da der Massenstrom des flüssigen Mediums für das Wasserwertverhältnis = 1 im Kondensationsfall sehr hoch ist und in den Wärmeaustauscherrohren u. U. eine zu hohe Geschwindigkeit erreicht wird, kann mittels eigenständiger Strömungswege (Fig. 2) oder vergrößertem Rohrquerschnitt (Fig. 3) die Strömungsgeschwindigkeit gemindert werden. Der flüssigseitige Druckverlust und damit der notwendige Pumpenstrom bleibt gering.

Bezugszeichenliste

Q Wärmemenge m Massenstrom
dt Temperaturdifferenz
W Wärmekapazitätenstrom
dh Enthalpiedifferenz
x Wasserdampfgehalt der Luft
r_o Verdampfungsenthalpie für Wasser
sens sensibel
p spez. Wärmekapazität bezüglich konstantem Druck
G Gas bzw. Luft
kond kondensierend, Kondensation
ein/aus bezüglich ein- und ausströmender Medien
D Dampf
entf bezüglich Entfeuchtung

Claims (6)

1. Verfahren zum Betrieb einer Wärmeaustauscheranlage für rekuperativen Wärmeaustausch zwischen einem flüssigen und einem teilweise kondensierenden, gasförmigen Medium im Gegenstromprinzip, dadurch gekennzeichnet, daß an einer durch Berechnung oder Messung festgelegten Stelle innerhalb der Reaktionslänge des Wärmeaustauschers mindestens ein Teilstrom des flüssigen Medienstromes derart ausgekoppelt und/oder eingespeist wird, daß die Wärmekapazitätenstromverhältnisse τ beeinflußt werden können.

2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die Wärmekapazitätenstromverhältnisse vorzugsweise auf τ = 1 eingestellt werden.

3. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der ausgekoppelte flüssige Medienstrom (1) wieder in den Vorlauf (3) des Wärmeaustauschers eingespeist wird.

4. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß der erhöhte flüssige Massenstrom gemäß dem vorgegebenen Wärmekapazitätenstromverhältnis im Vorlauf (3) des Wärme­ austauschers thermodynamisch (5a, 5b, 5c) behandelt wird.

5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß der eingespeiste flüssige Medienstrom (2) aus demselben Wärmeaustauschersystem (6) oder aber aus einem anderen Wärmeaustauschersystem (7) entstammt.

6. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß im Reaktionsteil des Wärmeaustauschers mit dem erhöhten Flüssigkeitsstrom die Strömungsgeschwindig­ keit desselben mittels zusätzlicher, eigenständiger Strömungswege oder vergrößertem Rohrquerschnitt an den flüssigen Medienstrom angepaßt ist.