DBU-Abschlussbericht-AZ-29268_02.

Optimierung einer Kolbendampfmaschine mit
interner Flashverdampfung
AZ 29268/2-21/0
Abschlussbericht
Deutsche Bundesstiftung Umwelt
An der Bornau 2
49090 Osnabrück
Projektlaufzeit: 24 Monate vom 1.7.11 bis 30.6.13
(Verlängerung: 1.7.2013 bis 31.5.14)
Projektgesamtkosten: 358.785 € Kostenplanung
(Verlängerung: 102.989 € Kostenplanung)
Beantragter Fördermittelanteil: 55%
von
Dr.-Ing. Michael Löffler
August 2014
Europäisches Institut für Energieforschung (EIFER.org)
06/02
Projektkennblatt
der
Deutschen Bundesstiftung Umwelt
Az: 29268 /01 /02, Referat 21/0, Fördersumme: 197.263,00 €
Antragstitel
Umsetzung einer Kolbendampfmaschine mit interner Flashverdampfung
Stichworte
Dreiecksprozeß, Wärmekraftmaschine, ORC, Kalina, Geothermie, Abwärme,
Solarthermie, Energiespeicher
Laufzeit
2 Jahre
Zwischenberichte
Bewilligungsempfäng
er
Projektbeginn
01.07.2011
Projektende
31.5.2013
Projektphase(n)
Universität Fridericiana Karlsruhe (T.H.)
Tel
Europäisches Institut für Energieforschung
Fax
0721 6105 1332
Projektleitung
Dr.-Ing. Michael Löffler
Bearbeiter
Dipl.-Ing Johannes Ruf
Emmy-Noether Str. 11
76131 Karlsruhe
0721 6105 1427
Kooperationspartner
Institut für Kolbenmaschinen (KIT), Rintheimer Querallee 2, 76131 Karlsruhe
MOT Forschungs- und Entwicklungsgesellschaft für Motorentechnik, Optik,
Thermodynamik mbH, Rintheimer Querallee 2, 76131 Karlsruhe
Zielsetzung und Anlass des Vorhabens
Weiterentwicklung einer Kolbendampfmaschine, die einen neuartigen, hocheffizienten thermodynamischen
Kreisprozess verwirklicht. Dreiecksprozeße erlauben theoretisch eine um ca. 50% verbesserte Nutzung
von Niedertemperaturwärme im Vergleich zu den gängigen Prozessen wie Clausius-Rankine-Cycle,
Organic-Rankine-Cycle oder Kalina-Prozess.
Darstellung der Arbeitsschritte und der angewandten Methoden
Für den Aufbau der Testmaschine wurden folgende Arbeitsschritte ausgeführt:
1. Entwicklung von geeigneten Aktuatoren und deren Ansteuerung zur schnellen Bewegung der
Einlass- und Auslassventile
2. Entwicklung von geeigneten Einlass- und Auslassventilen (Geschwindigkeit, erforderlicher
Querschnitt, Dichtheit)
3. Aufbau eines neuen isothermen beheizten Zylinderkopfes mit Zyklonen, Einlass- und
Auslassventilen
4. Aufbau und Inbetriebnahme eines Drehzahlstellers für den Motor/Generator
5. Erfolgreicher Aufbau eines Teststandes und Durchführung von Abscheideversuchen an einem
Zyklon mit Flashentspannung
6. Ersatz der Zylinder-Stahllaufbuchse durch eine Edelstahllaufbuchse. Umkonstruktion der
2
Kolbendichtungen und des Kolbens (dämmende Kolbenplatte).  dichter Kolben.
Ergebnisse und Diskussion
Die Ergebnisse der Abscheideversuche am Zyklon mit Flashentspannung waren weitaus besser als
gefordert (gemessen: 99,85%, gefordert: >98%). Dieses Ergebnis weist auf eine wahrscheinliche
Machbarkeit des Dreiecksprozesses hin. Die laufende Maschine und weitere Abscheideversuche sind
Ziele eines geplanten halbjährigen Folgeprojekts.
Öffentlichkeitsarbeit und Präsentation
Veröffentlichungen:
Michael Löffler, Johannes Ruf, Messung der Abscheidung im Flashzyklon. Poster auf dem Thermodynamik
Kolloquium, Hamburg Harburg, 2013.
M. Steffen, M. Löffler, K. Schaber: Efficiency of a new Triangle Cycle with flash evaporation in a piston
engine, Energy 57 (2013) 295-307, DOI: 10.1016/j.energy.2012.11.054.
M. Steffen, M. Löffler, K. Schaber: Simulation of the efficiency of a new triangle cycle with flash evaporation
th
in a piston engine, Vortrag, Thermodynamik-Kolloquium & 26 European Symposium on Applied
Thermodynamics (ESAT) Potsdam (2012)
Der Dreiecksprozeß: der Kreisprozess mit dem theoretisch höchsten Wirkungsgrad. Messestand bei der
Woche der Umwelt im Schloss Bellevue Berlin (2012)
Studienarbeiten und Diplomarbeiten:
Tim Bouc: Abscheideversuche in einem Zyklon mit Flashverdampfung, Diplomarbeit, EIFER (2013)
Nike Trudel: Kreislaufsimulation eines neuartigen Prozesses zur Nutzung von Niedertemperaturwärme
unter Berücksichtigung verschiedener Abwärmequellen, ITTK (2013)
Johannes Biernath: Entspannungsverdampfung in einem Zyklon - Implementierung verschiedener
Verdampfungsmodelle, Bachelorarbeit, ITTK (2012)
David Bidinger: Ausarbeitung und konstruktive Umsetzung unterschiedlicher Ventilkonzepte für einen
neuartigen Prozess, Bachelorarbeit, IFKM (2012)
Teresa Blochmann: Entspannungsverdampfung
Verdampfungsmodelle, Studienarbeit, ITTK (2012)
in
einem
Zyklon
-
Einfluss
verschiedener
Yannik Ille: Entspannungsverdampfung in einem Zyklon - Einfluß verschiedener Geometrien auf die
Phasentrennung, Studienarbeit, ITTK (2012)
Christopher Hort: Ein Ansatz zur Neukonstruktion eines speziell angepassten Zylinderkopfes für die
optimierte Umsetzung eines neuartigen thermodynamischen Prozesses, Diplomarbeit, IFKM (2011)
Pascal Bormann: CFD-Simulation der schnellen Abkühlung einer Flüssigkeit und deren Einfluss auf die
Wandtemperatur, Diplomarbeit, ITTK (2010)
Fazit
Die Funktion der Abscheidung im Flashzyklon als Hauptbestandteil des Prozesses konnte eindeutig
anhand von Simulationen und Abscheideversuchen nachgewiesen werden (Abscheidegrad mit 99,98 %
deutlich über 98 %). Ein zufrieden stellender Lauf der Maschine wurde nicht erreicht. Es wird
angenommen, daß das Ausschieben des Wassers noch nicht funktioniert. Hier können weitergehende
Arbeiten ansetzen. In Folgeprojekten sollten die bisherigen Erkenntnisse vertieft die konstruktiven
Lösungen verbessert und die neue Technologie für alle denkbaren (Ab-)Wärmemärkte verfügbar gemacht
werden.
3
Deutsche Bundesstiftung Umwelt
An der Bornau
Osnabrück
4
Tel 0541/9633-
Fax 0541/9633-
http://www.dbu.de
Inhaltsverzeichnis
Projektkennblatt ................................................................................................................... 2
1 Zusammenfassung und Ausblick .............................................................................. 10
2 Thermodynamische Grundlagen ............................................................................... 11
2.1.
2.2.
3
Vergleich zu ORC ................................................................................................................... 11
Leistungsdichte der Kolbenmaschine .................................................................................... 11
Technische Realisierung ............................................................................................ 13
3.1
Kolbenmaschine ..................................................................................................................... 13
3.2
Zyklon ..................................................................................................................................... 13
3.2.1 Grundsätzliche Funktion .................................................................................................... 14
3.2.2 Bauvorschrift für den Zyklon .............................................................................................. 14
3.3
Ventile ..................................................................................................................................... 15
3.3.1 Einlassventile ..................................................................................................................... 15
3.3.2 Auslassventile .................................................................................................................... 17
3.3.3 Ventilansteuerung............................................................................................................... 19
4
Experimenteller Teil .................................................................................................... 22
4.1.
Versuchsaufbau ..................................................................................................................... 22
4.2.
Einspritzmenge....................................................................................................................... 22
4.3.
Abscheidegrad ....................................................................................................................... 24
4.1.1 Analytische Berechnung der Abscheidung ........................................................................ 24
4.1.1.1 Nukleation und Ausregnung (Sedimentation) ............................................................ 26
4.1.1.2 Ausregnung auf Kolbendeckel ................................................................................... 28
4.1.1.3 Tröpfchenverdampfung durch Wärmestrahlung im Zylinder (J. Ruf) ......................... 30
4.1.2 Simulation der Abscheidung ............................................................................................... 31
4.1.3 Experimentelle Messung der Abscheidung ........................................................................ 31
4.4
Kontinuierlicher Lauf mit horizontalem Zylinderkopf .............................................................. 36
4.4.1 Dichtheit, Kolbendichtung .................................................................................................. 36
4.4.2 Lauf der Maschine .............................................................................................................. 37
4.5
Aufbau mit 90° geneigtem Zylinderkopf ................................................................................. 37
4.6
Kontinuierlicher Lauf mit 90° geneigtem Zylinderkopf ........................................................... 37
4.6.1 Messung der el. Leistung ................................................................................................... 40
4.6.2 Geplanter Versuchsablauf .................................................................................................. 40
4.6.3 Erste Beobachtungen ......................................................................................................... 41
4.6.4 Versuchsdurchführung ....................................................................................................... 42
5
Simulation ................................................................................................................... 45
5.1.
CFD ........................................................................................................................................ 45
5.1.1. Einleitung ............................................................................................................................ 45
5.1.2. Theoretische Grundlagen und Modellierung ...................................................................... 45
5.1.3. Ergebnisse ......................................................................................................................... 47
5.2.
Einspritzmenge....................................................................................................................... 51
5.2.1. Einleitung ............................................................................................................................ 51
5.2.2. Konstruktiver Aufbau .......................................................................................................... 51
5.2.3. Modellierung ....................................................................................................................... 52
5.2.4. Ergebnisse ......................................................................................................................... 54
6
Perspektiven der Strömungssimulation .................................................................... 56
6.1
6.2
6.3
7
Beschreibung der Prozesse ................................................................................................... 56
Grundlagen CFD .................................................................................................................... 57
Kopplung Nukleationsprozesse und CFD .............................................................................. 58
Projektentwicklung ..................................................................................................... 62
7.1
Projektfortschritte 2004 – 2014 .............................................................................................. 62
5
7.2
Ausblick .................................................................................................................................. 64
7.2.1 Technische Umsetzung und Markteintritt ........................................................................... 64
7.2.2 Grundlagenforschung zur Prozessoptimierung .................................................................. 65
8
Literaturverzeichnis .................................................................................................... 66
Appendix A: Ökologische Bilanzierung des Verfahrens ................................................... 68
A.1 Toxizität und Global Warming Potential (GWP) der Arbeitsmittel ......................... 68
A.2 Verringerung von Treibhausgasemissionen .......................................................... 68
Appendix B: Ökonomische Bilanzierung des Verfahrens ................................................. 69
Appendix C: Fertigungszeichnung Zyklon ........................................................................ 70
6
Abbildungsverzeichnis
Abbildung 1: T-S Diagramm mit beiden Prozessen [Steffen et al., 2013] .............................................. 11
Abbildung 2: Theoretische Leistungsdichte ........................................................................................... 12
Abbildung 3: Realisierter Zyklon, türkis: Wasserring ............................................................................. 15
Abbildung 4: CAD Zeichnung Einlassventil ............................................................................................ 16
Abbildung 5: FEM Simulation Dichtung Einlassventil ............................................................................ 17
Abbildung 6: Auslassschieber als Drehteil (links) und als Materialhybrid [Bidinger, 2012] .................... 18
Abbildung 7: Gegendruckkammer des Auslassschiebers [Bidinger, 2012] ........................................... 19
Abbildung 8: Tauchspulenaktuator und Modell [Steffen et al., 2011] ..................................................... 20
Abbildung 9: Auslenkung des Ventilsitzes [Steffen et al., 2011] ............................................................ 20
Abbildung 10: Aktuatorenteststand [Steffen et al., 2011] ....................................................................... 21
Abbildung 11: Schema des Prüfstandes [Löffler et al., 2010] ................................................................ 22
Abbildung 12: Regelkurve Einspritzmenge Seite 1 ................................................................................ 23
Abbildung 13: Regelkurve Einspritzmenge Seite 2 ................................................................................ 24
Abbildung 14: Geometrie aktueller Zyklon [Löffler, 2008] ...................................................................... 25
Abbildung 15: Tropfenabscheidegrad in 2013 realisiertem Zyklon ........................................................ 25
Abbildung 16: 95 % cut-off Abscheidegrad ............................................................................................ 26
Abbildung 17: Zähigkeit von Luft und Wasserdampf u.a. ...................................................................... 27
Abbildung 18: Absinkgeschwindigkeit von Wassertropfen in Luft durch Erdbeschleunigung ................ 27
Abbildung 19: Absinkegeschwindigkeit in Dampf .................................................................................. 28
Abbildung 20: Tröpfchen in Gasströmung [J.H. Seinfeld et al., 2006] ................................................... 29
Abbildung 21: Abscheidegrad bei Auslegungseinspritzmenge .............................................................. 32
Abbildung 22: Versuchsaufbau zur Bestimmung des Abscheides ......................................................... 33
Abbildung 23: Abscheidegrad Auslegungsbereich Zyklon ..................................................................... 33
Abbildung 24: Abscheidegrad bei großen Einspritzmengen .................................................................. 34
Abbildung 25: Abscheidegrad in Abhängigkeit vom Gegendruck .......................................................... 36
Abbildung 26: Druckverlauf im Zylinder nach Einschleifen der Dichtungen .......................................... 37
Abbildung 27: Aufbau mit 90° geneigtem Zylinderkopf .......................................................................... 38
Abbildung 28: Aufbau mit 90° geneigtem Zylinderkopf, Befestigungsprofile ......................................... 38
Abbildung 28: Erwarteter Verlauf der Leistungen in den Betriebsfällen und erwartete Leistung des
Prozesses....................................................................................................................................... 41
Abbildung 28: Gemessene Leistungen in den Betriebsfällen und gemessene Leistung des
Prozesses....................................................................................................................................... 43
Abbildung 27: Modellierung des Blasendurchmessers als Funktion des Phasenanteils [Steffen,
2013] .............................................................................................................................................. 47
Abbildung 28: Validierung des Blasendurchmessers als Funktion des Phasenanteils durch
experimentelle Ergebnisse der ausgetragenen Flüssigkeit ........................................................... 48
Abbildung 29: 3D-Darstellung der Flüssigkeit im Zyklon (erstes Design) .............................................. 50
Abbildung 30: 3D-Darstellung der Flüssigkeit im Zyklon (aktuelles Design) ......................................... 50
Abbildung 31: Schnitt durch den Zyklon (ursprüngliches Design) ......................................................... 50
Abbildung 32: Schnitt durch den Zyklon (aktuelles Design) .................................................................. 50
Abbildung 33: CFD-Simulationsergebnis des Massenanteils der flüssigen Phase im Zyklon ............... 50
Abbildung 34: Aufbau Ventil-Aktuator [Steffen, 2013] ............................................................................ 52
Abbildung 35: Elektromechanisches Ersatzschaltbild [Steffen, 2013] ................................................... 52
Abbildung 36: Messergebnisse (grau) und Simulationsergebnisse (schwarz) zur Charakterisierung
des Ventil-Aktuator-Aufbaus bei unterschiedlichen Werten des Öffnungsimpulses. links: #1 = 1
ms, Mitte: #1 = 3 ms, rechts: #1 = 5 ms [Steffen, 2013] ................................................................ 53
Abbildung 37: Messergebnisse (grau), Simulationsergebnisse (schwarz und rot) zur Bestimmung
des Ventilöffnungswegs. links: #1 = 1 ms, Mitte: #1 = 3 ms, rechts: #1 = 5 ms [Steffen, 2013] .... 54
Abbildung 38: Geometrische Verhältnisse am Einlassventil [Steffen, 2013] ......................................... 54
7
Abbildung 39: Einspritzmenge in Abhängigkeit des Öffnungsimpulses im Vergleich von Simulation
und Messergebnissen bei sTF = 5 mm [Steffen, 2013] ................................................................... 55
Abbildung 40: Prozesse in einem Kontrollvolumen [Friedlander, 2000] ................................................ 57
Abbildung 41: cfx, Austausch zwischen benachbarten Zellen ............................................................... 57
Abbildung 42: cfx, beispielhafter Datensatz ........................................................................................... 58
Abbildung 43: Blasenbewegung und -wachstum [Ruckenstein et al., 1970], 10 K Überhitzung,
10 000 g ......................................................................................................................................... 59
Abbildung 44: Verschiebevektoren und Anzahltabellen für Zellen i und j .............................................. 60
Abbildung 45: Verschiebung endet zwischen zwei Zellen ..................................................................... 61
8
Tabellenverzeichnis
Tabelle 2: Randbedingungen für die Abschätzung des minimalen Abscheidegrads ............................. 14
Tabelle 3: Temperaturabhängigkeit Enddruck ........................................................................................ 23
Tabelle 4: Maße der aktuellen Zyklongeometrie .................................................................................... 25
Tabelle 5: Daten zur Berechnung der Absinkgeschwindigkeit ............................................................... 28
Tabelle 6: Berechnung Ausregnung auf Kolbendeckel .......................................................................... 30
Tabelle 7: Vier Fälle beim Betrieb der Maschine .................................................................................... 41
Tabelle 7: Einspritzdauern beim Lauf der Maschine .............................................................................. 42
Tabelle 8: Größenverteilung von Nuklei in einer Zelle ........................................................................... 59
9
1 Zusammenfassung und Ausblick
Der Dreiecksprozeß ist ein thermodynamischer Prozess, der die Abwärmenutzung auf einem
niedrigem Temperaturniveau und hoher Energieeffizienz ermöglicht. Der Namen des Prozesses leitet
sich von der dreieckigen Prozessform im T-S-Diagramm ab. Diese Prozessform ist, im Gegensatz
zur weitverbreiteten Meinung, der optimale Prozess zur Nutzung von sensibler Nutzwärme bei
Wärmeabgabe an eine Wärmesenke mit großem zur Verfügung stehendem Massenstrom
(Umgebungsluft, Flußwasser).
Innerhalb der letzten Jahre wurde die technische Umsetzung des Dreiecksprozeß konzipiert und
realisiert. Dabei haben Mitarbeiter der Institute des KIT (ITTK, IFKM, ETI), Firmen (MOT, Mehrer),
und Mitarbeiter des Europäischen Instituts für Energieforschung (EIFER) zusammen gearbeitet. Die
DBU hat das Projekt gefördert.
Der umgesetzte Dreiecksprozeß basiert auf einer Kolbenmaschine, die als Entspannungsmaschine
eingesetzt wird. Heißes, unter Druck stehendes Wasser wird in eine Vorkammer der Kolbenmaschine
eingespritzt, wo eine Flashverdampfung einsetzt. Die dabei entstehende dampfförmige Phase tritt in
den Zylinderraum ein und treibt den Kolben an. Die flüssige Phase verbleibt im Zyklon und wird nach
der Entspannung und Abkühlung des Dampfes gemeinsam mit dem entspannten Dampf ausgeschoben.
Das Konzept erfordert eine Maschinentechnik, die die Lösung mehrerer Probleme beinhaltet:




Der Zyklon muß eine ausreichende Abscheidung der flüssigen Phase realisieren.
Der entstehende Dampf darf nicht im Zylinder kondensieren: der Zylinder wird beheizt.
Die Einspritzmenge übersteigt übliche Einspritzmengen von Kraftstoff in der
Automobiltechnik: die Einspritztechnik mußte eigens für den Prozeß entwickelt werden.
Die Auslassventiltechnik muß neben dem entstandenen Dampf auch die abgekühlte flüssige
Phase entlassen: selbsthaltende Ventile mit ausreichendem Querschnitt wurden entwickelt.
Im hier vorliegenden Schlußbericht werden die wesentlichen Erkenntnisse zusammenfassend erklärt
und es wird auf detaillierte Veröffentlichungen und technische Berichte verwiesen.
Die Maschinentechnik konnte erfolgreich umgesetzt werden. Die realisierten Zyklone weisen eine
Abscheiderate von 99,9 % auf. Gefordert war > 98 %.
Aufgrund der positiven Ergebnisse sollte das Konzept weiter bearbeitet werden. Das weitere
Vorgehen wird strukturiert um einerseits die Umsetzung des technischen Prozesses und den
Markteintritt zu erreichen und andererseits weitere Grundlagenforschung zur Prozessoptimierung zu
betreiben.
Die Technik sollte in nachfolgend dargestellten Punkten weiterentwickelt und
Anwendungsbereiche erschlossen werden.

