Entwicklung einer Konvektionstrocknungsanlage mit ... - HFT Stuttgart

Abschlussbericht
Entwicklung einer Konvektionstrocknungsanlage
mit Lufttrocknung durch solarthermisch
regenerierte Flüssigsorptionsmittel
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Förderung
Das diesem Bericht zugrunde liegende Vorhaben wurde im Rahmen des Forschungsprogramms
„Innovative Projekte” an den Fachhochschulen Baden-Württembergs gefördert. Die Verantwortung
für den Inhalt dieser Veröffentlichung liegt bei den Autoren.
Projektleitung
Autoren
Anschrift
Prof. Dr. Ursula Eicker
HfT – Hochschule für Technik Stuttgart
Dipl. Ing. (FH) Tina Päßler
zafh.net
Zentrum für angewandte Forschung an Fachhochschulen
Hochschule für Technik Stuttgart
Schellingstr. 24
70174 Stuttgart
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Inhalt
1 ...... Einleitung ................................................................................................................................................................ 11
2 ...... Grundlagen Trocknungstechnik ............................................................................................................................ 12
2.1 Trocknerkonstruktionen .................................................................................................................................... 12
2.2 Trocknungsprozess und optimale Trocknungsbedingungen ............................................................................. 14
2.3 Trocknungsprozess unter tropischen Bedingungen .......................................................................................... 16
3 ...... Grundlagen der Flüssigsorption ........................................................................................................................... 20
3.1 Flüssigsorptionsprozess ................................................................................................................................... 20
3.2 Flüssigsorbenzien ............................................................................................................................................ 22
3.2.1 Physikalische und chemische Eigenschaften Sorptionsmittel ................................................................. 22
4 ...... Theoretische Grundlagen ...................................................................................................................................... 28
4.1 Zustandsgrößen der feuchten Luft .................................................................................................................... 28
4.2 Thermische und physikalische Eigenschaften wässriger Salzlösungen ............................................................ 30
4.3 Berechnungsgrundlagen Luftentfeuchtung ....................................................................................................... 36
4.3.1 Prozessluft ............................................................................................................................................. 36
4.3.2 Wässrige Salzlösungen .......................................................................................................................... 37
5 ...... Experimentelle Untersuchung Sorptionseinheit .................................................................................................. 39
5.1 Sorptionsprüfstand - Stoffaustauschapparat ..................................................................................................... 39
5.1.1 Versuchsaufbau - Anlagenschema ......................................................................................................... 40
5.2 Mess- und Systemtechnik Sorptionsprüfstand .................................................................................................. 42
5.2.1 Messgeräte ............................................................................................................................................ 42
5.2.2 Messstellenbezeichnung / Messstellenskizze ......................................................................................... 45
5.2.3 Messdatenerfassung .............................................................................................................................. 46
5.2.4 Systemtechnik Sorptionsprüfstand ......................................................................................................... 47
5.3 Trägermaterialien Sorptionsprüfstand ............................................................................................................... 49
5.3.1 Theoretische Grundlagen Füllkörper ...................................................................................................... 50
5.3.1.1 Lückengrad ....................................................................................................................................... 50
5.3.1.2 Technische Daten Füllkörper ............................................................................................................. 53
5.3.1.3 Theoretische Grundlagen Druckverlust ............................................................................................. 54
5.3.1.4 Untersuchungsergebnisse Druckverlust Sorptionsprüfstand .............................................................. 56
5.4 Messtechnische Untersuchung Sorptionsprüfstand .......................................................................................... 61
5.4.1 Absorptionsprozess ............................................................................................................................... 61
5.4.2 Zusammenfassung Messergebnisse Absorptionsprozess ...................................................................... 62
5.4.2.1 Absorptionsprozess – LiCl-Lösung .................................................................................................... 62
5.4.2.2 Absorptionsprozess – CaCl2-lösung .................................................................................................. 65
5.4.3 Diskussion Messergebnisse Absorptionsprozess ................................................................................... 66
5.4.4 Regenerationssprozess ......................................................................................................................... 69
5.4.5 Zusammenfassung Messergebnisse Regenerationsprozess .................................................................. 71
5.4.5.1 Regenerationsprozess LiCl-Lösung ................................................................................................... 71
5.4.5.2 Regenerationsprozess – CaCl2-Lösung ............................................................................................. 73
5.4.6 Diskussion Messergebnisse Regenerationsprozess ............................................................................... 74
5.4.7 Sorptionsprozess im hx-Diagramm ........................................................................................................ 78
5.5 Vorteile und Nachteile von Trägermaterialien und Sorptionsmitteln .................................................................. 79
5.5.1 Vergleich wässriger Lithiumchlorid- und Calciumchloridlösungen ........................................................... 79
5.5.2 Vergleich Trägermaterialien ................................................................................................................... 79
6 ...... Simulationsmodell / Berechnung des Wärme- und Stoffübergangs in Füllkörperschüttungen bei
Phasenführung im Kreuzstrom ........................................................................................................................................ 81
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6.1 Numerisches Berechnungsverfahren ................................................................................................................ 81
6.1.1 Wärme- und Massenbilanz..................................................................................................................... 83
6.1.2 Ermittlung der erforderlichen Eingangsgrößen ....................................................................................... 85
6.1.3 Ermittlung der Ausgangsgrößen ............................................................................................................. 88
6.1.4 Struktogramm Simulationsmodell ........................................................................................................... 90
6.2 Simulationsergebnisse ..................................................................................................................................... 91
6.2.1 Vergleich Simulationsmodell mit Messergebnissen- Absorptionsprozess ............................................... 91
6.2.1.1 Ergebnisse der Messungen und Simulationsrechnungen .................................................................. 91
6.2.1.2 Diskussion der Simulationsergebnisse .............................................................................................. 94
6.2.2 Simulation Sorptionseinheit bei unterschiedlichen Packungshöhen ........................................................ 94
6.2.2.1 Prozesstemperaturen und Entfeuchtungspotenziale der Sorptionseinheit bei unterschiedlichen
Packungshöhen .................................................................................................................................................... 95
6.2.2.2 Temperaturprofile und Entfeuchtungspotenziale der Sorptionseinheit bei unterschiedlichen
Packungshöhen .................................................................................................................................................... 97
6.2.2.3 Diskussion Simulationsergebnisse unterschiedlicher Packungshöhen der Sorptionseinheit .............. 99
6.3 Flüssigkeitsverteilung in Füllkörperschüttungen .............................................................................................. 101
7 ...... Geometrische Auslegung Sorptionseinheit........................................................................................................ 106
7.1 Konstantes Volumen Sorptionseinheit ............................................................................................................ 106
7.1.1 Temperatur- und Entfeuchtungsprofile der Sorptionseinheiten ............................................................. 108
7.1.2 Prozesstemperaturen und Entfeuchtungspotenziale der Sorptionseinheit ............................................ 111
7.1.3 Diskussion Simulationsergebnisse ....................................................................................................... 113
8 ...... Flüssigsorptionstrocknungsanlage .................................................................................................................... 115
8.1 Trocknungseinheit .......................................................................................................................................... 115
8.1.1 Konstruktion Trocknungseinheit ........................................................................................................... 115
8.1.2 Strömungstechnische Gestaltung Trocknungsanlage ........................................................................... 117
8.1.3 Konstruktionszeichnung Trocknungsanlage ......................................................................................... 118
8.2 Sorptionseinheit ............................................................................................................................................. 120
8.2.1 Konstruktion Sorptionseinheit und Aufbau Sorptionsprüfstand ............................................................. 120
8.2.2 Konstruktionszeichnung Sorptionseinheit ............................................................................................. 122
8.3 Luftkonditionierungsanlage ............................................................................................................................. 123
8.3.1 Konstruktion Luftkonditionierungsanlage .............................................................................................. 123
8.3.2 Konstruktionszeichnung Luftkonditionierung ........................................................................................ 124
8.4 System- und Messtechnik Gesamtanlage ....................................................................................................... 126
8.4.1 Messtechnik Gesamtanlage ................................................................................................................. 126
8.4.1.1 Messgeräte ..................................................................................................................................... 126
8.4.1.2 Messstellenbezeichnung / Messstellenskizze .................................................................................. 128
8.4.1.3 Messdatenerfassung ....................................................................................................................... 130
8.4.2 Systemtechnik Luftkonditionierung und Sorptionseinheit ...................................................................... 130
8.5 Messergebnisse ............................................................................................................................................. 133
8.5.1 Messergebnisse Sorptionseinheit ......................................................................................................... 134
8.5.1.1 Absorptionsprozess – konstante Randbedingungen ........................................................................ 134
8.5.1.2 Diskussion Absorptionsprozess – konstante Randbedingungen ...................................................... 136
8.5.1.3 Absorptionsprozess Langzeitmessung ............................................................................................ 137
8.5.1.4 Diskussion Absorptionsprozess Langzeitmessung .......................................................................... 140
8.5.2 Messergebnisse Trocknungseinheit ..................................................................................................... 142
8.5.2.1 Temperaturprofile Trocknungsanlage .............................................................................................. 142
8.5.2.2 Entfeuchtungspotenzial - Verdunstungsleistung Trocknungsanlage ................................................ 144
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8.5.3 Diskussion Messergebnisse ................................................................................................................. 148
9 ...... Anlagenkonzept und energetische Bewertung Gesamtsystem ........................................................................ 153
9.1 Anlagenkonzepte Flüssigsorptionstrocknungsanlage ..................................................................................... 153
9.2 Befeuchtungspotenzial Regenerationseinheit im kombinierten Betrieb ........................................................... 155
9.2.1 Messtechnische Untersuchung Regenerationseinheit .......................................................................... 155
9.2.2 Diskussion Regenerationsprozess – kombinierter Betrieb .................................................................... 158
9.3 Energetische Bewertung und Optimierung Anlagenkonzept ........................................................................... 159
9.3.1 Ermittlung der erforderlichen Heiz- und Kühlleistungen ........................................................................ 159
9.3.2 Optimierung Anlagenkonzepte und Leistungsanalyse .......................................................................... 163
9.3.3 Untersuchung des Einsparpotenzials ................................................................................................... 166
10 .... Wirtschaftliche Verwertung ................................................................................................................................. 167
11 .... Zusammenfassung ............................................................................................................................................... 168
12 .... Literaturverzeichnis ............................................................................................................................................. 172
13 .... Anhang .................................................................................................................................................................. 173
13.1 Messergebnisse Absorptionsprozess Sorptionseinheit ................................................................................... 173
13.1.1 Entfeuchtungsbreiten Prozessluft - LiCl-Lösung ................................................................................... 173
13.1.2 Entfeuchtungsbreiten Prozessluft - CaCl2-Lösung ............................................................................... 174
13.1.3 Temperatur Prozessluft nach Absorptionseinheit – LiCl-Lösung ........................................................... 175
13.1.4 Temperatur Prozessluft nach Absorptionseinheit – CaCl2-Lösung ....................................................... 175
13.1.5 Temperatur Salzlösung nach Absorptionseinheit – LiCl-Lösung ........................................................... 176
13.1.6 Temperatur Salzlösung nach Absorptionseinheit – CaCl2-Lösung ....................................................... 177
13.2 Messergebnisse Regenerationsprozess Sorptionseinheit ............................................................................... 177
13.2.1 Befeuchtungsbreiten Prozessluft – LiCl-Lösung ................................................................................... 178
13.2.2 Befeuchtungsbreiten Prozessluft – CaCl2-Lösung ............................................................................... 179
13.2.3 Temperatur Prozessluft nach Regenerationseinheit – LiCl-Lösung ...................................................... 179
13.2.4 Temperatur Prozessluft nach Regenerationseinheit – CaCl2-Lösung ................................................... 180
13.2.5 Temperatur Salzlösung nach Regenerationseinheit – LiCl-Lösung ....................................................... 181
13.2.6 Temperatur Salzlösung nach Regenerationseinheit – CaCl2-Lösung ................................................... 181
13.3 Tabelle Messergebnisse Sorptionsprüfstand .................................................................................................. 182
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Abbildungsverzeichnis
Abb. 1 Anlagenschema Flüssigsorptionstrocknungsanlage. ................................................................................................................................................................. 11
Abb. 2-1 Solare Früchtetrockner mit integriertem Warmluftkollektor und PV-Anlage der Firma global suntec. ..................................................................................... 13
Abb. 2-2 Trocknungskurve bei konstanten äußeren Trocknungsbedingungen. .................................................................................................................................... 14
Abb. 2-3 Klimadaten tropisches Gebiet – Globalstrahlung und Monatsmittelwerte der Temperatur. ................................................................................................... 17
Abb. 2-4 Klimadaten tropisches Gebiet – Monatsmittelwerte der relativen und absoluten Feuchte. ..................................................................................................... 17
Abb. 2-5 Trocknungsprozess bei gleichen Trocknungslufttemperaturen im hx-Diagramm mit Umgebungsluftzuständen in Deutschland im Vergleich zu den
Philippien. .................................................................................................................................................................................................................................. 18
Abb. 2-6 Trocknungsprozess unter tropischen Außenluftbedingungen mit und ohne sorptive Luftentfeuchtung. .................................................................................. 19
Abb. 3-1 Dampfdruck von wässrigen Lithiumchlorid- bzw. Calciumchloridlösungen. ............................................................................................................................ 21
Abb. 3-2 Kristallisationsgrenze wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen. .................................................................................................................................................. 23
Abb. 3-3 spez. Wärmekapazität und Dichte wässriger LiCl - und CaCl2-Lösungen. ............................................................................................................................. 24
Abb. 3-4 Oberflächenspannung und dyn. Viskosität wässriger LiCl - und CaCl2-Lösungen. ................................................................................................................. 25
Abb. 3-5 Dampfdruck wässriger LiCl-- und CaCl2-Lösungen im lg p / 1/T –Diagramm. ........................................................................................................................ 26
Abb. 3-6 Dampfdruck wässriger LiCl-- und CaCl2-Lösungen. ............................................................................................................................................................... 27
Abb. 5-1 Prüfstandsaufbau der Sorptionseinheit. .................................................................................................................................................................................. 39
Abb. 5-2 Sorptionsprüfstand – Sattelkörper-Schüttung. ........................................................................................................................................................................ 40
Abb. 5-3: Sorptionsprüfstand – Glasdek-Matrix. ................................................................................................................................................................................... 40
Abb. 5-4 Sorptionsprüfstand – Kunststoff-Packung............................................................................................................................................................................... 40
Abb. 5-5 Sorptionsprüfstand – Pallring-Schüttung. ............................................................................................................................................................................... 40
Abb. 5-6 Luftkonditionierung im hx-Diagramm. ..................................................................................................................................................................................... 41
Abb. 5-7 Systemskizze – Luftführung + Soleführung. ........................................................................................................................................................................... 42
Abb. 5-8 Druckdifferenzsensor MFS. .................................................................................................................................................................................................... 42
Abb. 5-9 Differenzdruckgeber MicaFlex PFT. ....................................................................................................................................................................................... 42
Abb. 5-10 Schwebekörper-Druchflußmesser KM 18-10. ....................................................................................................................................................................... 43
Abb. 5-11 Pt-100 Widerstandthermometer und Feuchtigkeits-Sensormodul. ....................................................................................................................................... 43
Abb. 5-12 Platin-Folien-Temperatursensor PF 1.2150.1. ...................................................................................................................................................................... 44
Abb. 5-13 Dichtetransmitter L-Dens 313. .............................................................................................................................................................................................. 44
Abb. 5-14 Systemskizze – Messstellen Sorptionsprüfstand. ................................................................................................................................................................. 45
Abb. 5-15 Messdatenscanner HP 34970A. ........................................................................................................................................................................................... 46
Abb. 5-16 Blockdiagramm in LabView. ................................................................................................................................................................................................. 46
Abb. 5-17 Frontpanel in LabView – Systemskizze. ............................................................................................................................................................................... 47
Abb. 5-18 Frontpanel in LabView – Temperaturverlauf. ........................................................................................................................................................................ 47
Abb. 5-19 Rohrventilator. ...................................................................................................................................................................................................................... 47
Abb. 5-20 Lufterhitzer............................................................................................................................................................................................................................ 47
Abb. 5-21 Membranpume. .................................................................................................................................................................................................................... 47
Abb. 5-22 Temperiergerät. .................................................................................................................................................................................................................... 48
Abb. 5-23 Luftbefeuchter. ...................................................................................................................................................................................................................... 48
Abb. 5-24 Wärmetauscher. ................................................................................................................................................................................................................... 48
Abb. 5-25 Sattelkörper Novalox ............................................................................................................................................................................................................ 50
Abb. 5-26 Pall-Ringe ............................................................................................................................................................................................................................ 50
Abb. 5-27 strukturierte Kunststoff-Packung ........................................................................................................................................................................................... 50
Abb. 5-28 glasfaserverstärkte Kunststoffmatrix Glasdek ....................................................................................................................................................................... 50
Abb. 5-29 Systemskizze - Differenzdruckmessung. .............................................................................................................................................................................. 56
Abb. 5-30 Druckverlust – trockene und berieselte SK-Schüttung. Abb. 5-31 Druckverlust – trockene und berieselte PR-Schüttung. .......................................... 57
Abb. 5-32 Druckverlust – trockene und berieselte GD-Matrix. Abb. 5-33 Druckverlust – trockene und berieselte PP-Packung. .................................................. 57
Abb. 5-34 Druckverlust - trockene Schüttungen bzw. Packungen. ....................................................................................................................................................... 57
Abb. 5-35 Druckverlust - berieselte Sattelkörperschüttung. Abb. 5-36 Druckverlust - berieselte Pallringschüttung. ..................................................................... 58
Abb. 5-37 Druckverlust - berieselte Glasdek-Matrix. Abb. 5-38 Druckverlust - berieselte Kunststoff-Packung. ............................................................................ 59
Abb. 5-39 Druckverlust - berieselte Schüttungen bzw. Packungen. ...................................................................................................................................................... 59
Abb. 5-40 Messverlauf Absorptionsprozess. ......................................................................................................................................................................................... 62
Abb. 5-41 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl 30°C + 40°C – Vergleich Trägermaterialien. ..................................................................................................................... 63
Abb. 5-42 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl 30°C – Vergleich Trägermaterialien. ................................................................................................................................. 63
Abb. 5-43 Temperatur Prozessluft nach Absorptionseinheit – LiCl – Vergleich Trägermaterialien. ...................................................................................................... 64
Abb. 5-44 Temperatur Salzlösung nach Absorptionseinheit – LiCl – Vergleich Trägermaterialien. ...................................................................................................... 64
Abb. 5-45 Entfeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 30°C – Vergleich Trägermaterialien. .............................................................................................................................. 65
Abb. 5-46 Temperatur Prozessluft nach Absorptionseinheit – CaCl2 – Vergleich Trägermaterialien. ................................................................................................... 65
Abb. 5-47 Temperatur Salzlösung nach Absorptionseinheit – CaCl2 – Vergleich Trägermaterialien. ................................................................................................... 66
Abb. 5-48 Messverlauf Regenerationsprozess. .................................................................................................................................................................................... 70
Abb. 5-49 Befeuchtungsbreiten Luft – LiCl 60°C + 70°C – Vergleich Trägermaterialien. ...................................................................................................................... 71
Abb. 5-50 Befeuchtungsbreiten Luft – LiCl 60°C – Vergleich Trägermaterialien. .................................................................................................................................. 72
Abb. 5-51 Temperatur Prozessluft nach Regenerationseinheit – LiCl – Vergleich Trägermaterialien. .................................................................................................. 72