Neuentwicklung einer spezialisierten Entspannungsmaschine

Erprobung der Maschine im Feld

Aufbau eines Zyklon-Teststands (scale-up)

Aufbau eines Arbeitsmittelteststands

Erweiterung der Nukleationstheorie
10
es sollen
2 Thermodynamische Grundlagen
2.1.
Vergleich zu ORC
Studien [Fischer, 2011, Steffen et al., 2013] haben gezeigt, daß der Dreiecksprozeß im Vergleich zu
ORC-Prozessen eine um 20 % bis 50 % verbesserte Umsetzung der Exergie von Niedertemperaturwärme in mechanische Energie erlaubt.
Hierbei ist von besonderer Bedeutung, daß Turbinen mit kleiner Leistung i.d.R. einen geringen
isentropen Wirkungsgrad aufweisen, während kleine Kolbenmaschinen mit vergleichsweise hohem
isentropen Wirkungsgrad realisierbar sind. Entsprechend kann mit kleinen Kolbenmaschinen ein
bisher nicht nutzbarer Abwärmemarkt in Industrie und Haushalten mit hohem Wirkungsgrad genutzt
und ggf. bedient werden. Die folgende Abbildung 1 zeigt simulierte erreichbare Verbesserungen
gegenüber ORC-Prozessen. Auf der x-Achse ist hierbei die zu Verfügung stehende maximale
Temperatur der sensiblen Wärmequelle aufgetragen. Auf der y-Achse ist der Wirkungsgrad
aufgetragen, bezogen auf die zur Verfügung stehende Exergie. Die Dreiecke stellen jeweils
Dreiecksprozeße und die Rechtecke ORC-Prozesse mit den verschiedenen Arbeitsmitteln dar. Die
Randbedingungen für die Simulationen sind in der angegebenen Quelle detailliert dargestellt.
Abbildung 1: T-S Diagramm mit beiden Prozessen [Steffen et al., 2013]
2.2.
Leistungsdichte der Kolbenmaschine
Die Leistungsdichte ist für die techno-ökonomische Bewertung des Dreiecksprozesses von
erheblicher Bedeutung. Eine hohe Leistungsdichte bedeutet eine hohe Leistungsabgabe bei einer
baulich kleinen und dadurch kostengünstigen Kolbenmaschine.
11
Die Leistungsdichte der Kolbenmaschine hängt wesentlich von den Betriebstemperaturen, dem
Arbeitsmittel und der erreichbaren Maschinendrehzahl ab. In erster Näherung ist die Leistungsdichte
proportional zur Dampfdichte des Arbeitsmediums nach der Entspannung und der mittleren
Verdampfungsenthalpie über den Temperaturbereich der Entspannung.
Nach bisherigen Erkenntnissen liegt die Leistungsdichte bei geeigneter Wahl des Arbeitsmittels
deutlich unterhalb der Leistungsdichten, die mit Kolbenverbrennungsmaschinen erreichbar sind. Dies
ist auch zu erwarten, da eine Verbrennung über eine deutlich höhere Energiedichte verfügt als
sensibel eingebrachte Wärme. Die folgende Abbildung 2 zeigt Leistungsdichten bei drei
beispielhaften Arbeitsmitteln.
Abbildung 2: Theoretische Leistungsdichte
Werden
Kolbenmaschinen
aus
der
Automobiltechnik
verwendet,
stehen
kostengünstige
Serienprodukte zur Verfügung, was sich positiv auf die ökonomische Gesamtsituation der
Dreiecksprozeße auswirkt.
Es muß an dieser Stelle jedoch erwähnt werden, daß die Anforderungen an Kolbenmaschinen für den
Dreiecksprozeß deutlich niedriger liegen als für Verbrennungsprozesse: die Temperaturen und
Drücke sind wesentlich geringer (200 °C statt 1000 °C, 10 bar statt 100 bar) und es entstehen keine
Ruß- oder Staubpartikel. Diese Bedingungen machen den Kolbenmaschinenaufbau wesentlich
einfacher: die Materialstärken sind geringer, (kosten-)günstigere Materialien können verwendet
werden, die Schmierung der Kurbelwelle ist langlebiger und der Abrieb geringer. Weiterhin besteht
die generelle Möglichkeit den Kolben ggf. ohne Ölschmierung auszuführen.
Diese Randbedingungen führen zu geringeren Investitions- und Wartungskosten und verbessern
die Gesamtökonomie der Technologie.
12
3 Technische Realisierung
3.1
Kolbenmaschine
Zur technischen Umsetzung des Dreiecksprozesses ist generell jede diskontinuierlich arbeitende Entspannungsmaschine denkbar. In der Vergangenheit gab es bereits Forschungsprojekte, von denen
bis zum heutigen Tag keines zu einem marktreifen Projekt geführt hat. In der Forschungsgruppe von
Herr Prof. Kauder an der TU Dortmund [Kliem, 2005, Kliem et al., 2003, Kauder et al., 2002, Kauder
et al., 1998b, Kauder et al., 1998a] wurde eine dampfbetriebene Demonstrationsschraubenmotoranlage aufgebaut und betrieben. Schwierigkeiten bei der technischen Umsetzung des
thermodynamischen Prozesses traten in der Ventiltechnik und dem Ladungswechsel auf. Aus
thermodynamischer Sicht könnten ebenfalls problematisch sein, daß Wärmelängsleitung entgegen
der Strömungsrichtung des Fluids und Kondensation des Arbeitsmittels an ungeeigneten Stellen
auftritt. Bei dem Konzept wurde nicht versucht, eine Trennung der Phasen vor dem Einspritzen in die
Entspannungsmaschine vorzunehmen; die daraus folgende Problematik istr das Auskühlen der
Wände des Entspannungsraumes durch die flüssige Phase.
Lamellenmotoren bzw. Flügelzellenmotoren und Wankelmotoren eignen sich grundsätzlich auch als
Entspannungsmaschinen, haben jedoch spezifische Nachteile. Vorstellbar wäre der Prozess auch in
einem Kolbenmotor mit Flatterventilen nach dem Vorbild membrangesteuerter Zweitaktmotoren.
Es wurde entschieden für den ersten Prototyp einen umgebauten Hubkolbenmotor zu verwenden.
Hubkolbenmotoren sind als Kompressoremaschinen marktverfügbar und durch die zugängliche
Zylinderwand sehr gut beheizbar. Alle weiteren in den folgenden Kapiteln beschriebenen Anbauten,
Entwürfe und Experimente wurden an diesem Prototyp durchgeführt.
Im weiteren Ausblick kann die Hubkolbenmaschine auch als hermetische ölfreie
Linearkolbenmaschine mit elektromagnetischer Energieauskopplung ausgeführt werden, wie es
bereits in frühren Überlegungen vorgesehen war.
3.2
Zyklon
Die folgende Abbildung zeigt den Aufbau des Zyklons mit gerade eindringendem Wasser.
Unten ist die Austrittsöffnung zum Zylinder, durch die fast nur Dampf strömt. Das Wasser
bleibt im oberen Teil.
13
Abbildung 3: Skizze des Zyklons mit eintretendem Wasser
3.2.1 Grundsätzliche Funktion
Für die Realisierung des hier dargestellten Dreiecksprozesses darf nur sehr wenig flüssige Phase in
den Zylinder gelangen. Gelangt zu viel flüssige Phase in den Zylinder bestehen drei wesentliche
Gefahren:

Der Zylinder und der Kolben werden durch die Verdampfung der auftreffenden flüssigen
Phase ausgekühlt und es kommt im folgenden Prozeßverlauf zu Kondensation an den
Oberflächen.

Bleibt ausgekühlte flüssige Phase im Zylinder, so kondensiert der im nächsten Takt
entstehende Dampf in die flüssige Phase. Es kommt zu Akkumulation der flüssigen Phase.

Übersteigt die flüssige Phase im Zylinder das Totvolumen, so kommt es zum Wasserschlag
im Zylinder und eventuell zur Zerstörung der Maschine (z.B. Kurbelwellenbruch).
Eine Bedingung für einen kontinuierlichen und störungsfreien Lauf der Maschine ist, daß sich die
Menge der flüssigen Phase im Zylinder nicht vermehrt. Dies kann gewährleistet werden, wenn
während des Flashens nur so viel flüssige Phase in den Zylinder verschleppt wird, wie entweder dort
auch durch Kontakt mit den Oberflächen oder durch Strahlungsaustausch verdampft werden kann,
oder im folgenden Ausschiebeprozeß ausgeschoben wird.
Berechnungen ergeben, daß ca. 50 mg pro Einspritzvorgang im Zylinder verdampft werden kann. Bei
einer Einspritzmenge von 2,7 g entsprechen 50 mg ca. 2 %. Hieraus ergibt sich eine minimale
Abscheiderate des Zyklons von 98 %. Die Abschätzungen beruhen auf den in Tabelle 1 dargestellten
Zahlenwerten; der Wärmeübergangskoeffizient errechnet sich aus einer angenommenen
Verdampfungszeit mit abgeschätzter Berücksichtigung des Leidenfrosteffekts und ausschließlichem
Wärmetransport durch die Auflagefläche des Tropfens unter Vernachlässigung der radiativen
Wärmeübertragung.
Tabelle 1: Randbedingungen für die Abschätzung des minimalen Abscheidegrads
Wärmeübergangskoeffizient alpha (Tropfen)
1 kW/(m²*K)
Zylinderobefläche
3,1 dm²
Stahldicke
2 cm
Wärmedurchgangskoeffizient lambda (Stahl)
60 W/(m*K)
Tropfendurchmesser d
2 mm
angenommene Verdampfungszeit
3s
3.2.2 Bauvorschrift für den Zyklon
Aus der Funktion des Zyklons ergibt sich seine Bauvorschrift. Der Druckabfall des ausströmenden
Dampfes darf nicht zu groß sein. Hieraus ergibt sich ein Mindestdurchmesser der Übertrittsöffnung
vom Zyklon in den Zylinder (beim Prototyp ca. 12 mm).
Es muß ein „Aufschäumen“ der flüssigen Phase ermöglicht werden; der in der Wasserphase
entstehende Dampf verdrängt Wasser, was zu einer Erhöhung des Wasserspiegels führt. Folglich ist
der Durchmesser des Wasserspiegels im Zyklon > ca. 16 mm. Es ergibt sich eine Wasserfilmdicke
von 2 mm.
14
Das Aufschäumen ist um so geringer, je geringer die Wasserhöhe im Zyklon ist. (Erklärung: Je
geringer die Wasserhöhe, um so geringer die Verweilzeit der Blasen in der flüssigen Phase und um
so geringer die mittlere Verdrängung der Blasen und das Aufschäumen). Um bei geringerer
Wasserhöhe das geforderte Einspritzvolumen unterzubringen, muß der Zyklon weiter extrudiert
werden.
Beim Prototyp hat der Wasserring folgende Maße:

Außendurchmesser: 28 mm

Innendurchmesser: 24 mm

Wasserhöhe: 1 mm

Länge: 35 mm

Durchmesser der Austrittsöffnung: 15 mm
Die theoretischen und gemessenen Abscheidegrade dieses Zyklons sind im experimentellen Teil in
4.3 dargestellt.
Die folgende Abbildung 4 zeigt die Dimensionen des Wasserrings.
Ringhöhe: 1 mm
Abbildung 4: Realisierter Zyklon, türkis: Wasserring
3.3
Ventile
Eine Zusammenfassung über die wesentlichen technischen Fortschritte zur Umsetzung dichter und
ausreichend schnell ansteuerbarer Ventile erfolgte bereits in [Löffler et al., 2013]. Eine
Neukonstruktion des Zylinderkopfes wurde durchgeführt und es wurden in mehreren Entwicklungsstufen Einlassventile konstruiert, die sowohl den schnellen Beschleunigungen standhalten als auch
den Dichtheitsanforderungen entsprechen.
3.3.1 Einlassventile
Ausgehend von einfachen Dichtkonzepten, bei denen die Dichtfunktion durch Flächenpressung im
konischen Ventilsitz erfüllt wurde, gelang die Entwicklung zuverlässiger und individueller Dichtungen
als Hybrid aus mehreren Materialien. Das ursprüngliche Flächenpaar aus Edelstahl sollte durch
15
Erhöhung der Oberflächengüte bereits ausreichende Dichtheit erreichen; dies gelang jedoch selbst in
der weiteren Entwicklung für Materialkombinationen wie Edelstahl und Messing nur unzureichend.
In den weiterentwickelten Konzepten werden die Kräfte, die durch den Schließimpuls auf den Ventilschaft übertragen werden, nach wie vor durch den Edelstahlkorpus abgeleitet. Die Dichtfunktion am
Ventilsitz wurde in der weiteren Designevolution von einem PTFE-Körper übernommen. FEM
Simulationen gaben jedoch Hinweise darauf, daß durch die unterschiedlichen Ausdehnungskoeffizienten der beiden Werkstoffe ein Spalt am Ventilschaft entstehen würde. Eine mögliche Lösung
wäre eine Verschlankung des PTFE-Dichtkörpers entgegen der Strömungsrichtung des Fluids, was
lokal zu einer stärken Ver-formung und damit voraussichtlich zu Dichtheit am Ventilschaft führen
würde. Da dieses Design mit seiner extrem dünnen Endlippe als fertigungstechnisch kompliziert und
nicht dauerfest eingeschätzt wurde, kam es zu keiner Fertigung und experimentellen Erprobung.
Das momentan verbaute Design basiert auf einer weiteren Trennung der Funktionen. Die Dichtung
des Ventilsitzes wird von dem PTFE-Körper übernommen, während das Dichten am Schaft durch
einen zylindrischen Vitonkörper realisiert wird. Dieses synthetische Gummimaterial weist eine im
Vergleich zum PTFE deutlich erhöhte Verformbarkeit auf und ist daher in der Lage, die
unterschiedlichen Materialausdehnungen von PTFE und Edelstahl zu kompensieren. Zurzeit liegt der
Ventilsitz aufgrund früherer Designansätze nach wie vor in Konusform vor; dieser ist jedoch für die
weiteren Ventilentwürfe nicht mehr notwendig, darüber hinaus möglicherweise sogar nachteilig.
Metallische Tellerventile übernehmen die Zentrierung und Aufnahme des Schließimpulses; die
Abdichtung wird von Dichtungen aus Polytetrafluorethylen (Teflon, PTFE) übernommen. Die
Abdichtung des PTFE zum Metallschaft hin erfolgt über eine teil-fließfähige Viton-Dichtung (in
Abbildung 5 schwarz markierter Drehkörper).
Abbildung 5: CAD Zeichnung Einlassventil
Beim aktuell verwendeten Design, das in Abbildung 5 zu sehen ist, wird die Schräge des PTFEKörpers als kritisch eingestuft; es wird keine Dauerfestigkeit für den PTFE Teil erwartet da es durch
die Querkraft, die durch die schräge Fläche übertragen wird, voraussichtlich über die Materialgrenzen
beansprucht wird. Der naheliegende Schritt eines rechtwinkligen Überganges zwischen Edelstahlventilkopf und PTFE-Dichtung zur vollständigen Umwandlung der Querkraft in eine Normalkraft
entlang der Bewegungsachse des Ventilschafts wird zeitnah realisiert werden. Hierbei stellt die weiße
Fläche in Abbildung 5 den PTFE-Körper dar, die schwarze den Vitonring. Der Edelstahlkorpus des
Ventilschafts ist in Grautönen dargestellt.
16
Abbildung 6 zeigt das Ergebnis der FEM Simulation (Spannungsverteilung) für die Materialpaarung
PTFE und Viton mit bereits senkrechter Übergangsfläche. Die Bauteile werden mit 25 bar belastet.
Das Ventil ist geschlossen und in Ruhe. Die schräge Fläche links oben stellt die Sitzfläche dar.
Die größten Belastungen (dargestellt in rot) im PTFE-Bauteil (links) treten hier erwartungsgemäß
sowohl an der äußersten Spitze der Dichtung als auch im hinteren Teil des Dichtkörpers aufgrund
der Kräfteableitung auf. Der Vitonkörper (rechts) wird aufgrund seiner Fließfähigkeit nur gering
belastet.
2,2
mm
Abbildung 6: FEM Simulation, Dichtung Einlassventil
3.3.2 Auslassventile
Auch beim Auslasskonzept wurde ein Neudesign verwirklicht. Es wurden Auslassventile konzipiert,
deren Dichtfunktion durch den Innendruck verstärkt wird. Hierdurch kann der Strom in den
elektrodynamischen Aktuatoren beim Haltevorgang verringert und beim Öffnen/Schließen erhöht
werden. Als Folge kann die Schließ-/ und Öffnungszeit des Ventils verringert werden, was sich positiv
auf den Wirkungsgrad auswirkt. Die Querschnitte sind so gewählt, daß eine vollständige Entleerung
des Zyklons beim Ausschieben möglich ist. Die Entwicklung der Auslassventile wurde aufgeteilt in
einen konstruktiven Teil [Bidinger, 2012] und einen Simulationsteil [Ille, 2012]. Hierdurch gelang für
die ausgearbeiteten Designvorschläge die direkte strömungstechnische Validierung. Nach Evaluation
von vier verschiedenen Designansätzen wurde der vielversprechendste Ansatz ausgewählt und
umgesetzt.
17
20
mm
Abbildung 7: Auslassschieber als Drehteil (links) und als Materialhybrid [Bidinger, 2012]
Es handelt sich konstruktiv um ein selbsthaltendes Schieberventil mit Dichtfläche im Ventilsitz. Aus
Funktionsgründen sind Druckausgleichsbohrungen vorgesehen, die ein Überströmen von Gas in die
Gegenkammer erlauben. In weiteren Designschritten wurde die Dichtfläche im Ventilsitz aus
Edelstahl gefertigt um plastische Verformungen des Materials wegen der schlagenden
Beanspruchung an dieser Stelle zu vermeiden. Der in der linken Zeichnung in Abbildung 7 gezeigte
Schieber wurde unterteilt; der obere Teil stellt den Dichtungssitz und der untere, in den Zyklon
ragende Teil, ist austauschbar um alternative Geometrien erproben zu können. Außerdem wurde der
Ventilschaft aus Aluminium gefertigt um eine geeignete Oberflächengüte für das führende Gleitlager
zu erhalten. Die Flächenverhältnisse am Schieber sind so ausgelegt, daß bei einem Druck von
1,5 bar im Arbeitsraum der Schieber mit ca. 25 N in den Ventilsitz gedrückt wird.
Um den Anforderungen resultierend aus der thermischen Belastung während des Betriebes der
Anlage zu genügen und den geforderten axialen Freiheitsgrad zu erlauben, werden zum Abdichten
Kolben- und Stangendichtungen aus PTFE verwendet. Die in der folgenden Abbildung 8 mit dem
gelben Kreis markierte Gegendruckkammer wird durch die Dichtflächen der Stangen- und
Kolbendichtung begrenzt.
18
Abbildung 8: Gegendruckkammer des Auslassschiebers [Bidinger, 2012]
3.3.3 Ventilansteuerung
Es wurden elektrodynamische Aktuatoren ermittelt und aufgebaut, die zusammen mit einer Ansteuerelektronik eine Bewegung der Ventile in der vorgeschriebenen Zeit von 6 ms um ca. 3 mm erlauben.
Die Aktuatoren werden dabei kontrolliert, jedoch weit außerhalb ihrer Spezifikation betrieben; die
Ansteuerung erfolgt mit 120 V statt 20 V, allerdings nur für einige ms pro 100 ms, so daß die
Erwärmung der Bauteile unterhalb der zulässigen Werte bleibt [Löffler et al., 2013].
Die Ansteuerung der Ventile erfolgt mittels einer programmierbaren logischen Schaltung (PIC,
programmable integrated circuit) in EEPROM Ausführung (electrically erasable programmable readonly memory). Dies bietet den großen Vorteil sehr flexible mit geringem Umprogrammieraufwand
unterschiedliche Einspritzzeiten am Prototyp realisieren zu können.
Da für die Ventilsteuerung, an die sehr hohe Anforderungen in Bezug auf Schnelligkeit und
Genauigkeit gestellt wurden, keine auf dem Markt verfügbare Standardlösung eingesetzt werden
konnte, wurde ein eigener Aktuatorenteststand aufgebaut. Abbildung 9 zeigt den verwendeten
Tauchspulenaktuator sowie das mechanische und elektrische Modell.
19
Abbildung 9: Tauchspulenaktuator und Modell
Das Gleichungssystem, das die reale Bewegung dieses Aktuators beschreibt, ist aufgrund der
Konstellation der Randbedingungen nicht analytisch zugänglich. Mittels der Finite-DifferenzenMethode wurden die Gleichungen gelöst um die Ventilbewegung simulieren und dadurch die Ventile
einstellen zu können. Abbildung 10 zeigt die Auslenkung bei den angenommenen Randbedingungen;
der dargestellte Verlauf wurde anhand von Versuchen validiert.
Abbildung 10: Auslenkung des Ventilsitzes (Berechnungen Löffler)
Auf dem in Abbildung 11 dargestellten Teststand wurden die elektrische Ansteuerung und die
Übertragung auf die Mechanik erprobt; die Auswertung wurde über einen Bewegungssensor und
anhand der Ausliterung der Einspritzmasse realisiert.
20
Abbildung 11: Aktuatorenteststand [Steffen et al., 2011]
21
4 Experimenteller Teil
4.1.
Versuchsaufbau
Der Prüfstand am Institut für Technische Thermodynamik und Kältetechnik umfaßt neben dem in
Kapitel 3 detailliert beschriebenen Prototyp auch Peripheriegeräte:

Eine Warmwasseranlage (WWA), die heißes Wasser bei 25 bar und 200 °C erzeugt, stellt die
Wärmequelle des thermodynamischen Kreisprozesses dar.

Ein Kondensator dient dem Prozeß als Wärmesenke.

Mess- und Regelungstechnik zur Messung von Temperaturen, Drücken, elektrischer
Leistungsaufnahme, Drehzahl etc.
Der Prüfstand läßt sich durch folgendes Anlagenschema darstellen.
Abbildung 12: Schema des Prüfstandes [Löffler et al., 2010]
4.2.
Einspritzmenge
Die Definition der Einspritzmenge erfolgt über die Einstellung eines bestimmten Anlaufs für das Ventil
und die Dauer des Impulses der an die Spule abgegeben wird. Für verschiedene Ansteuerzeiten
ergeben sich unterschiedliche Einspritzmengen. Zur Bestimmung der Einspritzmenge wird folgende
Messmethodologie angewandt:
Es wird eine Sequenz von fünf Einzelschüssen abgegeben. Auf der Austrittsseite der Blende befindet
sich ein ca. 25 cm langes Teflonrohr, das in ein Becherglas mit crushed Eis ragt. Das Gewicht des
Becherglasses wird vor und nach den Einzelschüssen auf einer Waage mit einer Genauigkeit von
10 mg erfasst. Kondensat aus der Luft auf den äußeren Oberflächen des Becherglases wird jeweils
22
vor dem Wiegen entfernt. Bei den Messungen wurde eine starke Abhängigkeit des Resultats von der
Temperatur des Fluides und der Vorkammer festgestellt. Die Einspritzmengen zeigten nach längeren
Stillstandszeiten der Anlage im aufgeheizten Zustand immer wieder ein Shiften. Zuletzt konnten
jedoch reproduzierbare Messwerte für die Einspritzmengen ermittelt werden. Die folgenden
Diagramme zeigen die gemessenen Einspritzmengen der beiden Einspritzventile. Ebenso sind
Regressionsgeraden mit Näherungspolynomen angegeben. Diese können für einen
Einspritzmengenregler genutzt werden. Anhand von Grundgleichungen kann ermittelt werden, welche
Menge eingespritzt wurde und anhand der Regelkurve kann die neu einzustellende Einspritzzeit
ermittelt werden.
Abbildung 13: Regelkurve für die Einspritzmenge, Zylinder 1
In den Diagrammen ist auch die Standartabweichung der Einspritzmenge markiert. Zuletzt betrug sie
ca. 3 %, was für einen Lauf der der Maschine aus thermodynamischen Gesichtspunkten ausreicht, da
die Schwankung des Enddrucks nach der Entspannung in diesem Fall in einem unkritischen Bereich
liegt. Die folgende Tabelle zeigt die Variation des Enddrucks bei einer Abweichung der
Enddtemperatur um ± 3 % (dies entspricht in erster Näherung einer Variation der Einspritzmenge um
± 3 %).
Tabelle 2: Temperaturabhängigkeit Enddruck
T in °C
100
103
106
p sat in bar
1,01
1,13
1,25
In Abbildung 13 und Abbildung 14 sind die Einspritzmengen in Abhängigkeit von der Einspritzdauer
dargestellt. Auffallend ist einerseits, daß das Verhalten auf beiden Seiten stark unterschiedlich ist und
andererseits die Plateaubildung bei Zylinder 2, bei der die Einspritzmenge unabhängig von der
Einspritzdauer ist. Hieraus ergeben sich Schwierigkeiten für das korrekte Einstellen der Maschine für
den kontinuierlichen Betrieb.
23
Abbildung 14: Regelkurve für die Einspritzmenge, Zylinder 2
4.3.
Abscheidegrad
Die Güte der Abscheidung der flüssigen Phase im Zyklon ist für die technische Umsetzbarkeit des
Dreiecksprozesses von zentraler Bedeutung. Gelangt eine nicht direkt verdampfbare Masse Wasser
in den Zylinder, so akkumuliert das Wasser im Zylinder, der Zylinder kühlt ab und der Prozeß kommt
zum Erliegen. Der Abscheidegrad wird hier definiert als das Verhältnis der Masse der flüssigen Phase
im Zyklon nach der Abscheidung zur Masse der flüssigen Phase im Zyklon vor der Abscheidung.
Im Verlauf des Projekts wurde der Abscheidegrad zunächst analytisch berechnet, dann simuliert und
abschließend gemessen.
4.1.1 Analytische Berechnung der Abscheidung
Die analytische Untersuchung [Löffler, 2008] zeigt, daß Tropfengrößen oberhalb von 0,1 µm vollständig abgeschieden werden. Da die Größe der entstehenden Tropfen nicht vorhersagbar ist, ist
eine Quantifizierung der Abscheiderate analytisch nicht möglich. Jedoch kann davon ausgegangen
werden, daß die mitgerissenen Tropfen aufgrund ihrer geringen Größe (< 0,01 µm) direkt auf der
Zylinderoberfläche verdampfen; sollten sie diese überhaupt erreichen.
Der Abscheidegrad von Zyklonen kann anhand von Geometrie-, Fluid- und Partikelgrößen berechnet
werden. Die folgende Abbildung 15 zeigt den allgemeinen Aufbau eines Zyklons mit den relevanten
Maßen. Die folgende Tabelle 3 zeigt die entsprechenden Maße des realisierten Zyklons.
24
Abbildung 15: Geometrie aktueller Zyklon [Löffler, 2008]
Tabelle 3: Maße der aktuellen Zyklongeometrie
hz
he
hl
ri
re
ra
be
hat
0,030
0,004
0,030
0,010
0,027
0,030
0,006
0
Die folgende Abbildung 16 zeigt die analytisch ermittelte Abscheidekurve des realisierten Zyklons.
Tropfen um 10 nm werden zu 95 % abgeschieden. Tropfen über 20 nm werden annähernd komplett
abgeschieden.
Abbildung 16: Tropfenabscheidegrad in 2013 realisiertem Zyklon
Für eine weitergehende Nukleationstheoretische Untersuchung der Abscheidung sind in der
Abbildung auch die Anzahl der Moleküle in den Tropfen dargestellt (hellblaue Kurve und rechte
Skala).
25
Die logarithmische Darstellung des Abscheidegrades ergibt die typische Trennkurve eines Zyklons.
Abbildung 17: 95 % cut-off Abscheidegrad
4.1.1.1
NUKLEATION UND AUSREGNUNG (SEDIMENTATION)
Die Berechnungen zur Abscheidung zeigen, daß Tropfen im Größenbereich von Feinaerosolen in den
Zylinder gelangen. Üblicherweise werden solche Tropfen in der Gasphase durch Brownsche
Molekularbewegung in der Schwebe gehalten. Die Sinkgeschwindigkeit vt wird nach der folgenden
Formel berechnet (Indizierung p bedeutet „particle“, hier Wassertropfen)
vt =
Dp ρp Cc g
18μ
Die folgende Abbildung zeigt u.a. die in der Formel zu verwendende Zähigkeit µ des Gases (Luft oder
Wasserdampf).
26
150°C
Abbildung 18: Zähigkeit von Luft und Wasserdampf u.a.
Die folgende Abbildung zeigt die gravitatorisch (a = g = 9,81 m/s²) induzierte Absinkgeschwindigkeit
von Aerosolen unterschiedlichen Durchmessers in Luft.
Abbildung 19: Absinkgeschwindigkeit von Wassertropfen in Luft durch Erdbeschleunigung
Im Fall der Überströmung in den Zylinder liegen folgende hiervon verschiedene Verhältnisse vor:

Die Wassertropfen befinden sich in Wasserdampf, und nicht in Luft

Die Wassertropfen werden durch den Dampfstrom mitgerissen und durch die Umlenkung des
Dampfstroms beim Auftreffen auf den Kolben stark beschleunigt.
Wir gehen zurzeit davon aus, daß lediglich die Zähigkeit der Luft durch die Zähigkeit von
Wasserdampf ersetzt werden muß. Die folgende Abbildung zeigt eine Abschätzung der
Sinkgeschwindigkeit bei einer Beschleunigung von 32 000 m/s² der Tropfen im Dampfstrom.
27
Abbildung 20: Absinkegeschwindigkeit in Dampf
Ergebnis: Trotz der hohen Beschleunigung im Dampfstrom beträgt die Sinkgeschwindigkeit der
größten mitgerissenen Tropfen (D = 10 nm) nur 0,01 mm/s. Bei den in Tabelle 4 dagestellten Daten
handelt es sich um Zähigkeiten bei 150 °C unter Berücksichtigung der Cunninghamsche Korrektur.
Tabelle 4: Daten zur Berechnung der Absinkgeschwindigkeit
rho p in kg/m³
1000
Beschleunigungen
µ Luft in Pas
2,30E-05
a in m/s²
9,81
µ Dampf in Pas
1,30E-05
a in m/s²
32 000
4.1.1.2
AUSREGNUNG AUF KOLBENDECKEL
Trifft der Dampfstrahl auf den unbeheizten Kolben, so kann ein Teil der Partikel ausregnen. Die
folgende Abbildung 21 zeigt die Anordnung.
28
Abbildung 21: Tröpfchen in Gasströmung [J.H. Seinfeld et al., 2006]
Der kreisrunde Bereich (Radius r0) im Zentrum der Strömung, auf den Partikel abgeschieden werden,
hängt ab von der sog. Relaxationszeit und der Eintrittsgeschwindigkeit U. Hier gilt die folgende
Formel:
r0 = U ∙ τ
Die Relaxationszeit τ hängt ab von Partikeleigenschaften nach der folgenden Formel:
τ=
mP Cc
3πDP
Mit Cc als Korrekturfaktor für sphärische Partikel
Cc = 1 +
2λ
1,1DP
[1,257 + exp⁡(−
]
DP
2λ
Mit λ = mittlere freie Weglänge, DP = Partikeldurchmesser.
Bei einer Eintrittsgeschwindigkeit U = 200 m/s ergibt sich ein Ausregnungsbereich mit r 0 = 35 pm.
Dieser Bereich des Niederschlags ist praktisch nicht relevant. Es ist nicht zu erwarten, daß eine
wesentliche Anzahl von Tropfen auf den Kolben auftreffen und dadurch den Prozessverlauf stören
wird.
29
Tabelle 5: Berechnung Ausregnung auf Kolbendeckel
rP
1,00E-08
m
DP
2,00E-08
m
U
300
m/s
labda*
9,30E-08
m
CC
2,10E+01
tau
1,16E-13
s
r0
3,49E-11
m
* Wasserdampf bei 150 °C
4.1.1.3
TRÖPFCHENVERDAMPFUNG DURCH W ÄRMESTRAHLUNG IM ZYLINDER (J. RUF)
2
Es wurde eine Tröpfchenverdampfungsrechnung an hand des d -Gesetzes durchgeführt um abzuschätzen, ob mitgerissene flüssige Phase die Kolbenoberfläche oder die Zylinderwand erreicht. Das
2
d -Gesetz, ist eine verbreitete Methode um Zeiten für Tropfenumwandlungen in
Verbrennungsprozessen abzuschätzen [Frohn et al., 2000, Fleming et al., 2002]. Die Zeit für die
vollständige Umsetzung des Tropfens setzt sich zusammen aus der Zeit t heating, die zum Aufheizen auf
Siedetemperatur benötigt wird zuzüglich der Verdampfungszeit des Tropfens t evaporation. Hierfür wird
angenommen, daß aufgrund des ΔT von 0 K zwischen Gas- und Flüssigphase kein konvektiver
Wärmeaustausch stattfindet, desweiteren auch kein konduktiver Wärmeaustausch mit den Wänden,
da es nicht zur Berührung kommt. Die Aufheizungszeit ist in diesem Spezialfall gleich null. In
folgender Gleichung stellt m die Masse des Tropfens, c p seine spezifische Wärmekapazität und Adroplet
seine Oberfläche dar. Der Wärmeübergangskoeffizient α ist ein Faktor, der die Intensität des
Wärmeübergangs an der Kugeloberfläche berücksichtigt. Tgas ist die Temperatur des den Tropfens
umgebenden Gases, T0 die Eintritts- und Tboiling die Siedetemperatur des Tropfens.
t heating = ⁡
Tgas − T0
m ∗ cp
∗ ln (
)
α ∗ Adroplet
Tgas − Tboiling
2
Das d -Gesetz liefert besonders dann sinnvolle Ergebnisse, wenn die Aufheizzeit deutlich kürzer ist
als die Summe aus Aufheiz- und Verdampfungszeit; dies ist damit bei der Flashentspannung
gegeben. Bei der durch Strahlung zugeführten Wärme wird davon ausgegangen, daß es sich beim
Tropfen um einen schwarzen Strahler handelt, da die den Kolbenraum begrenzenden Flächen im
Vergleich zur Tropfenoberfläche um Größenordnungen größer sind und den Tropfen komplett
umgeben. Damit ist in der folgenden Gleichung
= 1 und der zweite Summand gleich null. σ ist die
Stefan-Boltzmann-Konstante, T die als konstant angenommene Wandtemperatur des Kolbenraumes
und ε der Emissionsgrad, der für einen schwarzen Körper als eins angenommen werden kann.
4
4
q̇ = ⁡σ ∗ ε ∗ Adroplet ∗ (Tboiling
− ⁡ Tdroplet,surface
) + ⁡⁡α ∗ Adroplet ∗ (T − Tboiling )
Die Tropfen befinden sich zu jedem Zeitpunkt der Entspannung im thermodynamischen
Gleichgewicht mit der umgebenden Gasphase und haben damit überall Siedetemperatur; es gibt
keinen Wärmetransport innerhalb des Tropfens. Daher ist die Differenz zwischen der Siede- und der
Ausgangstemperatur des Tropfens null und der Nettowärmestrom in den Tropfen wird vollständig für
den Phasenübergang genutzt.
30
q̇ = cp ∗ (Tboiling − T0 ) + ⁡ Δhevaporation = ⁡ Δhevaporation
Die Stoffeigenschaften des Ein-Stoff-zwei-Phasen-Gemisches sind konstant; es wurden die
Stoffdaten bei 100 °C verwendet. Mit dem Wärmeübergangskoeffizienten für Strahlung α rad und der
Dichte von Wasser ρwater ergibt sich die Verdampfungsrate K für diesen Fall aus der Gleichung:
K=
8 ∗ αrad ∗ (T − Tboiling )⁡
Δhevaporation∗⁡ ρwater
Setzt man in folgender Gleichung den Durchmesser zum Zeitpunkt t zu Null erhält man die Verdampfungszeit für einen Einzeltropfen.
d2 (t) = ⁡ d20 ⁡ − ⁡K ∗ t⁡⁡
Es wurde ein Mitriss von flüssiger Phase mit einer Gesamtmasse von 3 mg angenommen, als worst
case wurde der maximale cut-off Durchmesser des Zyklons von 20 nm aus Abbildung 17 betrachtet.
Es wurde ein Spray aus monodispersen Einzeltropfen den Berechnungen zugrunde gelegt. Die Zeit
für die Umsetzung eines solchen Einzeltropfens kann mit 1e-12 s abgeschätzt werden. Die Masse
2
eines Tropfens beträgt 1e-21 kg und die Oberfläche 1e-15 m ; dies führt zu einer Tropfenanzahl von
2
1e+15 mit einer Gesamtoberfläche von 1 m . Die Wandtemperatur wurde als konstant bei 200 °C
betrachtet, die Abstrahlungsverluste wurden im Vergleich zu dem konduktiven Wärmetransport von
der Ölheizung durch das Wandmaterial zur Oberfläche vernachlässigt. Im Prozess wird der Druck und
damit die Temperatur während eines Arbeitstaktes zwischen dem oberen und dem unteren Totpunkt
von mehreren bar und einer Temperatur > 150 °C auf 1 bar und 100 °C abnehmen. Im Rahmen
dieser Abschätzung wurde eine konstante Tropfentemperatur von 100 °C angenommen. Aus den hier
errechneten Umsatzzeiten für die einzelnen Tröpfchengrößen wurde ungewichtet die gesamte
Umsatzzeit berechnet. Aufgrund dieser sehr geringen Tropfenverdampfungszeiten wird davon ausgegangen, daß die Front des in den Kolbenraum eintretenden Sprays trotz hoher Eintrittgeschwindigkeiten im Bereich der Schallgeschwindigkeit verdampft und erreicht Kolbendeckel oder Zylinderwände
nicht. Besonders kritisch wäre ein Auftreffen von flüssiger Phase auf dem Kolbendeckel, da es sich
hier um ein nicht beheiztes Bauteil handelt.
4.1.2 Simulation der Abscheidung
Die Simulationen mit dem Simulationsprogramm cfx (siehe Kapitel 5.1) ergaben eine Abscheiderate
von 99,91 % [Bormann, 2010, Ille, 2012]. Die Simulationsergebnisse müssen kritisch betrachtet
werden, da versucht wurde mit vorhandenen Simulationswerkzeugen anhand von angenommenen
Einstellungen der Simulationsparameter Ergebnisse zu erzielen. Das Zutreffen der Annahmen ist
dadurch nicht gesichert. Zudem ist in die Simulationswerkzeuge keine Nukleation integriert, was aus
Sicht des Autors ein wichtiger nächster Schritt bei der Simulation von Zyklonen mit Flashentspannung
ist.
4.1.3 Experimentelle Messung der Abscheidung
Die Messungen wurden mit Unterstützung von Johannes Ruf durchgeführt. Erste Messungen der
Abscheidungen [Bouc, 2013] ergaben bereits eine Abscheiderate von > 98 %. Limitierend wirkten auf
die Messserien, die im Rahmen einer studentischen Arbeit durchgeführt wurden, die zu diesem
Zeitpunkt noch undichten Ein- und Auslassventile. Weiterentwicklungen des Ventildesigns erlaubten
ab Mitte 2013 Versuche mit vollständig dichten Ventilen; diese hatten Abscheidegrade von
zuverlässig > 99,8 % zum Ergebnis und bestätigen damit die Simulationsergebnisse. In Abbildung 24
31
sind die Abscheidegrade für Einspritzmenge im Bereich der Auslegungsdaten von 2,76 g dargestellt.
Im ersten Versuchsaufbau wurde der Dampfaustritt zunächst horizontal aus dem Zyklon umgesetzt
und später nach weiteren Umbau und Verbesserungsmassnahmen am Aufbau und der
Messmethodologie senkrecht nach unten, was den ungünstigsten Fall für die Abscheidung darstellt.
Unter allen Messbedingungen konnten für die geplanten Einspritzmengen Abscheidegrade von
deutlich > 98 % gemessen werden.
Abbildung 22: Abscheidegrad bei Auslegungseinspritzmenge
In
Abbildung 23 ist der Versuchsaufbau für die Abscheideversuche dargestellt.
32
Abbildung 23: Versuchsaufbau zur Bestimmung des Abscheidegrades
Abbildung 24: Abscheidegrad Auslegungsbereich Zyklon
In Abbildung 25 ist dargestellt, daß der Abscheidegrad im Zyklon bei geringen Überschreitungen der
Auslegungsdaten noch ausreichend hoch bleibt, bei Einspritzmengen > 3,4 g jedoch signifikant
33
verringert wird. Dies ist durch das Aufschäumen der eingespritzten flüssigen Phase, das zum
Überlaufen des Zyklons führt, zu erklären.
Die Durchführung der Abscheidegradmessungen folgt einer kontinuierlich weiterentwickelten
Methodik. Vor und nach den Messungen des Abscheidegrad wird jeweils die in Kapitel 4.2
beschriebene Bestimmung der Einspritzmenge durchgeführt um den Mittelwert der im
Abscheideversuch eingespritzten Wassermenge zu bestimmen. Die eingewogene Messfolie wird ca.
1,5 m unterhalb des Zyklonausgangs auf dem Boden ausgebreitet. Es erfolgen fünf Einzelschüsse
unterbrochen von Pausen von ca. 5 – 10 s. Zwischen den Schüssen werden Wassertropfen, die sich
eventuell am Zyklonausgang befinden, entfernt um nicht vom nächsten Schuss mitgerissen und auf
die Messfolie aufgebracht zu werden. Bei diesen Tropfen handelt es sich um flüssige Phase, die
erfolgreich im Zyklon abgeschieden wurde und zeitversetzt etwa 0,5 s nach dem Dampfaustritt
ebenfalls aus dem Zyklon austritt. Im kontinuierlichen Betrieb der Maschine würde diese flüssige
Phase durch die Kolbenbewegung nach der Entspannung des Dampfes nach oben durch das
Auslassventil ausgeschoben werden. Im Rahmen der Abscheideversuche muß die abgeschiedene
flüssige Phase gesondert aufgefangen werden um ein Erreichen der Messfolie zu verhindern. Nach
Beendigung der Messserie wird die Folie zusammengerollt und gewogen; dies erfolgt auf einer
Waage mit einer Genauigkeit von 1 mg. Die Messfolie wird anschliessend mit heißer Luft getrocknet
und es wird gewartet bis sie wieder auf Raumtemperatur abgekühlt ist um das Tarierungsgewicht zu
überprüfen. Das Messequipment ist dann vollständig einsatzbereit für die nächste Messserie.
Abbildung 25: Abscheidegrad bei großen Einspritzmengen
Die im Rahmen der Abscheideversuche vorkommenden Effekte, die die Messgenauigkeit
beeinflussen, wurden ausgiebig diskutiert.
Als stärkster Effekt wurde die mit der Abkühlung der mitgerissenen flüssigen Phase verbundene
Massenänderung identifiziert. Den in Abbildung 24 und Abbildung 25 dargestellten minimalen und
34
maximalen Abscheidegraden liegen nachfolgend erläuterte Annahme zugrunde. Läuft die Abkühlung
der Tropfen von Gleichgewichtstemperatur bei Austritt aus dem Zyklon vollständig durch
Wärmeabgabe durch Verdunstung ab, wird eine zu geringe Masse erfasst und der Abscheidegrad in
Folge dessen als zu hoch berechnet. Die Gleichgewichtstemperatur am Zyklonaustritt beträgt bei
einem Luftdruck von 1 bar 100 °C. Findet der Wärmeaustausch rein konvektiv mit der umgebenden
Luft statt, entspricht der gemessene Wert genau der mitgerissenen flüssigen Phase am Zykonaustritt.
Da der tatsächliche Wärmeaustausch aus beiden Effekten besteht, gibt der Messwert ein
unerreichbares Optimum, das als maximaler Abscheidegrad bezeichnet wird, an.
Weiterhin wurde für die rechnerische Berücksichtigung von Wägefehlern gesorgt. Die Messfolie
nimmt während der Versuchsdurchführung die Temperatur des Hallenbodens an; diese lag an allen
Versuchstagen unterhalb der Lufttemperatur. Beim Einrollen der Messfolie wird ein Lufteinschluss
erzeugt und dieser von Raumtemperatur auf Messfolientemperatur abgekühlt. Dies hat beim
darauffolgenden Wägevorgang einen Dichteunterschied zwischen dem Lufteinschluss und der
Umgebungsluft zur Folge. Der hier erzeugte negative Auftrieb sorgt dafür, daß die gewogene Masse
größer wird. Die gleiche Wirkung hat ein weiterer Effekt: im Lufteinschluss stellt sich aufgrund der
flüssigen Phase eine Luftfeuchtigkeit ein, die über der Luftfeuchtigkeit der Raumluft liegt. Die hierzu
notwendige Verdampfungsenthalpie stellt die Messfolie in Form von sensibler Wärme zur Verfügung.
Dies führt zur Abkühlung der Messfolie und damit des Lufteinschluss, was wiederum eine Dichteänderung bewirkt und so ebenfalls beim Wiegen einen negativen Auftrieb bewirkt.
Die Verdunstungsrate der Tröpfchen auf der Messfolie nach Abkühlung auf Raumtemperatur wurde
experimentell abgeschätzt und daraufhin nicht berücksichtigt. Als Funktion der Tröpfchengröße,
Tröpfchentemperatur,
Raumtemperatur,
Luftfeuchtigkeit
und
Luftgeschwindigkeit
ist
die
Verdunstungsrate eine sehr komplexe Größe. Die Tröpfchengröße ist ein sehr wichtiger Parameter,
der die Fläche der Phasengrenzen beinhaltet; im aktuellen Versuchsaufbau ist er nicht zugänglich.
Raumtemperatur und Luftfeuchtigkeit konnten erfasst werden und die Luftgeschwindigkeit konnte mit
einem Ventilator variiert werden. Weiterhin wurde die Masse der Tröpfchen, deren Durchmesser ein
Schweben in der Luft erlaubte, nicht berücksichtigt (diese Tropfen sind für den Betrieb der Maschine
aber auch nicht relevant).
Die Analyse dieser Effekte führt zur Unterscheidung von drei Entstehungsarten von flüssiger Phase
auf der Messfolie:

Kondensation aus der gesättigten Luft an der Messfolie: Bildung kleinster Tropfen