Abb. 5-52 Temperatur Salzlösung nach Regenerationseinheit – LiCl – Vergleich Trägermaterialien. .................................................................................................. 73
Abb. 5-53 Befeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 60°C – Vergleich Trägermaterialien. ............................................................................................................................... 73
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Abb. 5-54 Temperatur Prozessluft nach Regenerationseinheit – CaCl2 – Vergleich Trägermaterialien. ............................................................................................... 74
Abb. 5-55 Temperatur Salzlösung nach Regenerationseinheit – CaCl2 – Vergleich Trägermaterialien. ............................................................................................... 74
Abb. 5-56 Sorptionsprozess im hx-Diagramm – wässrige LiCl und CaCl2-Lösungen. .......................................................................................................................... 78
Abb. 6-1 Systemskizze der Schnittführung durch den Stoffaustauschapparat zur Berechnung des wärme- und Stoffaustauschs....................................................... 81
Abb. 6-2 Zelleneinteilung der herausgeschnittenen Ebene . ................................................................................................................................................................. 82
Abb. 6-3 eingehende und ausgehende Wärmemengen und Massenströme einer Zelle. ...................................................................................................................... 82
Abb. 6-4 Vergleich Simulationsergebnisse und Messergebnisse - Temperatur Prozessluft. ................................................................................................................ 92
Abb. 6-5 Vergleich Simulationsergebnisse und Messergebnisse - Temperatur Salzlösung.................................................................................................................. 92
Abb. 6-6 Vergleich Simulationsergebnisse und Messergebnisse – rel. Feuchte Prozessluft. ............................................................................................................... 93
Abb. 6-7 Vergleich Simulationsergebnisse und Messergebnisse – Entfeuchtungsmenge Prozessluft. ................................................................................................ 93
Abb. 6-8 Simulationsergebnisse Temperatur Prozessluft - Absorptionsprozess LiCl. ............................................................................................................................ 95
Abb. 6-9 Simulationsergebnisse Temperatur Salzlösung - Absorptionsprozess LiCl. ............................................................................................................................ 96
Abb. 6-10 Simulationsergebnisse Entfeuchtungsbreiten Prozessluft - Absorptionsprozess LiCl. .......................................................................................................... 96
Abb. 6-11 Farbskala für Temperaturprofil Prozessluft [°C]. .................................................................................................................................................................... 97
Abb. 6-12 Farbskala für Temperaturprofil Salzlösung [°C]. .................................................................................................................................................................... 97
Abb. 6-13 Farbskala für Entfeuchtungsbreite Prozessluft [g/kg]. ........................................................................................................................................................... 97
Abb. 6-14 Temperatur Prozessluft bei 500 m³/h – 5 m³/m²h ................................................................................................................................................................. 97
Abb. 6-15 Temperatur Prozessluft bei 2000 m³/h –5 m³/m²h ................................................................................................................................................................ 97
Abb. 6-16 Temperatur Salzlösung bei 500 m³/h – 5 m³/m²h ................................................................................................................................................................. 98
Abb. 6-17 Temperatur Salzlösung bei 2000 m³/h –5 m³/m²h ................................................................................................................................................................ 98
Abb. 6-18 Entfeuchtunungsbreite bei 500 m³/h – 5 m³/m²h ................................................................................................................................................................... 98
Abb. 6-19 Entfeuchtungsbreite bei 2000 m³/h –5 m³/m²h...................................................................................................................................................................... 98
Abb. 6-20 Temperatur Prozessluft bei 500 m³/h – 20 m³/m²h ............................................................................................................................................................... 98
Abb. 6-21 Temperatur Prozessluft bei 2000 m³/h –20 m³/m²h .............................................................................................................................................................. 98
Abb. 6-22 Temperatur Salzlösung bei 500 m³/h – 20 m³/m²h ............................................................................................................................................................... 99
Abb. 6-23 Temperatur Salzlösung bei 2000 m³/h –20 m³/m²h .............................................................................................................................................................. 99
Abb. 6-24 Entfeuchtunungsbreite bei 500 m³/h – 20 m³/m²h ................................................................................................................................................................. 99
Abb. 6-25 Entfeuchtungsbreite bei 2000 m³/h –20 m³/m²h.................................................................................................................................................................... 99
Abb. 6-26 Darstellung eines Volumenelements mit ein- und austretenden Flüssigkeitsmassenströmen. ........................................................................................... 101
Abb. 6-27 Skala Flüssigkeitsverteilung – Berieselungsdichte u [m³/m²h]. ........................................................................................................................................... 103
Abb. 6-28 Flüssigkeitsverteilung - Sattelkörperschüttung (u=5m³/m²h, 5 Berieselungsöffnungen) . .................................................................................................. 103
Abb. 6-29 Flüssigkeitsverteilung - Pallringschüttung (u=5m³/m²h, 5 Berieselungsöffnungen). .......................................................................................................... 103
Abb. 6-30 Flüssigkeitsverteilung - Sattelkörperschüttung (u=5m³/m²h, 11 Berieselungsöffnungen) . ................................................................................................ 103
Abb. 6-31 Flüssigkeitsverteilung - Pallringschüttung (u=5m³/m²h, 11 Berieselungsöffnungen). ........................................................................................................ 103
Abb. 6-32 Flüssigkeitsverteilung - Sattelkörperschüttung (u=5m³/m²h, 20 Berieselungsöffnungen) . ................................................................................................ 104
Abb. 6-33 Flüssigkeitsverteilung - Pallringschüttung (u=5m³/m²h, 20 Berieselungsöffnungen). ........................................................................................................ 104
Abb. 6-34 Flüssigkeitsverteilung - Pallringschüttung (u=3m³/m²h, 11 Berieselungsöffnungen) . ....................................................................................................... 105
Abb. 6-35 Flüssigkeitsverteilung - Pallringschüttung (u=5m³/m²h, 11 Berieselungsöffnungen). ........................................................................................................ 105
Abb. 7-1 Temperatur Prozessluft 500 m³/h – 5m³/m²h ........................................................................................................................................................................ 108
Abb. 7-2 Temperatur Prozessluft 1500 m³/h – 5m³/m²h ...................................................................................................................................................................... 108
Abb. 7-3 Temperatur Prozessluft 1500 m³/h – 20m³/m²h ................................................................................................................................................................... 108
Abb. 7-4 Entfeuchtungsbreite 500 m³/h – 5m³/m²h ............................................................................................................................................................................ 108
Abb. 7-5 Entfeuchtungsbreite 1500 m³/h – 5m³/m²h .......................................................................................................................................................................... 108
Abb. 7-6 Entfeuchtungsbreite : 1500 m³/h – 20m³/m²h ....................................................................................................................................................................... 108
Abb. 7-7 Temperatur Salzlösung 500 m³/h – 5m³/m²h ........................................................................................................................................................................ 108
Abb. 7-8 Temperatur Salzlösung 1500 m³/h – 5m³/m²h ...................................................................................................................................................................... 108
Abb. 7-9 Temperatur Salzlösung 1500 m³/h – 20m³/m²h .................................................................................................................................................................... 108
Abb. 7-10 Temperatur Prozessluft 500 m³/h – 5m³/m²h ..................................................................................................................................................................... 109
Abb. 7-11 Temperatur Prozessluft 1500 m³/h – 5m³/m²h ................................................................................................................................................................... 109
Abb. 7-12 Temperatur Prozessluft 1500 m³/h – 20m³/m²h ................................................................................................................................................................. 109
Abb. 7-13 Entfeuchtungsbreite 500 m³/h – 5m³/m²h .......................................................................................................................................................................... 109
Abb. 7-14 Entfeuchtungsbreite 1500 m³/h – 5m³/m²h ........................................................................................................................................................................ 109
Abb. 7-15 Entfeuchtungsbreite : 1500 m³/h – 20m³/m²h ..................................................................................................................................................................... 109
Abb. 7-16 Temperatur Salzlösung 500 m³/h – 5m³/m²h ...................................................................................................................................................................... 109
Abb. 7-17 Temperatur Salzlösung 1500 m³/h – 5m³/m²h .................................................................................................................................................................... 109
Abb. 7-18 Temperatur Salzlösung 1500 m³/h – 20m³/m²h .................................................................................................................................................................. 109
Abb. 7-19 Temperatur Prozessluft 500 m³/h – 5m³/m²h ...................................................................................................................................................................... 110
Abb. 7-20 Temperatur Prozessluft 1500 m³/h – 5m³/m²h .................................................................................................................................................................... 110
Abb. 7-21 Temperatur Prozessluft 1500 m³/h – 20m³/m²h .................................................................................................................................................................. 110
Abb. 7-22 Entfeuchtungsbreite 500 m³/h – 5m³/m²h .......................................................................................................................................................................... 110
Abb. 7-23 Entfeuchtungsbreite 1500 m³/h – 5m³/m²h ........................................................................................................................................................................ 110
Abb. 7-24 Entfeuchtungsbreite : 1500 m³/h – 20m³/m²h ..................................................................................................................................................................... 110
Abb. 7-25 Temperatur Salzlösung 500 m³/h – 5m³/m²h ...................................................................................................................................................................... 110
Abb. 7-26 Temperatur Salzlösung 1500 m³/h – 5m³/m²h .................................................................................................................................................................... 110
Abb. 7-27 Temperatur Salzlösung 1500 m³/h – 20m³/m²h ................................................................................................................................................................. 110
Seite 7

Abb. 7-28 Temperatur Prozessluft 500 m³/h – 5m³/m²h ...................................................................................................................................................................... 110
Abb. 7-29 Temperatur Prozessluft 1500 m³/h – 5m³/m²h .................................................................................................................................................................... 110
Abb. 7-30 Temperatur Prozessluft 1500 m³/h – 20m³/m²h ................................................................................................................................................................. 110
Abb. 7-31 Entfeuchtungsbreite 500 m³/h – 5m³/m²h .......................................................................................................................................................................... 111
Abb. 7-32 Entfeuchtungsbreite 1500 m³/h – 5m³/m²h ........................................................................................................................................................................ 111
Abb. 7-33 Entfeuchtungsbreite : 1500 m³/h – 20m³/m²h ..................................................................................................................................................................... 111
Abb. 7-34 Temperatur Salzlösung 500 m³/h – 5m³/m²h ...................................................................................................................................................................... 111
Abb. 7-35 Temperatur Salzlösung 1500 m³/h – 5m³/m²h .................................................................................................................................................................... 111
Abb. 7-36 Temperatur Salzlösung 1500 m³/h – 20m³/m²h .................................................................................................................................................................. 111
Abb. 7-37 Simulationsergebnisse Temperatur Prozessluft - Absorptionsprozess LiCl. ....................................................................................................................... 111
Abb. 7-38 Simulationsergebnisse Temperatur Salzlösung - Absorptionsprozess LiCl. ....................................................................................................................... 112
Abb. 7-39 Simulationsergebnisse Entfeuchtungsmenge Prozessluft - Absorptionsprozess LiCl. ....................................................................................................... 112
Abb. 8-1 Systemskizze Konvektionstrocknungsanlage. ...................................................................................................................................................................... 115
Abb. 8-2 konstruierte Konvektionstrocknungsanlage. ......................................................................................................................................................................... 116
Abb. 8-3 Trocknungskammer Konvektionstrocknungsanlage. ........................................................................................................................................................... 116
Abb. 8-4 Schemaskizze Luftführung Konvektionstrocknungsanlage. .................................................................................................................................................. 117
Abb. 8-5 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit – 3d-Modell. ..................................................................................................................................................... 118
Abb. 8-6 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit – Ansicht vorne. .............................................................................................................................................. 118
Abb. 8-7 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit – Ansicht rechts .............................................................................................................................................. 118
Abb. 8-8 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit – Ansicht links............................................................................................................................................... 118
Abb. 8-9 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit – Ansicht hinten ............................................................................................................................................ 118
Abb. 8-10 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit – 3d-Modelle. ............................................................................................................................................... 119
Abb. 8-11 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit – Schnitt . .................................................................................................................................................... 119
Abb. 8-12 Prüfstand Sorptionseinheit.................................................................................................................................................................................................. 120
Abb. 8-13 Absorptionseinheit Flüssigsorptionstrocknungsanlage . ..................................................................................................................................................... 121
Abb. 8-14 Konstruktionszeichnung Sorptionseinheit – 3d-Modell. ...................................................................................................................................................... 122
Abb. 8-15 Konstruktionszeichnung Sorptionseinheit – Ansicht vorne. ................................................................................................................................................ 122
Abb. 8-16 Konstruktionszeichnung Sorptionseinheit – Ansicht Seite .................................................................................................................................................. 122
Abb. 8-17 Systemskizze Luftkonditionierung. ..................................................................................................................................................................................... 123
Abb. 8-18 Konstruktionszeichnung Luftkonditionierung– 3d-Modell. ................................................................................................................................................... 124
Abb. 8-19 konstruierte Luftkonditionierungsanlage . ........................................................................................................................................................................... 125
Abb. 8-20 Druckdifferenzsensor MFS. ................................................................................................................................................................................................ 126
Abb. 8-21 Differenzdruckgeber MicaFlex PFT. ................................................................................................................................................................................... 126
Abb. 8-22 magnetisch induktiver Durchflußmesser MIK-5NA. ............................................................................................................................................................ 127
Abb. 8-23 Pt-100 Widerstandthermometer und Feuchtigkeits-Sensormodul CGM2/5. ....................................................................................................................... 127
Abb. 8-24 Kabeltemperaturfühler KT/E. .............................................................................................................................................................................................. 127
Abb. 8-25 Dichtetransmitter L-Dens 313. ............................................................................................................................................................................................ 128
Abb. 8-26 Systemskizze – Messstellen Trocknungseinheit. ................................................................................................................................................................ 128
Abb. 8-27 Systemskizze – Messstellen Sorptionsprüfstand. ............................................................................................................................................................... 129
Abb. 8-28 Blockdiagramm in LabView –Sorptionseinheit. ................................................................................................................................................................... 130
Abb. 8-29 Blockdiagramm in LabView – Trocknungseinheit. ............................................................................................................................................................. 130
Abb. 8-30 Radial-Gebläse. .................................................................................................................................................................................................................. 131
Abb. 8-31 Lufterhitzer.......................................................................................................................................................................................................................... 131
Abb. 8-32 Temperiergerät. .................................................................................................................................................................................................................. 131
Abb. 8-33 Luftbefeuchter. .................................................................................................................................................................................................................... 132
Abb. 8-34 Kreiselpumpe Ebara Matrix. ............................................................................................................................................................................................... 132
Abb. 8-35 Wärmetauscher RLP. ......................................................................................................................................................................................................... 132
Abb. 8-36 Frontpanel in LabView –Systemskizze –Sorptionseinheit. ................................................................................................................................................. 133
Abb. 8-37 Frontpanel in LabView –Messverlauf Sorptionseinheit.. .................................................................................................................................................... 133
Abb. 8-38 Frontpanel in LabView –Systemskizze Trocknungseinheit. ................................................................................................................................................ 134
Abb. 8-39 Frontpanel in LabView –Messverlauf Trocknungseinheit. .................................................................................................................................................. 134
Abb. 8-40 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl 30°C . .............................................................................................................................................................................. 135
Abb. 8-41 Temperatur Lösung nach Sorptionseinheit - LiCl 30°C . ..................................................................................................................................................... 135
Abb. 8-42 Temperatur Luft nach Sorptionseinheit - LiCl 30°C . .......................................................................................................................................................... 136
Abb. 8-43 Temperaturen und rel. Feuchte Prozessluft – Langzeitmessung. ...................................................................................................................................... 138
Abb. 8-44 Temperaturen, abs. Feuchte und Entfeuchtungsbreite Prozessluft – Langzeitmessung. .................................................................................................. 139
Abb. 8-45 Dampfdruck Prozessluft und Salzlösung , Entfeuchtungsleistung – Langzeitmessung. ..................................................................................................... 139
Abb. 8-46 Konzentration und Dichte Salzlösung – Langzeitmessung. .............................................................................................................................................. 140
Abb. 8-47 Volumen- und Massenstrom, Berieselunsdichte, Anströmgeschwindigkeit – Langzeitmessung. ...................................................................................... 140
Abb. 8-48 Luftverteilsystem Konvektionstrocknungsanlage. ............................................................................................................................................................... 142
Abb. 8-49 Temperaturprofil Trocknungsebenen - Temperatur Prozessluft Eintritt 50°C. ................................................................................................................... 143
Abb. 8-50 Temperaturprofil Trocknungsebenen - Temperatur Prozessluft Eintritt 30°C. ................................................................................................................... 143
Abb. 8-51 Untersuchung Verdunstungspotenzial Konvektionstrocknungsanlage. .............................................................................................................................. 144
Abb. 8-52 Temperaturen Zuluft und Abluft - Trocknungsprozess ϑzu 50°C –ϕzu 26%. ....................................................................................................................... 146
Abb. 8-53 verdunstete Wassermenge je Trocknungsgitter - Trocknungsprozess ϑzu 50°C –ϕzu 26%................................................................................................ 146
Seite 8

Abb. 8-54 verdunstete Wassermenge je Trocknungsgitter - Trocknungsprozess ϑzu 32,5°C –ϕzu 28%............................................................................................. 147
Abb. 8-55 verdunstete Wassermenge je Trocknungseben bezogen auf gesamte Verdunstungsmenge - Trocknungsprozess ϑzu 50°C –ϕzu 26%. ......................... 147
Abb. 8-56 verdunstete Wassermenge je Trocknungseben bezogen auf gesamte Verdunstungsmenge - Trocknungsprozess ϑzu 32,5°C –ϕzu 28%. ...................... 148
Abb. 8-57 verdunstete Wassermenge je Trocknungsgitter - Trocknungsprozess ϑzu 50°C –ϕzu 11%................................................................................................ 150
Abb. 8-58 verdunstete Wassermenge je Trocknungseben bezogen auf gesamte Verdunstungsmenge - Trocknungsprozess ϑzu 50°C –ϕzu 11%. ......................... 151
Abb. 9-1 Anlagenkonzept – Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorptionseinheit und Solespeicher . ...................................................................................... 153
Abb. 9-2 Anlagenkonzept – Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorptionseinheit. .................................................................................................................... 155
Abb. 9-3 Befeuchtungsbreiten Prozessluft– Regenerationsbetrieb. .................................................................................................................................................... 156
Abb. 9-4 Temperatur Salzlösung nach Sorptionseinheit– Regenerationsbetrieb. ............................................................................................................................... 157
Abb. 9-5 Temperatur Prozessluft nach Sorptionseinheit– Regenerationsbetrieb. ............................................................................................................................... 157
Abb. 9-6 Anlagenkonzept Konvektionstrocknungsanlage ohne WRG ohne Flüssigsorption............................................................................................................... 159
Abb. 9-7 Anlagenkonzept Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorption ohne WRG. ................................................................................................................. 161
Abb. 9-8 optimiertes Anlagenkonzept Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorption und WRG. ................................................................................................ 163
Abb. 9-9 Anlagenkonzept Konvektionstrocknungsanlage mit WRG ohne Flüssigsorption. ................................................................................................................. 165
Abb. 12-1 Legende Diagramme - Messergebnisse Absorption. ........................................................................................................................................................ 173
Abb. 12-2 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl - SK. Abb. 12-3 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl – PR. .......................................................................................... 173