Ausregnen kleiner Nebeltropfen nach Kondensation aus der Dampfphase

Ausregnen der mitgerissenen flüssigen Phase in vergleichsweise großen Tropfen
Messgröße der Abscheideversuche ist lediglich die flüssige Phase, die keinerlei Phasenübergänge
durchlaufen hat. Daraus folgt direkt die Interpretation des gemessenen Abscheidegrades als Untergrenze des tatsächlichen Wertes.
Die rechnerische Herangehensweise an die Verdunstungsthematik basiert auf der Messung von
Raumtemperatur, Bodentemperatur und Luftfeuchtigkeit und der Interpolation von Wärmekapazitäten
und Verdampfungsenthalpien. Mit folgender Gleichung ist dann direkt der Wägefehler Δm aufgrund
von Massenabnahme durch Verdunstung zugänglich:
cp ∗ ∆T⁡
∆m⁡
=⁡
∆T
m0
∆hevap + cp ∗ 2
35
Der negative Auftrieb beim Wiegen tritt auf wenn die Temperaturen der Luft (Experimentumgebung),
des Bodens, und der Luft (Waageumgebung) unterschiedlich sind. Der Rechnung liegt die Annahme
⁡
zugrunde, daß die Messfolie die Bodentemperatur annimmt, da cp, Al
mn m
cp,
uft
und damit der
Lufteinschluss nach hinreichend langer Zeit ebenfalls Bodentemperatur hat. Hieraus folgt direkt die
Berechnung von Δρ und somit Δm aus dem Volumen des Lufteinschlusses.
Analog wird der Massenunterschied durch Verdunstung der flüssigen Phase im Lufteinschluss
rechnerisch abgeschätzt. In diesem Fall besteht Δm aus zwei Komponenten: erstens der scheinbaren
Massenzunahme durch Abkühlung der Messfolie aufgrund von Verdunstung und zweitens der
Massenabnahme der flüssigen Phase aufgrund des Phasenübergangs. Die Berechnung der
Temperaturänderung in der Messfolie durch die Energieabgabe zur Verdunstung der flüssigen Phase
basiert auf der Annahme, daß sich nach hinreichend langer Zeit im Lufteinschluss Sättigung der Luft
einstellt. Über Δρ der Luft errechnet sich dann das gesuchte Δm aus dem Volumen des Lufteinschlusses.
Auch die Limitierungen der Abscheideversuche wurden ausführlich betrachtet. Um sicherzustellen,
daß während des Flashvorganges im Zyklon im Abscheidegradversuchsstand ähnliche Bedingungen
herrschen wie im Normalbetrieb mit angeflanschtem Zylinder, muß der Druck- und Temperaturverlauf
im Zyklon möglichst genau eingestellt werden. Hierzu können Blenden mit verschiedenen Auslassdurchmessern am Ausgang des Zyklon angebracht werden. Abbildung 26 zeigt den Abscheidegrad
über der Einspritzmenge in Abhängigkeit des Gegendrucks; die Spitzendrücke von 3,7 bar bzw.
6,7 bar sind die Simulationsergebnisse für die 10 mm bzw. 4 mm Blende.
Der simulierte Druckverlauf bei der Entspannung gegen einen Kolben liegt zwischen dem
Druckverlauf bei Blende mit 4 und 10 mm und Ausströmung mit Schallgeschwindigkeit.
36
Abbildung 26: Abscheidegrad in Abhängigkeit vom Gegendruck
Eine weitere Limitierung sind die Temperaturmessungen, die sowohl auf der Außenbahn des Zyklons
und im Zykloninnern durchgeführt wurden. Bei der Temperaturmessung in Wasser ist während des
extrem schnell ablaufenden Flashvorgangs die innere Wärmeleitung limitierend (z.B. Übergang durch
MgO Schicht zwischen Mantel und Thermodraht). Bei der Messung in Dampf hingegen ist der äußere
Wärmeübergang limitierend. Dazu wurden bereits in der Vergangenheit korrigierende Rechnungen
durchgeführt [Löffler et al., 2010].
4.4
Kontinuierlicher Lauf mit horizontalem Zylinderkopf
4.4.1 Dichtheit, Kolbendichtung
Der Kolbenmotor wurde für den kontinuierlichen Lauf umgerüstet, hierzu waren vorbereitende
Arbeitsschritte notwendig.
Eine Entscheidung für das Dichtkonzept der Kolbendichtungen mußte getroffen werden. Abbildung 27
zeigt den Druckabfall über der Zeit für eine Konfiguration aus drei Kolbendichtringen pro Kolben, die
mit zunehmender Einschleifdauer den Druckabfall mehr und mehr verzögern. Trotz der deutlichen Erhöhung der Zeitkonstante für den Druckabfall, wurde dieses Ergebnis als nicht ausreichend für die
ersten Testläufe eingeschätzt und der Umbau auf den bereits in früheren Testläufen verwendeten
Turcon Variseal M2 Dichtring präferiert.
37
Abbildung 27: Druckverlauf im Zylinder nach Einschleifen der Dichtungen
Um Dichtheit der Ventile zu gewährleisten, wurden auf beiden Seiten des Zylinderblocks die in Kapitel
3.3.1 beschriebenen Teflon- und Vitonkörper ausgetauscht. Beide Bauteile, haben bedeutende Verformungen erfahren. Dies ist gerade beim Vitonring nicht weiter überraschend, aber die
Formänderung des Teflonbauteils gibt deutliche Hinweise auf die verhältnismäßig kurze Lebensdauer
der beim Prototyp verwendeten Ventilkonzepte.
4.4.2 Lauf der Maschine
Der Lauf der Maschine brachte keine meßbare Nutzleistung des Prozesses. Es wird angenommen,
daß Wasser im Zyklon akkumuliert, was zum Überlaufen aus dem Zyklon in den Zylinder führt
4.5
Kontinuierlicher Lauf mit 90° geneigtem Zylinderkopf
4.5.1 Aufbau mit 90° geneigtem Zylinderkopf
Nachdem mit dem Aufbau mit horizontalem Zylinderkopf kein kontinuierlicher Lauf der Maschine
erreicht wurde, wurde im Zeitraum bis Ende April 2014 der geplante Aufbau mit 90° geneigtem
Zylinderkopf realisiert. Dieser Aufbau soll verhindern, daß Wasser vom Zyklon in den Zylinder
übertritt. Der Aufbau in der folgenden Abbildung 28 wurde konzipiert und durch MOT konstruktiv
umgesetzt. Der im Zyklon erzeugte Dampf tritt in 90° gekrümmte Rohre über und gelangt in den
Zylinder. Zur Abdichtung der Rohre wurden Endplatten an die Rohrenden angeschweißt. Die
Endplatten enthalten O-Ringe, welche an der Kontaktstelle zu Zylinder und Zylinderkopf für Dichtheit
sorgen.
Die Rohre mit Endplatten stellen die Verbindung her zwischen Zylinderkopf und Zylinder. Abbildung
29 zeigt die Profile zur Befestigung der Endplatten an Zylinder und Zylinderkopf. (Bilderquelle:
Clemens Hampe, MOT).
38
Abbildung 28: Aufbau mit 90° geneigtem Zylinderkopf
Abbildung 29: Aufbau mit 90° geneigtem Zylinderkopf, Befestigungsprofile
Die folgenden Abbildungen zeigen Bilder des realen Aufbaus.
39
Abbildung 30: Photos vom Aufbau mit 90° geneigtem Zylinderkopf, Eckrohre
Abbildung 31: Photos vom Aufbau mit 90° geneigtem Zylinderkopf, mit Dämmung
40
Die Versuche in diesem Kapitel wurden mit Unterstützung von Johannes Ruf durchgeführt.
Das Einlaßventil des linken Zylinders wurde undicht. Als Konsequenz wurden in den Versuchen die
Ventile des linken Zylinders stillgelegt.
4.5.2 Messung der el. Leistung
Zur Beurteilung, ob der Kreisprozeß Leistung erzeugt, wurde die el. Leistung der Antriebsmaschine
gemessen und aufgezeichnet. Ohne Einspritzung von Wasser muß der Antrieb einerseits die
Dissipationen und andererseits Pumpleistungen aufbringen. Die Dissipationen bestehen im
Wesentlichen aus:
1. Verluste des el. Antriebs (Wirkungsgrad des E-Motors)
2. Verluste des Keilriemens
3. Reibungsverluste der Lager (Wellenlager, Kurbellager)
4. Reibungsverluste der Stopfbuchsen (Ölstopfbuchse, Gasstopfbuchse)
5. Reibungsverluste der Zylinderdichtung
Falls kein Wasser eingespritzt wird, wird Luft in die Zylinder eingesogen und wieder ausgestoßen. Für
diese Teilprozesse muß Pumpleistung aufgewendet werden, die sich zu den genannten Verlusten
addiert. In diesem Betriebspunkt arbeitet die el. Maschine als Motor, die el. Leistung ist als negativ
definiert.
4.5.3 Geplanter Versuchsablauf
Im Versuch (Lauf der Maschine bei 6 Hz) werden im Wesentlichen vier Fälle von gemessenen
Leistungen miteinander verglichen.
1) Erwärmen (Erreichen des stationären Zustands im Zylinder): die Leistung ohne Einspritzung
von Wasser. Diese Leistung beinhaltet alle Reibleistungen im System und zusätzlich die
Pumpleistung für die Luft, die aus der Umgebung durch die offenen Auslaßventile eingesogen
und ausgestoßen wird.
2) Ventiltest ohne Wasser: die Leistung bei aktivierten Ventilen aber ohne Zufuhr von Wasser. In
diesem Fall entsteht, aufgrund der geschlossenen Auslaßventile ein Unterdruck im Zylinder,
wenn sich der Kolben vom OT zum UT bewegt. Im UT öffnen sich die Auslaßventile und es
tritt Druckausgleich ein. Dieser Druckverlauf bedeutet eine Erhöhung der durch den Motor
aufzubringenden Leistung.
3) Spülen: die Leistung bei nicht aktivierten Ventilen, aber bei Zufuhr und Zirkulation von heißem
Wasser (Spülvorgang zur Aufwärmung der Rohre).
4) die Leistung mit eingespritztem und ausgestoßenem Wasser. Diese Leistung müßte, gesetzt
den Fall, daß der Prozeß ordnungsgemäß funktioniert, zu einer Verringerung der zugeführten
el. Leistung im Vergleich zum Fall 1), führen.
Tabelle 6 zeigt die vier Fälle des Betriebs der Maschine.
41
Tabelle 6: Vier Fälle beim Betrieb der Maschine
1
2
3
4
Erwärmen
Ventiltest
Spülen
Lauf
Fall
aus
X
X
Ventiltrieb
an
aus
X
X
X
X
Wasserdruck
an
X
X
Die folgende Abbildung zeigt die vier Fälle. Für Fall 1) wurde festgestellt, daß es einige Minuten
dauert, bis der stationäre Endwert erreicht ist. Es wird vermutet, daß die Reibung im Zylinder
temperaturabhängig ist. Die elektrische Leistung ist erst dann konstant, wenn sich eine stationäre
Zylindertemperatur eingestellt hat.
Generator
Motor
t
4)
Leistung des Prozesses
1)
3)
2)
Pel
Abbildung 32: Erwarteter Verlauf der Leistungen in den Betriebsfällen und erwartete Leistung
des Prozesses
4.5.4 Erste Beobachtungen
Die Erwärmungsphase (1) dauert mehrere Minuten.
Beobachtung: die el. Leistung zum Antrieb der Maschine steigt, wie in Abbildung 32 skizziert, bis zum
Erreichen eines stationären Zustands um mehrere hundert Watt an.
In dieser Zeit erwärmt die Reibung zwischen Zylinder und Kolbendichtung den Zylinder, die
Kolbendichtung und den Kolben. Da sich die Reibleistung vergrößert, muß davon ausgegangen
werden, daß der Reibungskoeffizient der Reibpartner (Metall, Teflon-Dichtung) positiv proportional mit
der Temperatur absteigt. Im Umkehrschluß bedeutet die Abkühlung des Zylinders, z.B. durch
eindringendes Wasser, daß sich die Reibleistung verringert.
42
Andere Gründe für den Anstieg der el. Leistung werden als unerheblich eingestuft:
1. die Erwärmung der el. Maschine führt zu einer Erhöhung der Verlustleistung, allerdings im
Bereich von einigen Watt und nicht im Bereich von ca. 200 W, was die Messungen zeigen.
2. die Erwärmung des Maschinenöls würde zu einem Rückgang der el. Leistung führen und
nicht zum Anstieg.
4.5.5 Versuchsdurchführung
Mit 90° gedrehtem Zylinderkopf wurden 10 Versuche durchgeführt:
Am 27.5.14: 5 Läufe
Am 30.5.14: 5 Läufe
Der am besten zu analysierende Versuch ist in der folgenden Abbildung dargestellt (letzter Lauf am
30.5.14). Die Öffnungszeiten der Einspritzventile (und damit die eingespritzte Wassermenge) wurden
zu folgenden Zeitpunkten verändert.
Tabelle 7: Einspritzdauern beim Lauf der Maschine
Zeitpunkt in s
Einspritzdauer in ms
Bemerkung
555
3,01
Ggf. wird kein / zu wenig Wasser eingespritzt
932
3,50
Zyklusleistung ca. 90 W (ein Zylinder)
1052
4
1550
4
Druckabfall Wasser auf 15 bar
1660
4
Haupthahn zu, Wasser aus Druckbehälter
1835
0
Ventiltrieb aus, Auslaßventile offen
43
Abbildung 33: Gemessene Leistungen in den Betriebsfällen und gemessene Leistung des
Prozesses
Hauptergebnisse:
1
Beim ersten Lauf mit Wasser mit 3,01 g berechneter Einspritzmenge (t = 555 s bis 932 s) ist ab
ca. t = 750 s ein Rückgang der el. Leistung um ca. 90 W zu verzeichnen. Dieser Rückgang
kann dem Flashprozeß zugesprochen werden. Jedoch hätte dieser Leistungssprung von 1850
W auf 1760 W bereits bei Einspritzbeginn (t = 555 s) beginnen müssen. Mögliche Gründe für
die Verzögerung können sein: 1.) im Ventilbehälter war noch kaltes Wasser, was sich mit
eintretendem heißen vermischt hat; 2.) das Ventil war bis t = 750 s (Sprung) mechanisch
blockiert und hat nur wenig Wasser eingelassen.
Bei 50% exergetischer Güte des Flashprozesses müßte ein Zylinder ca. 420 W Leistung
bringen. Dieser Wert wird bei Weitem nicht erreicht. Die exergetische Güte beträgt nur 11 %.
Bei kritischer Betrachtung der Ergebnisse ist dieses Ergebnis jedoch nicht als sicher zu
klassifizieren. Es kann auch sein, daß bei t = 750 s Wasser in den Zylinderraum gelangte, was
zu dessen Abkühlung führte. Die Abkühlung reduziert die Reibung und dadurch die el.
Leistung.
2
Es wird angenommen, daß ab t = 1052 s bis t = 1660 s zu viel Wasser eingespritzt wurde, der
Zyklon überlief und der Zylinder auskühlte. Nach angenommener Auskühlung des Zylinders
während des Laufs mit Wasser (bis t = 1660 s) und beim anschließenden Lauf ohne Wasser
und ohne Ventile (ab t = 1835 s) ist die el. Leistung auf gleichem Niveau. Daraus läßt sich
ableiten, daß 1) die Maschine tatsächlich ausgekühlt ist und 2.) der Prozeß ab ca. t = 1052 s
keine mechanische Leistung erzeugt hat.
Nach den Simulationsergebnissen des Einspritzvorgangs (Abscheidung 99,97 %) und den
Ergebnissen bei der Messung der Zyklonabscheidung (99,98 %), welche die Simulationen validiert
haben, sind die Ergebnisse beim Lauf der Maschine ernüchternd.
Ein Grund für die schlechten Ergebnisse kann eine nicht ausreichende Ausschiebung des Wassers
beim Ladungswechsel sein. Der Ladungswechsel wurde mit FEM simuliert, aber (im Gegensatz zur
Abscheidung) nicht durch Messungen validiert. Es wird angenommen, daß nach jedem
Ladungswechsel Wasser im Zyklon zurück bleibt (residual mass), welches den Prozeß durch
Vermischung und Überlaufen zum Stillstand bringt.
44
In einer Arbeit, die auf die bisherigen Ergebnisse aufbaut, müßte der Ladungswechsel genauer
untersucht werden und Lösungen für dessen Verbesserung gefunden werden.
45
5 Simulation
Autor dieses Kapitels: Dipl.-Ing. Michael Steffen, ITTK
5.1.
CFD
5.1.1. Einleitung
Die Entspannungsverdampfung in einem Zentrifugalabscheider, hier Zyklon genannt, stellt ein in der
Literatur neuartiges Phänomen und eine große Herausforderung für die Auslegung des Zyklons dar.
Einerseits resultiert aus der hohen Rotationsgeschwindigkeit der Flüssigkeit im Zyklon und dem
geringen Zyklonradius eine hohe Zentrifugalbeschleunigung, die um Größenordnungen größer ist als
die Gravitationsbeschleunigung. Andererseits führt die Entspannungsverdampfung im Zyklon zu einer
Zweiphasenströmung mit Blasenaufbruch, Tropfenmitriss und einem Anstieg des Flüssigkeitsstandes
(Aufschäumen), deren Auswirkungen auf die Phasentrennung schwer abzuschätzen sind.
Für die kontinuierlich laufende Expansionsmaschine kann aus der im Kolbenraum ohne Auskühlung
der Zylinderwand verdampfbaren Flüssigkeitsmenge ein maximal erlaubter Tropfenmitriss von ca.
40 mg abgeschätzt werden. Dies entspricht bei einer Einspritzmenge von 2,8 g einem Abscheidegrad
von 98,5 % (Abscheidegrad: Flüssigkeit im Zyklon bezogen auf die Summe aus Flüssigkeit im Zyklon
und
der
ausgetragenen
Flüssigkeit).
Neben
der
Abscheidung
während
der
Entspannungsverdampfung muß auch ein nahezu vollständiger Ladungs- bzw. Fluidwechsel während
des Ausschiebens gewährleistet werden.
Da beide strömungstechnischen Vorgänge, Abscheidung während der Entspannungsverdampfung
und Ladungswechsel während des Ausschiebens, für die Auslegung des Zyklon- und des
Ventilkonzepts nahezu unbekannt sind, wurde die Modellierung mit Hilfe der dreidimensionalen
Strömungssimulation CFD entwickelt. Auf diesem Themengebiet wurden mehrere studentische
Arbeiten [Bormann, 2010, Ille, 2012, Blochmann, 2012, Biernath, 2012] am Institut für Technische
Thermodynamik und Kältetechnik (ITTK) in Kooperation mit dem Europäischen Institut für
Energieforschung (EIFER) durchgeführt. Darüber hinaus ist die CFD-Modellierung der Entspannungsverdampfung Teil einer Dissertation [Steffen, 2013] in welcher das entwickelte CFD-Modell zur
Beschreibung der Mehrphasenströmung weiterentwickelt und anhand von experimentellen Daten
validiert wurde.
5.1.2. Theoretische Grundlagen und Modellierung
Die CFD-Simulation basiert auf der numerischen Lösung der Erhaltungsgleichungen für Masse,
Impuls und Energie. Für die numerische Lösung wird der Rechenraum in kleine Gitterzellen unterteilt,
in denen zu jedem diskreten Zeitschritt, bei instationären Simulation, die Lösungen der
Erhaltungsgleichungen vorliegen. Interessierende Größen sind z.B. Druck, Temperatur, Phasenanteil
(bei Mehrphasenströmungen), Geschwindigkeiten, etc.
In ingenieurtechnischen Anwendungen von Strömungssimulationen ist es meist nicht möglich, das
Rechengitter so fein zu wählen, daß alle kleinskaligen Strömungseffekte, wie z.B. Turbulenzwirbel
oder Einzelblasen aufgelöst werden. Diese sogenannte direkte numerische Simulation (DNS) ist
gegenwärtig der Grundlagenforschung ausgewählter Strömungsphänomene vorbehalten. Um
dennoch aussagekräftige Ergebnisse der CFD-Simulation zu erhalten, werden Effekte, die nicht durch
das gewählte Gitter aufgelöst werden, mit Hilfe von Modellen beschrieben. Dies betrifft vor allem die
Turbulenz- und Mehrphasenmodellierung, wie im Folgenden gezeigt wird.
46
Die Modellierung der Turbulenz erfolgt durch das für ingenieurtechnische Anwendungen weit
verbreitete Shear-Stress-Turbulence-Modell (SST). Dieses kombiniert die Vorteile des k-ε-Modells für
die Bulkströmung und des k-ω-Modells für die wandnahe Strömung.
Das Mehrphasensystem wird durch einen Euler-Euler-Ansatz modelliert. Hierbei liegen die
betrachteten Phasen in einem ortsfesten Koordinatensystem vor. Im vorliegenden Fall werden zwei
Phasen, eine flüssige Phase und eine Dampfphase betrachtet. Innerhalb einer Rechenzelle liegen die
Eigenschaften der Phasen (Temperatur, Druck, Phasenanteil, usw.) als gemittelte Größen vor.
Zur Beschreibung der Wechselwirkungen zwischen den Phasen, z.B. Wärmeübergang und Kräfte ist
es notwendig, die Morphologie der Phase zu definieren. Im vorliegenden Fall wird die Dampfphase
als disperse Phase und die Flüssigkeit als kontinuierliche Phase definiert. Für die disperse Phase
wird ein Blasendurchmesser angegeben, der maßgeblichen Einfluss auf die Berechnungsgleichungen
des Wärmeübergangskoeffizienten, der Phasengrenzfläche oder des Widerstandsbeiwertes hat.
Für die Modellierung des Blasendurchmessers wurden unterschiedliche Verläufe in Abhängigkeit des
Phasenanteils betrachtet, die in Abbildung 34 dargestellt sind. Die Modellierung des Blasendurchmessers hat großen Einfluss auf die Berechnung der volumenspezifischen Phasengrenzfläche,
den Widerstandsbeiwert und den Wärmeübergangskoeffizienten. Somit resultiert aus jedem Verlauf
des Blasendurchmessers (vgl. Abbildung 34) eine unterschiedliche Verdampfungskinetik, eine unterschiedliche Aufschäumung der Flüssigkeit und damit eine unterschiedliche Phasentrennung
(Abscheidegrad). Die Validierung der Modellierung des Blasendurchmessers anhand Messwerte der
ausgeregneten Flüssigkeit ist Kapitel 5.1.3 zu entnehmen.
47
Abbildung 34: Modellierung des Blasendurchmessers als Funktion des Phasenanteils [Steffen,
2013]
Die Berechnung der volumenspezifischen Phasengrenzfläche erfolgt nach Gleichung (1). Dabei wird
die Sphärizität für die verformbaren Blasen berücksichtigt. Hieraus ergibt sich eine Erhöhung der
Blasenoberfläche im Vergleich zu kugelförmigen Blasen und somit ein erhöhter Wärme- bzw.
Verdampfungsmassenstrom [Michaelides, 2006].
6
Aˆ PGF  B
d B
(1)
Steigt der Phasenanteil über den Wert von 0,74, wird die Strömung als Tropfen- bzw. Dampfströmung
betrachtet. In diesem Fall wird die volumenspezifische Phasengrenzfläche durch Gleichung (2)
berechnet. Dabei wird der Tropfendurchmesser nach [Spiel, 1994] berechnet, der die Größe von
Strahltropfen beim Austritt von Luftblasen aus einer Wasseroberfläche experimentell bestimmte.
6
1   B 
Aˆ PGF 
d Tr
(2)
Weitere Informationen zur Berechnung der Phasengrenzfläche und der Sphärizität sind zu
entnehmen [Steffen, 2013]. Die Wechselwirkungen zwischen der Flüssigkeit und der Dampfphase
sind durch die Wechselwirkungskräfte und den Verdampfungsmassenstrom zwischen den Phasen
gekennzeichnet.
Als Wechselwirkungskräfte werden die Widerstandskraft, die Liftkraft und die virtuelle Massenkraft
berücksichtigt. Nach [Kolev, 2005] wird der Widerstandsbeiwert für verschiedene Strömungsformen
(Blasenströmung, Schaumströmung und Tropfenströmung) in Abhängigkeit der Reynolds-Zahl, des
Phasenanteils und/oder der Eötvös-Zahl berechnet. Die Lift-Kraft wird nach einem Ansatz von
[Behzadi et al., 2004] als Funktion des Volumenanteils modelliert. Ebenfalls in Abhängigkeit des
Volumenanteils erfolgt die Berechnung der virtuellen Massenkraft nach [Prins, 1971].
Weitere Informationen zur Berechnung der Wechselwirkungskräfte sind [Steffen, 2013] zu
entnehmen.
Der Verdampfungsmassenstrom wird mit Hilfe des Thermal-Phase-Change-Modells berechnet.
Hierbei wird thermodynamisches Gleichgewicht an der Phasengrenzfläche angenommen. Der
Verdampfungsmassenstrom ist durch den flüssigseitigen Wärmeübergang limitiert. Dieser wird
anhand des Wärmeübergangskoeffizienten bei Umströmung der Blase nach [VDI-Wärmeatlas, 1997]
und der Phasengrenzfläche, wie oben beschrieben, berechnet. Weitere Informationen zur
Berechnung des Verdampfungsmassenstroms und des Wärmeübergangskoeffizienten sind ebenfalls
[Steffen, 2013] zu entnehmen.
5.1.3. Ergebnisse
Die ersten CFD-Simulationen dienen zur Validierung des Blasendurchmessers, der anhand einer
Parameterstudie als Funktion des Phasenanteils variiert wird (siehe Abbildung 34). Zur Validierung
wurden Versuche zur Bestimmung des Abscheidegrades bzw. zur Messung der ausgeregneten
Flüssigkeitsmenge
durchgeführt.
Die
Randbedingungen
Experimenten angepasst.
48
der
CFD-Simulation
wurden
den
Am Austritt aus dem Zyklon wird eine Düse mit 10 mm und 4 mm am engsten Querschnitt betrachtet
und es gilt ein Druck von 1 bar. Die Einspritzmenge der Flüssigkeit in den Zyklon wurde experimentell
und in der CFD-Simulation mit 2,7 g, 3,5 g und 4,5 g betrachtet.
Der Vergleich von Simulation und Experiment wird anhand der ausgetragenen Flüssigkeitsmenge
durchgeführt und ist Abbildung 35 zu entnehmen. Für die 4 mm und 10 mm Düse wurden jeweils
Simulationen mit degressiver, linearer und exponentieller Abhängigkeit des Blasendurchmessers vom
Volumenanteil durchgeführt. Die Menge der ausgeregneten Flüssigkeit steigt in Reihenfolge der
genannten Werte an, bzw. der Abscheidegrad verschlechtert sich. Dies ist darauf zurückzuführen,
daß bei exponentiellem Verlauf bei einem bestimmten Phasenanteil kleinere Blasen betrachtet
werden (vgl. Abbildung 34). Hierdurch steigen die Phasengrenzfläche, die Verdampfungskinetik und
die Aufschäumhöhe an, was zu einer Verschlechterung der Phasentrennung führt.
Bei einer exponentiellen Abhängigkeit des Blasendurchmessers vom Volumenanteil (bei einem
Exponentialkoeffizienten von 1,0) wird die beste Übereinstimmung von experimentellen Daten und
der Simulation bzgl. der ausgetragenen Flüssigkeitsmenge beobachtet. Hieraus lässt sich schließen,
daß die Verdampfungskinetik (integral betrachtet) durch die Simulation richtig abgebildet wird.
Für die folgenden Ergebnisse wird eine exponentielle Abhängigkeit des Blasendurchmessers vom
Phasenanteil mit c = 1,0 verwendet.
Abbildung 35: Validierung des Blasendurchmessers als Funktion des Phasenanteils durch
experimentelle Ergebnisse der ausgetragenen Flüssigkeit
Nachdem die Modellierung des Blasendurchmessers anhand experimenteller Daten validiert wurde,
erfolgt die Simulation der Entspannungsverdampfung mit Berücksichtigung der Kolbenbewegung. In
den studentischen Arbeiten [Bormann, 2010, Ille, 2012, Biernath, 2012, Blochmann, 2012] wurde die
Kolbenbewegung über die Vorgabe eines Druckverlaufs am Zyklonaustritt modelliert. In wird die
Kolbenbewegung direkt anhand der Modellierung eines beweglichen Rechengitters berücksichtigt.
49
Mit Hilfe der CFD-Simulation ist es gelungen die Zyklongeometrie zu optimieren. In Abbildung 40 ist
sowohl die erste Variante als auch die jetzige Ausführung des Zyklons dargestellt. Die Optimierung
der Zyklongeometrie sieht eine Vergrößerung der Zyklonhöhe vor, um den Flüssigkeitsstand im
Zyklon zu verkleinern und dem Aufschäumen Platz zu geben. Weiterhin ist es gelungen durch
Einbauten (Auslassschieber mit Schlitzen) im Zyklon die Phasentrennung zu verbessern.
Durch die Schlitze wird die Dampfströmung umgelenkt, wodurch der Tropfenmitriss verringert wird.
Der dadurch bedingte Druckverlust wird durch Auswertung der CFD-Simulation auf maximal 40 mbar
beziffert, wobei der Gesamtdruckverlust zwischen Zyklon und Zylinder bei maximal 120 mbar liegt.
Der Druckverlust nimmt zu Beginn der Entspannungsverdampfung die genannten Maximalwerte an
und nimmt gegen Ende der Entspannungsverdampfung ab.
In Abbildung 38 und Abbildung 39 ist der Massenanteil der Flüssigkeit dargestellt. Der Aufschäumbereich ist bei der ersten Zyklonausführung deutlich ausgeprägt und ein Überlaufen des Zyklons zu
erkennen. Dahingegen erreicht die Aufschäumhöhe bei der weiterentwickelten und aktuell
verwendeten Zyklonausführung nicht den inneren Bereich des Schiebers, wodurch die Abscheidung
nahezu vollständig gelingt. Die bis zum Ende der Entspannungsverdampfung anhand der CFDSimulation bestimmte ausgetragene Flüssigkeitsmenge liegt bei 9,5 mg (99,59 % Abscheidegrad).
Dahingegen wird bei der ersten Zyklonvariante eine ausgetragene Masse von 835 mg (65 %
Abscheidegrad) ermittelt.
50
Abbildung 36: 3D-Darstellung der Flüssigkeit
im Zyklon (erstes Design)
Abbildung 37: 3D-Darstellung der
Flüssigkeit im Zyklon (aktuelles Design)
Abbildung 38: Schnitt durch den Zyklon
(ursprüngliches Design)
Abbildung 39: Schnitt durch den Zyklon
(aktuelles Design)
Abbildung 40: CFD-Simulationsergebnis des Massenanteils der flüssigen Phase im Zyklon
Der Ausschiebevorgang wird ebenfalls durch die Modellierung eines beweglichen Rechengitters
betrachtet. Die Entspannungsverdampfung spielt, aufgrund des isobaren Ausschiebevorgangs keine
Rolle. Nach Ende des Ausschiebevorgangs wird die im Arbeitsraum verbleibende flüssige Masse zu
31 mg bestimmt. Die zurückbleibende Masse ist vorwiegend im Einlasskanal zu finden. Im übrigen
Zyklon sorgt die von unten eintretende Dampfströmung für nahezu vollständiges Austreiben der
Flüssigkeit. Aufgrund der im nächsten Zyklus eintretenden heißen Flüssigkeit kommt es zur
Vermischung mit der zurückbleibenden Flüssigkeit, was zu einer Verringerung des Wirkungsgrades
führt (< 1 %). Eine Beeinflussung des Abscheidegrades und eine Akkumulation über mehrere Zyklen
wurden bisher nicht durch CFD-Simulationen untersucht.
51
5.2.
Einspritzmenge
5.2.1. Einleitung
Für den kontinuierlichen Betrieb der Expansionsmaschine spielt die Einstellung der richtigen
Einspritzmenge eine wichtige Rolle. Ist die Einspritzmenge zu hoch, wird am Ende der Expansion ein
Überdruck erreicht, dahingegen endet die Entspannung im Unterdruck, wenn die Einspritzmenge zu
gering ist (der geforderte Expansionsenddruck entspricht dem Umgebungsdruck von 1 bar). Durch
Unterdruck im Arbeitsraum kann es beim Öffnen der Auslassventile zu unkontrolliertem Ansaugen
von Dampf kommen, wodurch unter Umständen Flüssigkeit aus dem Zyklon in den Kolbenraum
gedrückt wird. Sowohl bei Unter- als auch Überdruck verschlechtert sich der Wirkungsgrad der
Expansionsmaschine. Eine weitere negative Folge einer zu hohen Einspritzmenge ist die
Verschlechterung des Abscheidegrades des Zyklons. Der Zyklon wurde für die geforderte
Einspritzmenge von 3 g ausgelegt. Ist die Einspritzmenge (deutlich) größer, läuft der Zyklon über.
Experimentelle Ergebnisse der ausgetragenen Flüssigkeit Abbildung 35 (Kapitel 5.1.3) belegen dies.
Im Folgenden werden der experimentelle Aufbau und die Modellierung der Einlassventilansteuerung
beschrieben und Zwischenergebnisse zur Validierung dargestellt. Daran anschließend werden
Ergebnisse der experimentell bestimmten Einspritzmasse mit denen der Simulation verglichen. Die
nachfolgenden Ausführungen und Abbildungen sind der Dissertation von [Steffen, 2013] entnommen.
5.2.2. Konstruktiver Aufbau
Im ersten Versuchsaufbau, der in beschrieben ist, wurde ein Konzept für das Einlassventil realisiert,
bei welchem der Kolben selbst das Einlassventil öffnet, sobald dieser sich in der Nähe des oberen
Totpunkts der Kolbenmaschine befindet. Hierdurch wird eine verlässliche Ventilansteuerung realisiert,
die jedoch drehzahlabhängig und während des Betriebs nicht regelbar ist. Im Rahmen der
Konstruktion des verbesserten Zylinderkopfes wurde eine Ventilsteuerung implementiert, die
unabhängig von der Kolbenbewegung geregelt werden kann und einen großen Bereich bzgl. der
erreichbaren Einspritzmasse abdeckt.
Der Aufbau der Ventilansteuerung besteht aus der Ventilstange und dem Aktuator; der Aufbau ist in
Abbildung 41 dargestellt. Der Ventilsitz und die Einlasskammer sind nicht dargestellt. Um
mechanische Belastungen am Ventilkopf und -sitz durch Öffnungs- und Schließvorgänge zu
reduzieren, wird der dargestellte Dämpfer zwischen Ventilstange und Aktuator verwendet. Das
Funktionsprinzip des Aufbaus ist wie folgt: Sobald an die Spule des Aktuators eine Spannung
angelegt wird, wird das Ventil bewegt und der Einlass wird geöffnet. Die Bewegung der Spule ist
dabei durch den einstellbaren Anlaufweg limitiert. Bei Erreichen des Anlaufwegs wird eine Federkraft
aufgebaut, welche dabei hilft das Ventil wieder zu schließen.
52
Abbildung 41: Aufbau Ventil-Aktuator
Über die Ansteuerung des Aktuators wird ein Spannungsverlauf vorgegeben, der sich aus einzelnen
Sequenzabschnitten zusammensetzt. In den ersten beiden Sequenzen #1 und #2 wird für eine
einstellbare Zeitdauer eine positive Spannung vorgegeben, um das Ventil zu öffnen. Die darauf
folgenden Sequenzabschnitte können ebenfalls individuell eingestellt werden und haben einen
negativen Spannungswert, um das Ventil zu schließen und im Sitz zu halten.
Für die individuelle Konfiguration der Einlassansteuerung können sowohl der Anlaufweg als auch die
Einlasssequenz frei eingestellt werden. Zusätzlich ist die maximale Spannung wählbar. Während des
kontinuierlichen Betriebs ist nur der erste Wert der Einlasssequenz regelbar.
5.2.3. Modellierung
Für die Vorausberechnung der Einspritzmenge in Abhängigkeit der Einlasssequenz und des
Anlaufwegs wird das elektromechanische System aus Aktuator, Federn und bewegten Massen
1
modelliert . Das für die Modellierung betrachtete Ersatzschaltbild ist in Abbildung 42 dargestellt.
Dabei bezeichnet sTF den Anlaufweg und kTF die Federkonstante der Tellerfedern, welche bei
Anschlag eine Gegenkraft aufbauen, um das Ventil zu schließen. Die weiteren Größen cD und kD
charakterisieren den Dämpfer und FR die Reibungskräfte. Im geschlossenen Zustand wirkt die
Ventilkraft FVentil aufgrund des Wasserdrucks und im geöffneten Zustand die Strömungskraft F Flow.
Durch die Kraft FAktuator wird das Ventil geöffnet.
Abbildung 42: Elektromechanisches Ersatzschaltbild
Die Kraft des Aktuators ergibt sich aus dem Spulenstrom und einem Proportionalitätsfaktor, der eine
Eigenschaft der Tauchspule ist. Durch folgende Gleichung wird der Spulenstrom berechnet.
  1