Abb. 12-4 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl – GM. Abb. 12-5 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl – KP. ........................................................................................ 174
Abb. 12-6 Entfeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 - SK. Abb. 12-7 Entfeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 – PR. .................................................................................. 174
Abb. 12-8 Entfeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 – GM. Abb. 12-9 Entfeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 – KP. .................................................................................. 174
Abb. 12-10 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – LiCl - SK. Abb. 12-11 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – LiCl – PR. ...................................... 175
Abb. 12-12 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – LiCl – GM. Abb. 12-13 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – LiCl – KP. ..................................... 175
Abb. 12-14 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – CaCl2 - SK. Abb. 12-15 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – CaCl2 - PR. ................................. 175
Abb. 12-16 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – CaCl2 – GM. Abb. 12-17 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – CaCl2 – KP. .............................. 176
Abb. 12-18 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – LiCl - SK. Abb. 12-19 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – LiCl – PR. ........................... 176
Abb. 12-20 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – LiCl – GM .Abb. 12-21 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – LiCl – KP. ......................... 176
Abb. 12-22 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – CaCl2 - SK. Abb. 12-23 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – CaCl2 – PR. ..................... 177
Abb. 12-24 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – CaCl2 – GM. Abb. 12-25 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – CaCl2 – KP. ................... 177
Abb. 12-26 Legende Diagramme - Messergenisse Regeneration. ................................................................................................................................................... 178
Abb. 12-27 Befeuchtungsbreiten Luft – LiCl - SK. Abb. 12-28 Befeuchtungsbreiten Luft – LiCl – PR. ........................................................................................ 178
Abb. 12-29 Befeuchtungsbreiten Luft – LiCl – GM. Abb. 12-30 Befeuchtungsbreiten Luft – LiCl – KP. ...................................................................................... 178
Abb. 12-31 Befeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 - SK. Abb. 12-32 Befeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 – PR. .................................................................................. 179
Abb. 12-33 Befeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 – GM. Abb. 12-34 Befeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 – KP. ................................................................................ 179
Abb. 12-35 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – LiCl - SK. Abb. 12-36 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – LiCl – PR............................... 179
Abb. 12-37 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – LiCl – GM. Abb. 12-38 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – LiCl – KP. ............................ 180
Abb. 12-39 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – CaCl2 - SK. Abb. 12-40 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – CaCl2 – PR. ....................... 180
Abb. 12-41 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – CaCl2 – GM. Abb. 12-42 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – CaCl2 – KP. ...................... 180
Abb. 12-43 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – LiCl - SK. Abb. 12-44 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – LiCl – PR. .................. 181
Abb. 12-45 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – LiCl – GM. Abb. 12-46 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – LiCl – KP. ................ 181
Abb. 12-47 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – CaCl2 - SK. Abb. 12-48 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – CaCl2 – PR. ............ 181
Abb. 12-49 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – CaCl2 – GM. Abb. 12-50 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – CaCl2 – KP. .......... 182
Tabellenverzeichnis
Tab. 2-1 verschiedene Trocknungsverfahren. ....................................................................................................................................................................................... 13
Tab. 2-2 Grenzwerte der Trocknungstemperaturen verschiedener Früchte. ......................................................................................................................................... 16
Tab. 3-1 Stoffdaten / Herstellerangaben– Calciumchlorid und Lithiumchlorid. ...................................................................................................................................... 22
Tab. 4-1 Parameter A bis E zur Berechnung der spez. Wärmekapazität wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen. .................................................................................. 31
Tab. 4-2 Parameter A bis F zur Berechnung der spez. Wärmekapazität von Wasser. ......................................................................................................................... 31
Tab. 4-3 Parameter ρo bis ρ3 zur Berechnung der Dichte wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen. .......................................................................................................... 31
Tab. 4-4 Parameter B0 bis B5 zur Berechnung der Dichte von Wasser. ................................................................................................................................................ 32
Tab. 4-5 Parameter σ1 bis σ5 zur Berechnung der Oberflächenspannung wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen. ................................................................................. 32
Tab. 4-6 Parameter η1 bis η4 zur Berechnung der dyn. Viskosität wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen. ............................................................................................. 33
Tab. 4-7 Parameter Hi zur Berechnung der dyn. Viskosität von Wasser. .............................................................................................................................................. 34
Tab. 4-8 Parameter Gj,k zur Berechnung der dyn. Viskosität von Wasser. ............................................................................................................................................ 34
Tab. 4-9 Parameter πi zur Berechnung des Dampfdrucks wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen. ......................................................................................................... 35
Tab. 4-10 Parameter Hi zur Berechnung der Bindungsenthalpie von Wasser. ..................................................................................................................................... 35
Tab. 5-1 Messstellenbezeichungen – Sorptionsprüfstand undLuftkonditionierung. .............................................................................................................................. 46
Tab. 5-2 Systemkomponeten Sorptionsprüfstand. ................................................................................................................................................................................ 48
Tab. 5-3: Eigenschaften - Trägermaterialen Sorptionseinheit. .............................................................................................................................................................. 50
Tab. 5-4 Vergleich Eigenschaften Füllkörper – Berechnungsergebnisse und Herstellerangaben. ........................................................................................................ 53
Tab. 5-5 Randbedingungen Prozessluft und Salzlösung – Absorptionsprozess. .................................................................................................................................. 61
Tab. 5-6: Messergebnisse – Absorptionsprozess - Lithiumchloridlösung.............................................................................................................................................. 68
Tab. 5-7: Messergebnisse – Absorptionsprozess - Calciumchloridlösung. ........................................................................................................................................... 69
Tab. 5-8 Randbedingungen Prozessluft und Salzlösung – Regenerationsprozess. .............................................................................................................................. 70
Tab. 5-9: Messergebnisse – Regenerationsprozess - Lithiumchloridlösung. ........................................................................................................................................ 76
Seite 9

Tab. 5-10: Messergebnisse – Regenerationsprozess - Calciumchloridlösung. ..................................................................................................................................... 77
Tab. 5-11 Übersicht Stoffeigenschaften - Vor- und Nachteile Sorptionsmittel. ...................................................................................................................................... 79
Tab. 5-12 Vergleich - Vor- und Nachteile Trägermaterialien. ................................................................................................................................................................ 79
Tab. 6-1 Randbedingungen Simulationsrechnungen Absorptionsprozess. ........................................................................................................................................... 91
Tab. 6-2 Randbedingungen Simulation Absorptionsprozess – unterschiedliche Packungshöhen. ....................................................................................................... 95
Tab. 6-3: Farbskalen Temperatur- und Entfeuchtungsprofile - Simulation Absorptionsprozess. ........................................................................................................... 97
Tab. 7-1 Randbedingungen Simulation Absorptionsprozess. ............................................................................................................................................................. 106
Tab. 7-2 Abmessungen Sorptionseinheiten. ....................................................................................................................................................................................... 107
Tab. 8-1 Messgeräte Sorptions- und Trocknungsprüfstand. ............................................................................................................................................................... 128
Tab. 8-2 Messstellenbezeichnungen................................................................................................................................................................................................... 130
Tab. 8-3: Systemkomponeten Sorptions- und Luftkonditionierungsprüfstand. .................................................................................................................................... 132
Tab. 8-4 Randbedingungen Prozessluft und Salzlösung – Absorptionsprozess. ................................................................................................................................ 134
Tab. 8-5: Messergebnisse – Absorptionsprozess. .............................................................................................................................................................................. 137
Tab. 8-6 Randbedingungen Prozessluft und Salzlösung – Absorptionsprozess Langzeitmessung. ................................................................................................... 138
Tab. 8-7 Randbedingungen Trocknungsluft – Entfeuchtungspotenzial Konvektionstrocknungsanlage. ............................................................................................. 145
Tab. 8-8 Randbedingungen Trocknungsluft – Entfeuchtungspotenzial Konvektionstrocknungsanlage. ............................................................................................. 150
Tab. 8-9: Verdunstungsmessungen Konvektionstrocknungsanlage – Vergleich mit/ohne Sorption. .................................................................................................. 152
Tab. 9-1 Randbedingungen Prozessluft und Salzlösung–Befeuchtungspotenzial Regenerator. ........................................................................................................ 156
Tab. 9-2: Messergebnisse – Regenerationsprozess. .......................................................................................................................................................................... 158
Tab. 9-3: Zustandsgrößen Prozessluft und Heizleistung Konvektionstrocknungsanlage ohne Flüssigsorption. ................................................................................. 160
Tab. 9-4: Zustandsgrößen Prozessluft Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorption ohne WRG. ............................................................................................. 162
Tab. 9-5: Zustandsgrößen Prozessluft Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorption und WRG luftseitig und lösungsseitig. .................................................... 164
Tab. 9-6: Zustandsgrößen Prozessluft Konvektionstrocknungsanlage ohne Flüssigsorption. ............................................................................................................ 165
Tab. 9-7: Zustandsgrößen Prozessluft Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorption ohne WRG. ............................................................................................. 166
Tab. 12-1: Messergebnisse – Absorptionsprozess - Lithiumchloridlösung.......................................................................................................................................... 183
Tab. 12-2: Messergebnisse – Absorptionsprozess - Calciumchloridlösung. ....................................................................................................................................... 184
Tab. 12-3: Messergebnisse – Regenerationsprozess - Lithiumchloridlösung. .................................................................................................................................... 185
Tab. 12-4: Messergebnisse – Regenerationsprozess - Calciumchloridlösung. ................................................................................................................................... 186
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1 Einleitung
In lukrativen Absatzgebieten wie Europa, den USA aber auch in Asien, entsteht im Zuge eines
wachsenden Ernährungs- und Gesundheitsbewusstseins ein stetig wachsender Markt für Trocken-
produkte. Speziell nachgefragt werden qualitativ hochwertige tropische Trockenfrüchte sowie ge-
trocknete Arznei- und Gewürzpflanzen. In den Anbauländern der Tropen, meist Schwellen- oder
Entwicklungsländer, ist fossile Energie teuer, steht unregelmäßig zur Verfügung und trägt zu der
bekannten CO2-Problematik bei.
Auf Grund der Energiekosten bzw. der Energieverfügbarkeit wurden zur Herstellung solcher Tro-
ckenprodukte solarthermische Konvektionstrocknungsverfahren bzw. solare Warmlufttrocknungs-
anlagen entwickelt, die jedoch mit grundsätzlichen Problemen behaftet sind. Durch die unvorteil-
haften äußeren Bedingungen, wie einer hohen Umgebungsluftfeuchte und –temperatur ist es unter
tropischen Verhältnissen besonders schwierig, eine für die Trocknungsgeschwindigkeit ausschlag-
gebende hohe Dampfdruckdifferenz zwischen dem Trocknungsgut und der Trocknungsluft und
somit qualitativ hochwertige Trockenprodukte zu erzeugen. Weiterhin spricht gegen eine effektive
Trocknung in den Tropen die Tatsache, dass für viele tropische Trocknungsgüter die Erntezeit
nicht mit der strahlungsreichen und strahlungskonstanten Trockenzeit übereinstimmt. Ebenso ist
bei ungepufferten Systemen bzw. Systemen ohne Nachheizung eine Trocknung bei Nacht nicht
möglich. Während der relativ kurzen Ernteperiode fallen große Mengen an Erntegut an, die aus
ökonomischen Überlegungen schnellstmöglich getrocknet werden müssen. Gegen eine Erhöhung
der Trocknungslufttemperatur zur Beschleunigung des Trocknungsvorgangs sprechen in der Regel
Schädigungen hinsichtlich der inneren und äußeren Qualität (z. B. Inhaltsstoffe und Farbe) der
sensiblen Trocknungsgüter.
Das Ziel dieses Forschungsvorhabens ist es daher eine Konvektionstrocknungsanlage mit einer
sorptiven Entfeuchtung der Trocknungsluft durch solarthermisch regenerierte Flüssigsorptionsmittel
zur Trocknung temperaturempfindlicher Trocknungsgüter zu entwickeln.
Trocknungsabluft
Konvektionstrocknungsanlage
Abb. 1 Anlagenschema Flüssigsorptionstrocknungsanlage.
Trocknungszuluft Außenluft
Außenluft Abluft
Absorber
Desorber
Seite 11

Bei der Luftentfeuchtung durch Flüssigsorptionssysteme findet eine Absorption des Wasserdamp-
fes der Prozessluft an das Sorptionsmittel statt. Im Rahmen des Projektes sollen zunächst die phy-
sikalischen und chemischen Grundlagen für eine möglichst effiziente sorptive Luftentfeuchtung
erarbeitet werden und in Prüfständen verschiedene Flüssigsorptionsmittel und Werkstoffe hinsicht-
lich ihres Absorptions- und Desorptionspotenzials untersucht und analysiert werden.
Nach der Erarbeitung von Berechnungsmodellen zur Auslegung von Flüssigsorptionssystemen soll
eine geeignete Sorptionseinheit zur Luftentfeuchtung konstruiert und einer Leistungsanalyse unter-
zogen werden. In Zusammenarbeit mit dem gewerblichen Partner global suntec soll eine Konvekti-
onstrocknungsanlage entwickelt, konstruiert und in einer Leistungsanalyse messtechnisch unter-
sucht werden. Abschließend soll ein Anlagenkonzept einer Konvektionstrocknungsanlage die in
Kombination mit einer Flüssigsorptionsanlage betrieben wird erarbeitet werden und eine energeti-
sche Bewertung des Gesamtsystems erfolgen. Durch die Kombination von Trocknungseinrichtun-
gen mit einer Flüssigsorptionseinheit, die es ermöglicht Außenluft gleichzeitig zu trocknen und zu
erwärmen, sollen innovative Lösungen für die Probleme konventioneller Trocknungsanlagen erzielt
werden. Es wird angestrebt durch eine sorptive Zulufttrocknung mittels Flüssigsorbenzien die
Trocknungsdauer im Vergleich zu Standardtrocknungsverfahren deutlich zu reduzieren.
2 Grundlagen Trocknungstechnik
Aufgrund von Überproduktion verderben weltweit jährlich Millionen Tonnen von Obst und Gemüse.
Während in der EU nur etwa fünf Prozent der marktfähigen landwirtschaftlichen Produkte nach der
Ernte verderben, sind es in den Regionen der Tropen und Subtropen bis zu siebzig Prozent. Da
dieses saisonale Überangebot nicht abgesetzt werden kann und diese Produkte aufgrund ihres
hohen Wassergehalts nur bedingt lagerungsfähig und transportfähig sind, bietet sich als Alternative
die Verarbeitung zu Trockenprodukten an. Eines der ältesten Konservierungsverfahren stellt dabei
die solare Trocknung dar. Diese traditionelle Art der Trocknung von Lebensmitteln erfolgt dabei auf
in der Sonne ausgelegten Stoffbahnen. Als Folge dieses Trocknungsverfahrens entstehen jedoch
qualitativ minderwertige Produkte die bezüglich ihrer Farbe, den Inhaltsstoffen und dem Ge-
schmack kaum den Anforderungen der Konsumenten entsprechen und auf internationalen Märkten
keinen Absatz finden.
2.1 Trocknerkonstruktionen
Aus Gründen der mangelnden Qualität von Trockenprodukten und deren geringen Exportmöglich-
keit, sowie den hohen Energiekosten bei konventionellen Trocknungsverfahren bzw. der Energie-
verfügbarkeit in Entwicklungsländern, wurden bereits in den 70er Jahren solare Warmlufttrock-
nungsanlagen unterschiedlichster Bauform entwickelt, die zur Erzeugung qualitativ hochwertiger
Trockenprodukte sowohl in den gemäßigten Zonen als auch in den Tropen eingesetzt wurden.
Seite 12

Diese Art der thermischen Trocknung, bei der die erforderliche Energie zur Überführung der Flüs-
sigkeit in den Dampfzustand dem Trocknungsgut zugeführt wird, lässt sich je nach Art der Wärme-
zuführung in fünf verschiedene Trocknungsverfahren unterscheiden (Tab. 2-1):
Kontakttrocknung die Wärme wird durch unmittelbaren Kontakt des Gutes mit heißen Flächen übertragen
Strahlungstrocknung die Wärme wird in Form von Strahlung an das Gut übertragen
Konvektionstrocknung die Wärme wird durch heiße Luft oder andere Gase an das Gut übertragen
Heißdampftrocknung die Wärme wird durch Heißdampf an das Gut übertragen
Dielektrische Trocknung die Wärme wird durch ein hochfrequentes elektrisches Wechselfeld im gut erzeugt
Tab. 2-1 verschiedene Trocknungsverfahren.
Die unterschiedlichen Anforderungen verschiedener Trocknungsgüter an den Konvektionstrock-
nungsprozess, wie z. B. Temperatur, rel. Feuchte und Geschwindigkeit der Trocknungsluft, haben
zu einer großen Zahl von Trocknerkonstruktionen geführt.
Bei Trocknern die nach dem Konvektionstrocknungsverfahren konzipiert wurden kann man zwi-
schen Bauformen unterscheiden, bei denen
- das Gut überströmt wird, z. B. Kammertrockner, Tunneltrockner, Spiraltrockner, Teller-
trockner, Düsentrockner
- das Gut durchströmt wird, z.B. Drehrohrtrockner, Siebtrommeltrockner, Gleitschacht-
trockner
- das Gut aufgewirbelt wird, z.B. Wirbelschichttrockner Schleudertrockner
- das Gut geschleppt wird, z.B. Stromtrockner, Mehltrockner
- das Gut zerstäubt wird, z.B. Zerstäubungstrockner
Solare Trocknungssysteme stellen eine Sonderform der Konvektionstrocknung dar und erzeugen
die für den Trocknungsprozess erforderliche Energie in unterschiedlichen technischen Lösungen
mit Hilfe solarthermischer Kollektoren. Abhängig vom Einsatzzweck werden solare Trocknungsan-
lagen in unterschiedlichen Bauformen als Tunnel-, Gewächshaus oder Kastentrockner ausgeführt
und müssen, um die gewünschten hohen Durchsatzleistungen zu erzielen, in der Regel mit Nach-
heizsystemen ausgerüstet werden (siehe Abb. 2-1).