U 0 t   it RS  I S x 2 dt  wS x 2 
FAktuator  FS it   FS   

  LS

1
(3)
Die erste Modellierung anhand elektrodynamischer Gleichungen wurde von Dr. M. Löffler in MS Excel
erstellt und dann von M. Steffen in MatLab implementiert und erweitert.
53
Zunächst wird zur Bestimmung der Eigenschaften der Spule die Verbindung zwischen Ventil- und
Führungsstange unterbrochen. Sowohl der Strom als auch der Weg x 2 der Spule werden gemessen
und mit den Ergebnissen der Simulation verglichen. Die Ergebnisse sind in Abbildung 43 dargestellt.
Beim Stromverlauf zeigt sich eine sehr gute Übereinstimmung zwischen Simulation und
Messergebnissen. Mit steigendem Öffnungsimpuls, von links nach rechts, ist beim Wegverlauf eine
steigende Öffnungsdauer zu beobachten.
Abbildung 43: Messergebnisse (grau) und Simulationsergebnisse (schwarz)
Charakterisierung des Ventil-Aktuator-Aufbaus bei unterschiedlichen Werten
Öffnungsimpulses. links: #1 = 1 ms, Mitte: #1 = 3 ms, rechts: #1 = 5 ms
zur
des
Im zweiten Schritt wird die Führungsstange über den Dämpfer mit dem Ventil verbunden, welches
gegen einen Wasserdruck von 25 bar geöffnet wird. Da die Wegmessung nur für die Führungsstange
möglich ist, liegt der zurückgelegte Weg des Ventils (rote Kurve) nur als Ergebnis der Simulation vor.
Die Übereinstimmung von Simulation und Experiment ist bei Vergleich des Stromverlaufs qualitativ
und quantitativ sehr gut. Dahingegen ergeben sich beim Wegverlauf geringfügige Abweichungen.
Eine zunehmende Öffnungsdauer mit ansteigendem Öffnungsimpuls ist jedoch eindeutig zu
erkennen.
54
Abbildung 44: Messergebnisse (grau), Simulationsergebnisse (schwarz und rot) zur
Bestimmung des Ventilöffnungswegs. links: #1 = 1 ms, Mitte: #1 = 3 ms, rechts: #1 = 5 ms
Durch Kenntnis des Öffnungswegs des Einlassventils ist es möglich, die Einspritzmenge in
Abhängigkeit der Steuerparameter (#1 und sTF) zu berechnen. Der Einlassmassenstrom wird über die
Kontinuitätsgleichung berechnet. Dabei wird die Einlassgeschwindigkeit über die instationäre
Bernoulligleichung beschrieben. Für diese gilt:
A2
  pein  pZyklon AE ,min