Abb. 2-1 Solare Früchtetrockner mit integriertem Warmluftkollektor und PV-Anlage der Firma global suntec.
Seite 13

2.2 Trocknungsprozess und optimale Trocknungsbedingungen
Bei dem Konvektionstrocknungsverfahren wird heißes Gas, meist Luft mit dem zu trocknenden
Stoff in Berührung gebracht. Es überströmt oder unterströmt das Trocknungsgut und nimmt dabei
Feuchte aus dem Gut auf und gibt Wärme ab. Dabei muss die erforderliche Energie zur Verduns-
tung, d.h. die benötigte Verdampfungsenthalpie für die zu verdampfende Wassermenge des
Trocknungsguts, von der Trocknungsluft aufgebracht werden. Die Trocknungsgeschwindigkeit, die
bei diesem Verfahren im Wesentlichen nur von den äußeren Bedingungen, also von der Tempera-
tur, der relativen Feuchte und dem Gesamtdruck der Trocknungsluft, sowie dem Stoffübergangs-
koeffizienten Trocknungsluft / Trocknungsgut abhängt, kann wie folgt beschrieben werden:
m , 1000 0.622 p M β ln
R T p p, p p (2-1)
mit
Mv
= Molmasse des verdunsteten Stoffes =18,02 [g/mol]
p = Gesamtdruck [Pa]
R = universelle Gaskonstante =8314 [J/kmolK]
Tm
= mittlere Temperatur zwischen der Oberfläche und der vorbeiströmenden Luft
[K]
β = Stoffübergangskoeffizient [m/s]
pv,∞
= Partialdampfdruck des verdunstenden Stoffes in der vorbeiströmenden Luft
[Pa]
p*v (ϑ0) = Gleichgewichts-Sattdampfdruck der Oberflächentemperatur [Pa]
Der Verlauf der Trocknung im Konvektionstrocknungsverfahren, das in diesem Vorhaben mit einer
Flüssigsorptionseinheit kombiniert werden soll, weist drei charakteristische Trocknungsabschnitte
auf (siehe Abb. 2-2).
mv
2
0.1
0.0
0
0
Trocknung aus
dem Gutsinneren
3. 2. 1. Abschnitt
Xhy
Xkr,I
Xkr,
Oberflächenverdunstung
Abb. 2-2 Trocknungskurve bei konstanten äußeren Trocknungsbedingungen.
mv
ϑ
ϑ [°C]
40
30
X
Seite 14

Abschnitt 1:
Während des ersten Abschnittes der Konvektionstrocknung verdunstet Feuchte nur an der Gut-
oberfläche. Das Gut verhält sich wie eine freie Flüssigkeitsoberfläche, die Guteigenschaften spie-
len in Hinblick auf die Trocknungsgeschwindigkeit keine Rolle. Die verdunstete Flüssigkeit wird
dabei durch kapillare Flüssigkeitsleitungen aus dem Gutinneren an die Oberfläche gesaugt, wo der
zur Oberflächentemperatur gehörende Gleichgewichts-Sattdampfdruck herrscht. In diesem Trock-
nungsabschnitt stellt sich bei hohem Flüssigkeitsgehalt des Gutes in thermischer Hinsicht ein Be-
harrungszustand ein, das heißt die Temperatur des Guts bleibt konstant und unter der Temperatur
der Trocknungsluft.
Abschnitt 2:
Nach Unterschreiten der ersten kritischen Gutfeuchte nimmt die Trocknungsgeschwindigkeit im
zweiten Trocknungsabschnitt stetig ab. Die Kapillarkräfte sind nicht mehr in der Lage, die Feuchte
bis an die Oberfläche des Gutes zu ziehen, die Phasenumwandlung von Flüssigkeit in Dampf muss
im Innern des Gutes stattfinden. Die Energie, die zur Verdunstung benötigt wird, muss durch die
bereits ausgetrocknete Schicht an die Phasenumwandlungsstelle, die häufig auch als Trocknungs-
spiegel bezeichnet wird, transportiert werden. Dem Abtransport des Dampfes stellt sich der Diffusi-
onswiderstand der trockenen Gutschicht entgegen. Der wachsende Diffusionswiderstand der tro-
ckenen Schicht verursacht ein Ansteigen des Dampfpartialdrucks und damit der Temperatur des
Trocknungsguts am Trocknungsspiegel.
Abschnitt 3:
Bei kapillarporösen hygroskopischen Gütern tritt mit abnehmender Gutfeuchte eine immer stärkere
Absenkung des Dampfdruckes an der Verdunstungsstelle gegenüber dem Sattdampfdruck auf.
Daraus ergibt sich in der Trocknungskurve ein weiterer Knickpunkt bei der sogenannten zweiten
kritischen Gutfeuchte. Der Dampfdruck an der Verdunstungsstelle erreicht schließlich den Dampf-
druck der am Gut vorbeiströmenden Luft. In dieser Phase nähert sich die Temperatur des Trock-
nungsguts aufgrund verminderter Verdunstung zunehmend der Temperatur der Trocknungsluft an.
Die Trocknung endet sobald die hygroskopische Gleichgewichtsfeuchte erreicht ist.
Für die Qualität eines Trockenprodukts ist vor allem die Temperatur, rel. Feuchte und Geschwin-
digkeit der Trocknungsluft sowie die Belegdichte und Fruchtgröße ausschlaggebend.
Die Trocknungslufttemperatur spielt dabei eine sehr wichtige Rolle und hat großen Einfluss auf die
Trocknungsgeschwindigkeit. Durch eine Anhebung der Trocknungslufttemperatur kann die Dampf-
druckdifferenz zwischen Trocknungsgut und Trocknungsluft deutlich erhöht werden, was zu einer
Erhöhung der Trocknungsgeschwindigkeit führt. Zu hohe Trocknungslufttemperaturen können je-
doch zu Qualitätsminderung hinsichtlich des Geschmacks, der Inhaltsstoffe und dem Erschei-
nungsbild des Trockenprodukts führen. In folgender Tabelle sind einige Grenzwerte der maximal
zulässigen Temperatur verschiedener Früchte aufgeführt.
Seite 15

Produkt Temperatur [°C]
Äpfel 65-75
Aprikosen 65-70
Beeren 65
Birnen 65
Feigen 70
Kirschen 75
Pflaumen 75
Trauben 70
Tab. 2-2 Grenzwerte der Trocknungstemperaturen verschiedener Früchte.
Einen ebenso hohen Einfluss auf das Trocknungsverhalten zeigt die relative Feuchte der Trock-
nungsluft. Es sollte dabei eine relative Feuchte der Luft von 25 % jedoch nicht überschritten wer-
den. Bei über 35 % setzt schließlich eine Verfärbung der Früchte ein. Mit zunehmendem Feuchte-
gehalt der Luft steigt auch die Trocknungsdauer merklich an und es laufen verstärkt Bräunungsre-
aktionen ab. Die Geschwindigkeit der Trocknungsluft hat wiederum keinerlei Einfluss auf die Quali-
tät des Trockenprodukts. Deshalb ergibt sich deren Optimum allein aus betriebswirtschaftlicher
Überlegung. Bis zu einer Luftgeschwindigkeit von 1,5 m/s am Trocknungsgut kann die Trock-
nungsgeschwindigkeit deutlich erhöht werden. Werte über 1,5 m/s tragen dagegen nur noch unwe-
sentlich zu einer Reduzierung der Trocknungsdauer bei. Der Energiebedarf dagegen steigt mit
zunehmender Geschwindigkeit annähernd linear an. Als Orientierung kann der Bereich von 0,5 bis
maximal 1,5 m/s herangezogen werden. Ein höherer Luftdurchsatz erfordert einen höheren Ener-
gieeinsatz ohne den Gutdurchsatz wesentlich zu steigern.
2.3 Trocknungsprozess unter tropischen Bedingungen
Wie bereits beschrieben spielt die Trocknungstemperatur und die relative Feuchte der Trocknungs-
luft eine große Rolle hinsichtlich der Trocknungsdauer bzw. Trocknungsgeschwindigkeit und der
Qualität der erzeugten Trockenprodukte. Da die Hauptanbaugebiete tropischer Agrarprodukte und
somit die Haupteinsatzgebiete von solaren Konvektionstrocknungsanlagen meist in den Tropen,
wie z.B. Thailand, den Philippinen und weiten Teilen Afrikas wie Kenia, Tansania und Burkina Faso
sowie in den Subtropen, wie z. B Vietnam, Costa Rica und Ghana liegen, ist es aufgrund der dort
vorherrschenden unvorteilhaften klimatischen Bedingungen besonders schwierig, eine für die
Trocknungsgeschwindigkeit ausschlaggebend hohe Dampfdruckdifferenz zwischen dem Trock-
nungsgut und der Trocknungsluft zu erzeugen.
Zur Veranschaulichung der meteorologischen Klimabedingungen tropischer Gebiete sind in Abb.
2-3 und Abb. 2-4 exemplarisch die Monatsmitteltemperaturen sowie die Globalstrahlung eines
Standortes auf den Philippinen und die Monatsmittelwerte der relativen und absoluten Luftfeuchtig-
keit dargestellt. Die Klimadaten wurden mittels meteonorm-Datensätzen generiert und dienen als
Seite 16

meteorologische Grundlage für die in diesem Vorhaben durchgeführten Untersuchungen zur sorp-
tiven Luftentfeuchtung.