A
A
 1 pV ,1  i pV , 2  3 pV ,3  dt
ME
ME
ME
ME

tE , A
tE , E
wein 
 
(4)
Während des Einspritzvorgangs werden die Druckverlustterme entsprechend den geometrischen
Verhältnissen am Einlassventil nach Abbildung 45 berücksichtigt. Weiterhin ist ein abfallender Druck
in der Einlasskammer in der Modellierung beinhaltet, der sich aufgrund der Inkompressibilität der
Flüssigkeit ergibt. Schließlich berücksichtigt der instationäre Ansatz zur Beschreibung der
Einspritzgeschwindigkeit den Gegendruck im Zyklon, der sich bereits während des Einspritzvorgangs
aufbaut und die Einspritzmenge reduziert.
Abbildung 45: Geometrische Verhältnisse am Einlassventil
Unter Berücksichtigung des Ventilhubs und des Einspritzmassenstroms wird die Einspritzmenge
berechnet und mit den experimentellen Ergebnissen verglichen. Die Ergebnisse sind im folgenden
Kapitel dargestellt.
5.2.4. Ergebnisse
Bei der Versuchsdurchführung zur Bestimmung der Einspritzmenge werden am Zyklonaustritt zwei
unterschiedliche Düsen mit 4 mm und 10 mm Querschnitt verwendet. Diese verursachen einen unterschiedlich schnellen Druckabfall und simulieren somit den Gegendruck im Zyklon, der während der
Entspannungsverdampfung mit Kolbenbewegung vorhanden ist. Der tatsächlich zu erwartende
Druckabfall bei Kolbenbewegung liegt zwischen den Verläufen mit 4 mm und 10 mm Düse. Weiterhin
wird der Öffnungsimpuls variiert. Der erste Wert der Einlasssequenz #1 kann zwischen 0 und 5 ms
variiert werden; um größere Werte einzustellen, wird ein Offset #2 von bis zu 6 ms verwendet.
Die eingespritzte Wassermenge wird am Zyklonaustritt aufgefangen und gewogen. Dies erfolgt in
einem mit crushed-Ice vorgelegten Becherglas, um den entstehenden Dampf möglichst vollständig zu
kondensieren und aufzufangen. Die aufgefangene Flüssigkeitsmenge ist folglich ein Mindestwert der
tatsächlich eingespritzten Menge. Durch Optimierung der Versuchsdurchführung im Rahmen der
55
Projektzusammenarbeit konnte der entstehende Fehler und die Schwankungsbreite zwischen den
einzelnen Versuchen minimiert werden.
Die experimentellen Ergebnisse zeigen, daß mit steigendem Öffnungsimpuls die Einspritzmenge
zunimmt. Die Werte für die 10 mm Düse liegen im Schnitt oberhalb derer mit 4 mm Düse. Dies ist zu
erwarten, da der Gegendruck im Zyklon bei größerer Düse geringer ist und somit eine höhere
Einspritzgeschwindigkeit erreicht wird.
Nach Anpassung des Verlustbeiwertes des Druckverlusts ΔpV,3 an die Messwerte, resultieren die in
Abbildung 46 dargestellten Ergebnisse. Die Anpassung wurde so durchgeführt, daß die theoretischen
Werte die maximalen experimentellen Datenpunkte wiedergeben.
Sowohl Simulation als auch experimentelle Werte zeigen zwischen 3 ms und 6 ms eine leicht
abfallende Einspritzmenge, trotz steigendem Öffnungsimpuls. Dies wird durch das Zusammenwirken
der elektromechanischen Komponenten (Spulenkraft, Umlenkfedern, Fluidkräfte, usw.) des EinlassAktuator-Aufbaus verursacht und kann ggf. durch Anpassung der Einlasssequenz oder des
Anlaufwegs
kompensiert
werden.
Für
die
Regelung
der
kontinuierlich
laufenden
Entspannungsmaschine ist dieser Umstand von Bedeutung und muß ggf. in der Regelstrategie
berücksichtigt werden.
Abbildung 46: Einspritzmenge in Abhängigkeit des Öffnungsimpulses im Vergleich von
Simulation und Messergebnissen bei s TF = 5 mm
56
6 Perspektiven der Strömungssimulation
Die Dynamik der Keimbildung ist für die Umsetzung des hier dargestellten Dreiecksprozesses mit
Flashverdampfung im Zyklon von zentraler Bedeutung. AM ITTK werden Prozesse mit Phasenübergang simuliert und es gelang, die Simulationsergebnisse durch Versuche zu bestätigen. Im
Rahmen dieser Simulationen werden Parameter von vorhandenen Simulationswerkzeugen (cfx) für
Mehrphasenströmungen angepaßt. Zur Adaption der Simulationswerkzeuge werden Keimradien in
Abhängigkeit der Phasenanteile vorgeschlagen und Wärmeübergangswerte an den Phasengrenzflächen überschlagen [Wursthorn, 2013] (siehe auch Abbildung 23).
Die Keimbildung wird bei derzeit verfügbaren Simulationswerkzeugen nicht ausreichend abgebildet.
Da die Keimbewegung und die Wärme- und Stofftransporteigenschaften innerhalb einer Rechenzelle
aber signifikant von der Dynamik der Keimbildung und den Keimradien abhängen, wird eine Methode
gesucht, welche die Keimbildung hinreichend genau abbildet.
Nachfolgend wird ein Ausblick gegeben, welche Effekte konkret ungelöst sind und welche Schritte
erforderlich sind, um Nukleation in Simulationswerkzeuge zu integrieren.
Im konkreten Fall des Zyklons der in Kapitel 3 beschriebenen Kolbenmaschine sind zwei Effekte von
besonderer Bedeutung:

Treten viele kleine Dampfblasen auf, so kommt es zum „Aufschäumen“ der Flüssigkeit, da
sich kleine Blasen langsam relativ zur Flüssigkeit bewegen und daher länger in ihr verweilen
und dabei flüssige Phase länger verdrängen. Die verdrängte flüssige Phase führt zu einer
Anhebung des Flüssigkeitspegels.

Die Dampfentstehung aus überhitzter Phase erhöht aufgrund von Wärmeleitvorgängen die
Dissipation der Flashverdampfung. Dieser Effekt ist von besonderer Bedeutung, da er die
isentrope Güte der Flashverdamfung reduziert. Hier liegt der Fall vor, daß viele kleine Blasen
zu geringerer Dissipation führen als wenige große Blasen mit gleichem Gesamtvolumen.
Eine möglichst genaue Simulation der vorkommenden Blasendurchmesser ist folglich von großer
Bedeutung. Die deduktive Festlegung der Blasendurchmesser aus dem Phasenanteil (siehe
Abbildung 34) kann nicht zu einer Prädiktion der Strömung führen, wozu Simulationswerkzeuge
grundsätzlich vorgesehen sind.
Nachfolgend wird eine mögliche Verfahrensweise zur Implementierung der Nukleation in CFD
skizziert.
6.1
Beschreibung der Prozesse
Die folgende Abbildung zeigt die wesentlichen Prozesse, die zur Bildung von Keimen und Blasen
führt: Kondensation, Koagulation, Nukleation, Diffusion.
57
Abbildung 47: Prozesse in einem Kontrollvolumen [Friedlander, 2000]
Die Prozesse sind numerisch beschreibbar wie folgende Beispiele zeigen sollen:
1
Die Nukleationsrate J ist durch eine Funktion der Übersättigung S, der Temperatur, der Ober2
flächenspannung und weiterer Stoffeigenschaften darstellbar [Schaber].
2
Größere Blasen bewegen sich beschreibbar schneller als kleinere. Aufgrund dieser Tatsache und
anhand der Konzentration der Blasen können Kaogulationsereignisse statistisch vorhergesagt
werden.
3
Die Bewegung der Nuklei (Sedimentation) ist anhand des Dichteunterschiedes der Phasen, der
Nukleusgröße und des herrschenden Beschleunigungsvektors berechenbar.
6.2
Grundlagen CFD
Bei CFD-Verfahren wird ein Prozeß innerhalb eines Kontrollvolumens untersucht. Hierzu wird das
Kontrollvolumen in viele kleine Volumina (Zellen) aufgeteilt. In diesen kleinen Volumina werden
grundsätzliche Strömungsgleichungen (Navier-Stokes-Gleichungen: Energie, Impuls, innere Reibung
u.a.) gelöst. Es kommt zu einem über der Zeit berechenbaren Stoff- und Energieaustausch mit den
Nachbarzellen und damit zu einer Gesamtbeschreibung der Strömung.
dm/dt
dQ/dt
Abbildung 48: cfx, Austausch zwischen benachbarten Zellen
Für jede Zelle wird im Fall von Zwei-Phasenströmungen ein Datensatz angelegt. Dieser enthält für die
Berechnungen erforderliche Zustandsdaten wie z.B.: Temperatur, Druck, Strömungsvektor, Phasenanteil(e), Phasenoberfläche, Beschleunigungsvektor u.a.
2
Die Güte der numerischen Berechnung ist disskussionswürdig. Beispielsweise liefern zurzeit
existierende Theorien zu homogenen Nukleation um drei Zehnerpotenzen auseinanderliegende
Ergebnisse der Nukleationsrate; siehe Gleichung 11.47 und 11.74 in J.H. Seinfeld,Pandis, S.N. (2006).
Atmospheric Chemistry and Physics.
58
T, p, m, a, v, X, O, µ
Abbildung 49: cfx, beispielhafter Datensatz
6.3
Kopplung Nukleationsprozesse und CFD
Nach dem Kenntnisstand des Autors ist keine kommerziell erhältliche Software bekannt, die die
Nukleation in Simulationsprogrammen mit ausreichender Realitätsnähe abbildet. In einem ersten
Schritt muß eine ausführliche Literaturrecherche einen genauen Überblick über den aktuellen Stand
der Technik der Berücksichtigung der Nukleationsthematik in CFD Simulationswerkzeugen geben. So
arbeitet z.B. die Forschungsgruppe um Yixiang Liao am Helmholtz-Zentrum Dresden-Rossendorf an
der Qualifizierung von CFD-Programmen für Mehrphasenströmungen. Mehrphasenströmungen mit
Nukleation können von dem Programm NEPTUNE berechnet werden [Guelfi et al., 2007]. Es muß
geprüft werden, ob dieses in der Entwicklung befindliche Programm bereits für die Simulierung der in
der vorliegenden Arbeit untersuchten Zyklonströmung geeignet ist.
Ein konkreter Schwerpunkt der Forschung ist die Implementierung von Blasenwachstum in
Flashprozessen in kommerziell erhältliche CFD-Software wie cfx; siehe vorbereitende
Veröffentlichungen wie z.B. [Liao et al., 2013]. Molekulare thermodynamische Simulationsmodelle
bilden molekulare
Kollisionen ab und gewinnen hieraus u.a. Stoffdaten und Oberflächeneigenschaften. Hierbei werden die Bewegungen von bis zu mehreren Millionen Einzelpartikel und
deren Kollisionen simuliert.
Da überlebensfähige Nukleationen jedoch in vielen Fällen relativ selten auftreten, (J = 1/cm³s) ist die
molekulare Simulation rechentechnisch nicht möglich, wie das folgende Beispiel zeigt.
Das zu simulierende Volumen betrage 22,4 cm³ (beispielhaftes Zyklonvolumen). In diesem
20
Volumen befinden sich bei 1 bar beispielsweise 6*10 Moleküle. Diese Molekülanzahl ist mit
molekularer Simulation nicht in angemessener Rechenzeit simulierbar.
Da Nukleationsraten berechnet werden können, sollen hier die Ansätze einer Kopplung von
Strömungssimulation und nuklationskinetischen Gesetzen umrissen werden. Konkret wird das
Beispiel von Blasenwachstum in Wasser betrachtet.
Sollen Nukleationsphänomene in die Rechenzelle integriert werden, so müssen folgende Daten den
Zellen übergeben werden:
1. Nukleation: mit einer Wahrscheinlichkeit, die im Wesentlichen vom Zellvolumen, der Keimbildungsrate und dem Zeitschritt der Simulation abhängt, werden Keime in der Zelle gebildet.
Um nicht zutreffende Regelmäßigkeit der Keimbildung auszuschließen, muß die Keimbildung
3
mit einer Zufallsfunktion multipliziert werden . Man kann zunächst davon ausgehen, daß die
Keime im Zentrum der Zelle gebildet werden.
3
Dieser Eingriff verändert die Charakteristik des Werkzeugs. Ist CFD-Simulation zunächst streng deterministisch (wird eine Simulation wiederholt, so ergibt sich exakt das gleiche Ergebnis), so bringt das
Einfügen einer Zufallsfunktion eine statistischen Einfluß, wobei bei korrekter Einführung der Nukleation
zwei Ergebnisse zwar nichtidentisch, aber in den Bilanzen sehr ähnlich sein müssen. Wird beispielsweise
siedendes Wasser simuliert, so muß die Blasenentstehung dynamisch annähernd identisch sein,
während die Keimbildung an nicht vorhersagbaren Stellen eintritt, wie es real auch der Fall ist.
59
2. Bewegung und Wachstum der Nuklei. Sind überlebensfähige Nuklei gebildet, so bewegen sie
sich aufgrund von Dichteunterschieden und Beschleunigungen mathematisch beschreibbar
entweder innerhalb der Zelle zu Zellrändern oder aber die Nuklei werden am Zellrand an
andere Zellen übertragen und wachsen in diesen weiter. Ebenso werden von Nachbarzellen
Nuklei übernommen.
Zur Realisierung dieser Teilschritte muß der traditionelle Zellen-Datensatz der CFD-Werkzeuge
erweitert werden. Ebenso müssen Rechengänge eingeführt werden, die die Entstehung, das
4
Wachstum und den Transport der Nuklei behandeln. Die folgende Abbildung zeigt beispielhaft das
Blasenwachstum und die Blasenbewegung bei ca. 10 000 g (Beschleunigungen in einem Zyklon)
[Ruckenstein, 1967, Ruckenstein et al., 1970].
Abbildung 50: Blasenbewegung und -wachstum [Ruckenstein et al., 1970], 10 K Überhitzung,
10 000 g
Beispiel eines neuen Datensatzes:
Jede Rechenzelle enthält eine Anzahlverteilung von in ihr existierenden Nuklei zum Zeitpunkt t. Die
Größe dieses Datensatzes wird zur Reduktion der erforderlichen Daten dem zu simulierenden Fall
angepasst. In folgendem Beispiel treten nur Nuklei bis 80 nm auf.
Tabelle 8: Größenverteilung von Nuklei in einer Zelle
Größe/nm
0-10
10-20
20-30
30-40
Anzahl, t
0
2
4
4
4
40-50
3
50-60
5
60-70
0
70-80
0
Insbesondere das Wachstum ist nur komplex darstellbar. Sobald sich der Nukleus bewegt, werden
abgekühlte Oberflächen abgestreift und neue wärmere Oberflächen erschlossen [Ruckenstein, 1967,
Ruckenstein et al., 1970]. Bei Strömungen mit hohen Beschleunigungen, wie im Zyklon, ist das Wachstum also deutlich schneller als bei ruhenden Fluiden im Schwerkraftfeld.
60
Anhand des Wachstums und der Größenverteilung kann für jeden Nukleus eine Verweilzeit in der
Zelle berechnet werden. Dementsprechend werden die Nuklei entlang des Verschiebungsvektors an
entsprechende Nachbarzellen weitergegeben.
Anhand der Geschwindigkeiten der verschieden großen Nuklei und der Zellenabmessungen kann
hiermit näherungsweise berechnet werden, wie viele der Nuklei wann und mit welcher Größe die
Zelle verlassen werden. Ebenso gehen von Nachbarzellen übertragene Nuklei in die Matrix ein.
Die folgende Abbildung 51 zeigt zwei Fälle der Nukleuswanderung. Ein kleiner Nukleus bleibt und
wächst bis zum nächsten Zeitschritt (t + t z) in der Zelle. Ein großer Nukleus wandert im nächsten
Zeitschritt in die nächste Zelle. In den Anzahltabellen sind aus Gründen der Übersichtlichkeit nur die
genannten Verschiebungen bilanziert. Zelle j verliert auch Nuklei aus dem Bestand und gewinnt ggf.
Nuklei von weiteren Zellen, die hier nicht mitbilanziert sind.
Größe / nm
0-10
10-20
20-30
30-40
40-50
50-60
60-70
70-80
i
j
K
l
m
6
o
p
Anzahl j, t
7
Anzahl j, t + tz
Zelle j
Verschiebevektor, kleiner Nukleus,
wächst und bleibt in Zelle i
Verschiebevektor, großer Nukleus,
wächst und „landet“ in Zelle j
Zelle i
Größe / nm
0-10
10-20
20-30
30-40
40-50
50-60
60-70
70-80
Anzahl i, t
q
2
4
r
s
5
t
u
1
5
Anzahl i, t + tz
4
Abbildung 51: Verschiebevektoren und Anzahltabellen für Zellen i und j
Es müssen bei der Verschiebung weitere Wahrscheinlichkeitsfunktionen eingefügt werden. Trifft
beispielsweise der Verschiebevektor nicht genau die geometrische Mitte M einer Zelle, muß der
Nukleus anhand einer Wahrscheinlichkeitsfunktion, die mit einem Hebelgesetz multipliziert und damit
gewichtet wird, verschoben werden. Das Hebelgesetz beinhaltet die Abstände des „Landepunktes“
des Nukleus zu den geometrischen Mittelpunkten Mi, Mk der umgebenen Zellen. Bei großer Zellenzahl
gleicht die Wahrscheinlichkeitsfunktion den Diskretisierungsfehler aus. Die folgende Abbildung
veranschaulicht den Zusammenhang im zweidimensionalen Fall. Im dreidimensionalen Fall
bestimmen die vier Abstände des Landepunktes zu den vier nächsten Zellenmittelpunkten
(Tetraederecken) das Hebelgesetz.
61
Zelle j
Mj
Mk
Zelle k
Verschiebevektor, großer Nukleus,
wächst und „landet“ in Zelle j
Zelle i
Abbildung 52: Verschiebung endet zwischen zwei Zellen
Zur Realisierung des Konzepts würde man mit einfachen Nukelationsbeispielen beginnen und das
Werkzeug nachfolgend erweitern.
Dem Volumen zugewandte Oberflächen werden im Wesentlichen zugehörige Nukleationsraten
zugeordnet. Die Verschiebevektoren werden anhand der Lage der Oberflächen plausibel korrigiert
(Nuklei dürfen nicht nach außerhalb des Gesamtvolumens transportiert werden). Koagulation wird
anhand von Wahrscheinlichkeitsfunktionen innerhalb einer Zelle als Verschiebung/Auslöschung
innerhalb der Größenverteilungstabelle durchgeführt.
Aufgrund immer weiter gesteigerter Rechen- und Speicherleistungen scheint der Aufwand zur
Implementierung von Nukleationsprozessen in CFD gerechtfertigt (die oben dargestellte Anzahlverteilung stellt einen Satz von Integer-Variablen dar, die grundsätzlich wenig Speicherplatz
einnehmen). Die Prozeduren zur Entstehung und Bewegung der Nuklei können im ersten Ansatz
linearisiert dargestellt werden.
62
7 Projektentw icklung
7.1
Projektfortschritte 2004 – 2014
Dieses Kapitel gibt einen Überblick über die Projektpartner, die das Projekt in den vergangenen
Jahren mitgestaltet und unterstützt haben. Außerdem wird eine Übersicht über die Veröffentlichungen
und studentischen Arbeiten gegeben.
Übersicht über Projektpartner:
 Universitäre Forschungsinstitute des KIT: Institut für Kolbenmaschinenen (IFKM), Institut für
Technische Thermodynamik und Kältemaschinen (ITTK), Elektrotechnisches Institut (ETI)


Außeruniversitäre Forschungsinstitute: EIFER
Private Forschungsunternehmen: MOT Forschungs- und Entwicklungsgesellschaft mbH
Übersicht über Veröffentlichungen:
 Ruf, Johannes; Löffler, Michael (2013): Experimental validation of the separation efficiency of
a new Triangle Cycle with flash evaporation in a piston engine. Vortrag, ThermodynamikKolloquium, Hamburg-Harburg

Steffen, Michael; Löffler, Michael; Schaber, Karlheinz (2013): Efficiency of a new Triangle
Cycle with flash evaporation in a piston engine. Energy, 57, 295-307

Löffler, Michael; Ruf, Johannes (2013): Optimierung einer Kolbendampfmaschine mit interner
Flashverdampfung. Abschlussbericht für die Deutsche Bundesstiftung Umwelt Az: 29268/0121/0). Europäisches Institut für Energieforschung


Steffen, Michael; Löffler, Michael; Schaber, Karlheinz (2012): Efficiency of a new Triangle
Cycle with flash evaporation in a piston engine. Vortrag, Thermodynamik-Kolloquium,
Potsdam
Löffler, Michael; Steffen, Michael (2012): Der Dreiecksprozeß, der Kreisprozess mit dem
theoretisch höchsten Wirkungsgrad. Chancen der Energiewende, Wissenschaftliche Beiträge

des KIT, Seiten 19-24, Karlsruhe
Löffler, Michael; Steffen, Michael;

Dreiecksprozeß auf der Woche der Umwelt, Berlin
Steffen, Michael; Löffler, Michael; Schaber, Karlheinz (2010): Entspannungsverdampfung in

einer Kolbenmaschine – Modellierung. Poster, Thermodynamik-Kolloquium, Bayreuth
Löffler, Michael; Steffen, Michael; Schaber, Karlheinz (2010): Entspannungsverdampfung im
Wagner,
Uwe
(2012):
Postervorstellung
zum
Arbeitsraum einer Kolbenmaschine – Messergebnisse. Kurzfassungsband des Thermo
dynamik-Kolloquiums und Ingenieurdaten, Bayreuth
Löffler, Michael; Steffen, Michael; Schaber, Karlheinz (2010): Umsetzung einer Kolbendampfmaschine mit interner Flashverdampfung. Abschlussbericht für die Deutsche Bundesstiftung Umwelt Az: 25116-21/0. Europäisches Institut für Energieforschung

Steffen, Michael; Löffler, Michael; Schaber, Karlheinz (2009): Entspannungsverdampfung in
einer Kolbenmaschine zur Nutzung von Niedertemperaturwärme. Poster, ThermodynamikKolloquium, Berlin

Löffler, Michael; Steffen, Michael; Schaber, Karlheinz (2009):Flashverdampfung im Arbeitsraum einer Kolbenmaschine. Kurzfassungsband des Thermodynamik-Kolloquiums und
Ingenieurdaten, Berlin
63

Löffler, Michael; Schaber, Karlheinz (2008): Flashverdampfung im Arbeitsraum einer Kolbenmaschine. Kurzfassungsband
Erlangen-Nürnberg
des
Thermodynamik-Kolloquiums
und
Ingenieurdaten,

Löffler, Michael (2008): Flash evaporation in cyclones. Chemical Engineering & Technology,
31 (7), 1062-1065

Löffler, Michael (2007): Kreisprozess mit Flashverdampfung im Arbeitsraum einer Kolbenmaschine. VGB PowerTech, International Journal for Electricity and Heat Generation, 92-97

Löffler, Michael (2006): Thermodynamischer Prozess mit maximaler Exergienutzung, Internetveröffentlichung in ebwk.de am 20.12.2006
Übersicht über studentische Arbeiten:
 Bouc, Tim: Abscheideversuche in einem Zyklon mit Flashverdampfung. Diplomarbeit, EIFER,

ITTK und ITLR, Universität Stuttgart (2013)
Trudel, Nike: Kreislaufsimulation eines neuartigen Prozesses zur Nutzung von Niedertemperaturwärme unter Berücksichtigung verschiedener Abwärmequellen. Bachlorarbeit, ITTK


(2013)
Biernath, Johannes: Entspannungsverdampfung in einem Zyklon - Implementierung verschiedener Verdampfungsmodelle. Bachelorarbeit, ITTK (2012)
Payer, Sabrina: Analyse der wirtschaftlichen Randbedingungen eines neuartigen thermodynamischen Prozesses. Institut für Industriebetriebslehre und Industrielle Produktion, IIP,

(2010)
Bidinger, David: Ausarbeitung und konstruktive Umsetzung unterschiedlicher Ventilkonzepte

für einen neuartigen Prozess. Bachelorarbeit, IFKM (2012)
Blochmann, Teresa: Entspannungsverdampfung in einem Zyklon - Einfluss verschiedener

Verdampfungsmodelle, Studienarbeit, ITTK (2012)
Ille, Yannik: Entspannungsverdampfung in einem Zyklon - Einfluss verschiedener Geometrien
auf die Phasentrennung. Studienarbeit, ITTK (2012)

Hort, Christopher: Ein Ansatz zur Neukonstruktion eines speziell angepassten Zylinderkopfes
für die optimierte Umsetzung eines neuartigen thermodynamischen Prozesses. Diplomarbeit,

IFKM (2011)
Bormann, Pascal: CFD-Simulation der schnellen Abkühlung einer Flüssigkeit und deren

Einfluss auf die Wandtemperatur. Diplomarbeit, ITTK (2010)
Schmitt, Alexander:
Entwicklung
und
Aufbau
einer
Verstärkerschaltung
für
Thermospannungen für eine Abtastung bis 10 kHz. Studienarbeit, ETI, ITTK (2009)

Kühner, Andreas: Konzeptentwicklung und Aufbau einer Ventilsteuerung mit Nockenwelle für
einen Dampfprozess. Studienarbeit, IFKM, ITTK (2009)


Johann, Timo: Ermittlung von öl-freien Kolbensystemen. Diplomarbeit, IFKM, ITTK (2008)
Herdel, Sebastian: Ventiltechniken für Dampfmotoren. Studienarbeit, IFKM, ITTK (2008)

Schmitt, Frank: Untersuchung von wärmeisolierenden Beschichtungen auf Metallen. Studienarbeit, IFKM, ITTK (2008)

Hinkeldey, Jonas: Messtechnische Untersuchung an einem Dampfprozess. Studienarbeit,

ITTK (2005)
Diem, Johannes: Messungen an einer Kolbenmaschine mit Flashverdampfung. Studienarbeit,
ITTK (2004)
64
7.2
Ausblick
Das Projekt befindet sich jetzt in einem Stadium, in dem Entscheidungen bezüglich der weiteren
Richtung der Entwicklung getroffen werden müssen. Infolge der Durchführung einer voraussichtlich
zum Jahresende 2014 abgeschlossenen Promotion [Steffen, 2013] und 16 studentischer Arbeiten
steht bereits umfangsreiches Hintergrundwissen zum physikalischen Effekt und den thermodynamischen Randbedingungen zur Verfügung. Aus Sicht des Autors sollte das zukünftige Vorgehen klar
zwei voneinander entkoppelten Zielen untergeordnet werden:
1. Umsetzung des technischen Prozesses und Markteintritt
2. Grundlagenforschung zur Prozessoptimierung
Das getrennte Verfolgen beider Ziele erscheint sinnvoll, da zur Umsetzung jeweils unterschiedliche
Forschungs- und Industriepartner am Projekt beteiligt werden müssen. Unabhängig von dieser Ausrichtung ist es erforderlich vor der Umsetzung der konkreten Arbeitspakete folgende Ziele im
aktuellen Versuchsaufbau zu erreichen:

Probleme mit der Elektrotechnik: Es hat sich herausgestellt, daß die Stromregler der
Aktuatoren die Messungen der Thermospannungen massiv stören. Hier wurde bisher noch
keine Lösung gefunden. Während die Ventile schalten ist keine Temperatur- oder Druckmessung durchführbar.
Die Ursache für
die
Störung der
Messungen
durch die
Leistungselektronik muß ermittelt und beseitigt werden.

Laufende Maschine: Nachdem die Vorversuche zur Bestimmung der tatsächlichen Einspritzmenge durchgeführt wurden, sollen Versuche mit laufender Kolbenmaschine gefahren
werden. Eine laufende Maschine ist essentiell für die Etablierung von Forschungs- und
Industriekooperationen.
Die weiteren Projektschritte werden nachfolgend konkret für den weiteren Projektverlauf beschrieben
und schematisch für die langfristige Projektumsetzung in Arbeitspakete unterteilt. Die nachfolgend
dargestellten Arbeitspakete geben einen Einblick in die mittel- und langfristig erforderlichen
konstruktiven Maßnahmen.
7.2.1 Technische Umsetzung und Markteintritt
Arbeitspaket P1: Maschinenbau und Werkstoffkunde

Weiterentwicklung der Einlassventile: Die Einlassventile sind anfangs dicht, jedoch verlieren
sie mit zunehmender Versuchsdauer leicht an Dichtheit. Es sollen fortgeschrittene Ventilvarianten ermittelt und umgesetzt werden, die dicht bleiben und möglichst für einen späteren
Dauereinsatz geeignet sind. Gegebenenfalls sind neue bzw. veränderte Konstruktionsansätze
der Ventile erforderlich, die gemeinsam mit MOT und dem Institut für Kolbenmaschinen
(IFKM) ausgearbeitet werden.

Weiterentwicklung der Auslassventile: Das Konzept der selbstverstärkenden Ventile hat sich
bewährt, wobei zurzeit hohe Anforderungen an eine gute Führung der Ventile gestellt sind. Da
die Kombination aus PEEK und Edelstahl jedoch bei hohen Temperaturen aufgrund unterschiedlicher Ausdehnungskoeffizienten „arbeitet“ und sich die Halteschrauben lösen, sollen
alternative Konstruktionen ermittelt werden.

Ventilsteuerung: Der Einbau und die Erprobung von Differenzdruckaufnehmern zwischen
Druck im Kolbenraum bei Kolben im unteren Totpunkt (UT) und Umgebungsdruck zur
Steuerung des Öffnens der Auslassventile sind zum Erreichen eines optimalen Betriebs
vorteilhaft.
65
Arbeitspaket P2: Neuentwicklung einer spezialisierten Entspannungsmaschine

In Zusammenarbeit mit dem IFKM und Industriepartnern wird die Auslegung einer auf die
thermodynamische Prozessführung des Dreieckprozesses spezialisierten Entspannungsmaschine angestrebt. Es ist festzulegen, welcher Motortyp weiterentwickelt wird. Auf Basis
dieser Neuentwicklung soll eine Kleinstserie produziert werden.

Die Werkstoffauswahl für diese Neukonstruktion soll in Zusammenarbeit mit dem Institut für
Werkstoffkunde (IWK) spezifisch auf die Temperaturen und Drücke des Prozesses ausgerichtet sein; ein besonderer Schwerpunkt liegt auf ökonomischen Gesichtspunkten. Eine
Hybridbauweise für ausgewählte Komponenten wird favorisiert.

Die Auswahl des Schmierkonzepts und des Schmiermittels eröffnet ganz andere
Möglichkeiten als beim Verbrennungsmotor, da beim Kolbendampfmotor keine Feststoffe aus
der Verbrennung anfallen und im Schmiermittel akkumulieren können. Eine Anpassung an
Prozessparameter kann ebenfalls erfolgen.
Arbeitspaket P3: Feldeinsatz der Kleinstserie

Die Planung und Durchführung von Feldversuchen mit einer Kleinstserie, die auf dem weiterentwickelten Prototypen basiert, wird angestrebt. Je nach Verlauf von Arbeitspaket P2 und
dem Fortschritt des Gesamtprojektes kann die Serie auch auf einer Neuentwicklung basieren.

Die Erkenntnisse über den Betrieb; sowie das Erkennen von Designschwächen und Betriebsproblematiken (z.B. Vermischung Arbeitsmittel und Öl o.ä.) werden gezielt genutzt um die
Weiterentwicklung des Prototypen voranzutreiben und die Technologiereife zu erhöhen.
7.2.2 Grundlagenforschung zur Prozessoptimierung
Arbeitspaket T1: Aufbau Zyklon-Teststand
Das Abdecken verschiedener Marktsegmente ist nur möglich, wenn die Wärmekraftmaschine in
unterschiedlichen Leistungsklassen angeboten werden kann. Ausschlaggebend ist hierfür ein erfolgreiches up-scaling des Zyklons als entscheidendem Bauteil. Die mögliche Kaskadenbauweise kommt
den Anforderungen des Marktes an ein breites Leistungsspektrum entgegen.
Arbeitspaket T2: Aufbau Arbeitsmittel-Teststand
Variation
des
Arbeitsmittels:
Der
Einbau
eines
zusätzlichen
Edelstahlwärmetauschers
im
Sekundärkreis mit z.B. organischen Arbeitsmitteln erlaubt die weitere Verwendung des Primärkreises
mit Warmwasseranlage und Kreislaufmedium Wasser. Somit wird ein relativ einfacher und finanzielle
Ressourcen schonender Ausbau des Versuchsstandes realisiert, der eine Vielzahl von weiteren
Experimenten ermöglicht.
Arbeitspaket T3: Implementierung von Nukleationstheorie in CFD
Ziel ist die Implementierung einer geeigneten Nukleationstheorie in kommerziell verfügbare
Strömungssimulationssoftware. Notwendig ist hierfür das wissenschaftliche Durchdringen der
komplexen Nukleationsvorgänge, die während der Flashverdampfung ablaufen. Verschiede Ansätze
der Keimbildung sollen untersucht und erforscht werden.
66
8 Literaturverzeichnis
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Wursthorn, C. 2013. Simulation der adiabaten Flashverdampfung innerhalb einer Drossel-Kapillare.
Diplomarbeit, Karlsruher Institut für Technologie (KIT).
68
Appendix A:
Ökologische Bilanzierung des Verfahrens
Als aktueller Stand der Technik und auf dem Markt erhältliches Produkt für Temperaturbereiche bis
350 °C werden der Organic-Rankine-Cycle (ORC) und der Kalinaprozess als Vergleichsprozesse
definiert.
A.1 TOXIZITÄT UND GLOBAL WARMING POTENTIAL (GWP) DER ARBEITSMITTEL
Für den Dreiecksprozeß werden voraussichtlich ähnliche Arbeitsmittel wie bei den Vergleichsprozessen verwendet. Generell können Kolbenmaschinen genau wie Turbinen (ORC- und Dampfturbinen) hermetisch betrieben werden. Die Technik der hermetischen Kolbenkompressoren kann
somit auf Kolbenexpander übertragen werden. Deshalb ist bereits nach dem momentanen Stand der
Technik gewährleistet, daß ein Austreten der potentiell mensch- und umweltgefährdenden
Arbeitsmittel sicher unterbunden wird.
Der aktuelle Prototyp wird mit reinem Wasser betrieben und obliegt daher keinen besonderen
Ansprüchen an Dichtheit des Arbeitsmittelkreislaufs und Rückhalten des Arbeitsfluids.
A.2 VERRINGERUNG VON TREIBHAUSGASEMISSIONEN
Der Dreiecksprozeß wird genau wie die Vergleichsprozesse mit Niedertemperaturwärme als
Wärmequelle betrieben. Die hieraus erzeugte elektrische Energie verdrängt demnach aus fossilen
Energieträgern erzeugten Strom aus dem Netz. Die zu erwartende Steigerung der Prozesseffizienz
von 30 % gegenüber ORC- und Kalinaprozessen bedeutet eine dementsprechend prozentual
gleichwertige Verringerung der Treibhausgasemissionen, wenn anstatt eines ORC ein
Dreiecksprozeß verwendet wird. Dies gilt für große elektrische (und thermische) Leistungen, bei
denen der isentrope Turbinenwirkungsgrad entsprechend hoch ist (ca. 85 %). Im Bereich kleiner
Leistungen sind isentrope Turbinenwirkungsgrade deutlich niedriger (< 50 %), während der isentrope
Wirkungsgrad von Kolbenmaschine auch bei kleinen Baugrößen hoch ist. Hier ist die Einsparung an
Treibhausgasemissionen
durch
Dreiecksprozeße
mit
Kolbenmaschinen
im
Vergleich
zu
Turbinenprozessen entsprechend höher.
Noch deutlicher wird das Potential zur Verringerung der Treibhausgasemissionen wenn als Wärmequelle für den Dreiecksprozeß thermische Energie eingesetzt wird, die entweder wegen ihres
geringen Temperaturniveaus oder niedrigen Leistungspotentials mit den Vergleichsprozessen nicht
wirtschaftlich erschlossen werden können. Dieses mögliche Revolutionierungspotential der Niedertemperaturwärmenutzung durch den Dreiecksprozeß ermöglicht bereits mittelfristig einen nicht zu
unterschätzenden Beitrag zur Entkarbonisierung des europäischen Stromnetzes.
69
Appendix B:
Ökonomische Bilanzierung des Verfahrens
Zur ökonomischen Bilanzierung des Verfahrens wurde eine Bachelorarbeit [Trudel, 2013]
durchgeführt. Die Arbeit beinhaltet eine Modellierung des Vergleichs von Dreiecksprozeß, ORC und
Kalinaprozess in Verbindung mit folgenden Wärmequellen:

Thermischer Solarkollektor (im Vergleich mit Photovoltaik)

Blockheizkraftwerk

Tiefe Geothermie
Die Wirtschaftlichkeit von Dreiecksprozeßen wurde in der Arbeit für eine große Zahl von
Anwendungsfällen nachgewiesen. Die Ausarbeitung zur Positionierung des Dreieckprozesses beruht
auf hypothetischen Investitionskosten für die Kolbenmaschine von 500 €/L Hubvolumen die in einer
früheren studentischen Arbeit ermittelt wurden [Payer, 2010]. Ein wichtige Basis für diese Arbeit
waren die ökomischen Betrachtungen aus dem DBU Abschlussbericht des 2010 abgeschlossenen
Vorgängerprojektes [Löffler et al., 2010]. Besonders im niedrigen Leistungsbereich bestimmen Investitionskosten maßgeblich die Wirtschaftlichkeit. Für die weitere Umsetzung des Projektes zum
Erreichen von technologischer Reife des Dreieckprozesses findet in Kapitel 7.2 eine konkrete
Einteilung der notwendigen Schritte in Arbeitspakete statt. Zielsetzung von Arbeitspaket P2 ist es
demnach, eine eigens für den Dreieckprozess optimierte Maschine in Serie zu produzieren. Dadurch
besteht die Möglichkeit, daß die oben genannten Anschaffungskosten zu hoch sind und damit die
Wirtschaftlichkeit für den Dreiecksprozeß besser als bisher angenommen ausfällt. Im Rahmen des
Arbeitspaketes P2 wird eine detaillierte ökonomische Evaluierung der Fertigungskosten zusammen
mit dem Industriepartner (z.B. einem Kolbenmaschinenhersteller) durchgeführt werden.
Wegen der für Deutschland unzulänglichen Datenlage bezüglich des Abwärmeaufkommens der
einzelnen Industriebranchen wurde mittels einer ausländischen Studie das Abwärmepotential der
norwegischen Industrie auf Deutschland übertragen. Gemäß dieser Schätzung liegen etwa 12 % des
Gesamtenergiebedarfs der deutschen Industrie als Abwärme mit einem Temperaturniveau > 140 °C
vor [Payer, 2010]. Auf diesem Feld sind ganz konkret weitere studentische Arbeiten geplant um
fundierte Daten für Deutschland zu erhalten.
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Appendix C:
Fertigungszeichnung Zyklon
Quelle: Clemens Hampe, IFKM
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