Strahlung [W/m² bzw. kWh/m²]
Abb. 2-3 Klimadaten tropisches Gebiet – Globalstrahlung und Monatsmittelwerte der Temperatur.
relative Feuchte [%]
300
250
200
150
100
50
0
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
Globalstrahlung und Monatsmitteltemperatur - Standort Manila/Philippinen
Jan Feb Mar Apr Mai Jun Jul Aug Sep Okt Nov Dez
Monat
Strahlung [W/m²] Strahlung [kWh/m²] Temperatur [°C]
Monatsmittelwerte der relativen und absoluten Feuchte der Luft
Standort Manila/Philippinen
Jan Feb Mar Apr Mai Jun Jul Aug Sep Okt Nov Dez
Monat
relative Feuchte - Außenluft [%] relative Feuchte - Trocknungsluft 55°C [%] absolute Feuchte [g/kg]
Abb. 2-4 Klimadaten tropisches Gebiet – Monatsmittelwerte der relativen und absoluten Feuchte.
Eine Erhöhung der Dampfdruckdifferenz über eine Anhebung der Trocknungslufttemperatur zur
Verkürzung der Trocknungsdauer ist vor allem bei der Trocknung empfindlicher Güter nur bedingt
möglich, da zu hohe Temperaturen das Produkt schädigen können. Die maximal zulässige Trock-
nungslufttemperatur, die in der Regel während des Trocknungsprozesses (Trocknungsabschnitt 2
und 3) auch vom Trocknungsgut angenommen wird, hängt vom zu trocknenden Produkt ab (z.B.
20
19
18
17
16
15
14
13
12
11
10
30
29
28
27
26
25
24
23
22
21
20
Temperatur [°C]
absolute Feuchte [g/kg]
Seite 17

Ananas 55°C) und darf aus obengenannten Gründen nicht überschritten werden. Dies führt dazu,
dass bei der Trocknung in tropischen Gebieten im Vergleich zu einer Trocknung beispielweise in
Deutschland ca. 55 % weniger Wasser von der Trocknungsluft aufgenommen werden kann. Dem-
entsprechend verlängert sich die Trocknungsdauer, ein ökonomisch nachteiliger Effekt, da der
Produktdurchsatz in Hocherntephasen deutlich herabgesetzt wird (siehe Abb. 2-5).
Punkt 2:
ϑ = 55 °C
ϕ = 9 %
x = 8,9 g/kg
Punkt 1:
ϑ = 25 °C
ϕ = 45 %
x = 8,9 g/kg
Abb. 2-5 Trocknungsprozess bei gleichen Trocknungslufttemperaturen im hx-Diagramm mit
Umgebungsluftzuständen in Deutschland im Vergleich zu den Philippien.
Aus Abb. 2-5 wird deutlich, dass unter tropischen Klimabedingungen die hohe Außenluftfeuchte ein
besonderes Problem bei der reinen solaren Konvektionstrocknung dar stellt. Diese hohe Feuchte
führt dazu, dass durch eine reine Lufterwärmung die relative Feuchte nur unzureichend reduziert
werden kann, was zu einer deutlichen Verlängerung der Trocknungsdauer führt. Ein weiteres Prob-
lem bei solchen Anlagen, die ohne Puffersystem und Nachheizung betrieben werden, zeigt sich in
der geringen Durchsatzleistung, da solche Anlage nur bei ausreichend solarer Einstrahlung betrie-
ben werden können. Da bei vielen dieser Anlagen keine Regelung der Trocknungslufttemperatur
möglich ist, d. h. keine konstante Trocknungslufttemperatur während des Trocknungsvorgangs
eingehalten werden kann, erfolgt eine ungleichmäßige Trocknung der Produkte und führt zu hohen
Qualitätseinbußen der Trockenprodukte.
2
Außenluftbedingungen
Sommertag Deutschland
1
Punkt 3:
ϑ = 34 °C
ϕ = 50 %
x = 17,1 g/kg
∆ x = 8,2 g/kg
3
5
4
Außenluftbedingungen
Sommertag Philippinen
Punkt 5:
ϑ = 55 °C
ϕ = 20 %
x = 20,2 g/kg
Punkt 4:
ϑ = 30 °C
ϕ = 75 %
x = 20,2g/kg
∆ x = 5,4 g/kg
6
Punkt 6:
ϑ = 42 °C
ϕ = 50 %
x = 25,6 g/kg
Seite 18

Durch die Kombination einer Konvektionstrocknungsanlage mit sorptiven Luftentfeuchtungseinheit
mittels wässriger Salzlösungen ergeben sich für den Sorptions- und Trocknungsprozess die in Abb.
2-6 dargestellten Zustandsänderungen der Prozessluft.
Punkt 4:
ϑ = 55 °C
ϕ = 10 %
x = 10,1g/kg
Abb. 2-6 Trocknungsprozess unter tropischen Außenluftbedingungen mit und ohne sorptive Luftentfeuchtung.
Ausgehend von einem insenthalpen Ablauf des Absorptionsprozesses wird dabei die Prozessluft
bei einem Entfeuchtungspotenzial des Stoffaustauschapparats von ca. 10 g/kg auf 55 °C erwärmt
und dessen absoluter Feuchtegehalt auf 10 g/kg reduziert.
Aus den im hx-Diagramm dargestellten Trocknungsprozessen wird deutlich, dass im Fall eines
Trocknungsprozesses ohne vorherige Luftentfeuchtung die Trocknungssluft ca. 30 % weniger
Wasser aus der Trocknungsluft aufnehmen kann, als bei dem Einsatz einer Flüssigsorptionseinheit
zur Luftentfeuchtung. Demnach werden während des Trocknungsvorgangs im Fall der integrierten
Flüssigsorptionseinheit ca. 8 g Wasser von einem Kilogramm Trocknungsluft abgeführt, im Gegen-
satz zum Standardverfahren, bei dem die Luft ebenfalls auf 55 °C erwärmt wird nur ca. 5,4 g/kg
aufgenommen werden können.
4
Trocknungsprozess
mit Sorption
Punkt 5:
ϑ = 35 °C
ϕ = 50 %
x = 18,1 g/kg
∆ x = 8,0 g/kg
Durch die Kombination einer Konvektionstrocknungsanlage mit einer Flüssigsorptionseinheit lässt
sich folglich die Trocknungsdauer um signifikante 30 % senken.
5
2
1
Trocknungsprozess
ohne Sorption
Punkt 2:
ϑ = 55 °C
ϕ = 20 %
x = 20,2 g/kg
3
Punkt 1:
ϑ = 30 °C
ϕ = 75 %
x = 20,2 g/kg
∆ x = 5,4 g/kg
Punkt 3:
ϑ = 42 °C
ϕ = 50 %
x = 25,6 g/kg
Seite 19

3 Grundlagen der Flüssigsorption
3.1 Flüssigsorptionsprozess
Die Flüssigsorption beschreibt einen Vorgang bei dem ein Stoff einen anderen selektiv aufnimmt.
Die aufnehmende Substanz wird dabei als Sorbens bezeichnet und der aufgenommene Stoff als
Sorbat. Bei der Luftentfeuchtung findet bei Flüssigsorptionssystemen eine physikalische Absorpti-
on des Wasserdampfs an das Sorbens statt. Die Eigenschaft des Sorbens Wasserdampf aufzu-
nehmen wird als Hygroskopie bezeichnet. Als Sorbenzien weisen dabei wässrige Salzlösungen in
konzentrierter Form hohes Potenzial zur Wasserdampfaufnahme auf. Die für den Stoffübergang
des Wasserdampfs von der Prozessluft auf die Salzlösung notwendige Antriebskraft wird bei
hygroskopischen Lösungen durch das Dampfdruckgefälle zwischen dem Partialdruck der Prozess-
luft und dem Dampfdruck in der Salzlösung erreicht. Solange diese Partialdruckdifferenz zwischen
der wässrigen Salzlösung und der mit ihr in Berührung stehenden Luft vorhanden ist, wird ein
Stoffaustausch des Wasserdampfs stattfinden. Da der Wasserdampfpartialdruck der Salzlösung
von deren Konzentration und Temperatur abhängig ist, wird die Absorptionsfähigkeit der Salzlö-
sung bzw. die antreibende Kraft des Absorptionsvorgangs durch die Aufnahme von Wasserdampf
aus der Prozessluft verringert. Demnach kann der Absorptionsprozess solange aufrechterhalten
werden, bis sich zwischen der feuchten Prozessluft und der wässrigen Salzlösung ein Gleichge-
wichtszustand einstellt. Um die Hygroskopizität der Salzlösung wieder herzustellen, muss ein der
Absorption gegenläufiger Prozess, die sogenannte Desorption oder Regeneration stattfinden. Bei
dem Regenerationsprozess wird die Salzlösung soweit erwärmt, dass der Wasserdampfpartial-
druck der Salzlösung größer ist als der Wasserdampfpartialdruck der Prozessluft. Aufgrund der
Dampfdruckdifferenz zwischen den beiden Phasen wird von der Prozessluft Wasserdampf aus der
Salzlösung aufgenommen und die Konzentration der Salzlösung wieder erhöht.
Neben einem möglichst geringen Dampfdruck sollten geeignete hygroskopische Salzlösungen
beim Absorptionsprozess gleichzeitig eine niedrige Viskosität und Oberflächenspannung und eine
hohe Wärmeleitfähigkeit aufweisen. Eine niedrige Viskosität und Oberflächenspannung führt zu
einer besseren Benetzung der Übertragungsflächen im Stoffaustauschapparat, eine hohe Wärme-
leitfähigkeit begünstigt die schnelle Abfuhr der durch den Absorptionsprozess freiwerdenden Ver-
dampfungsenthalpie (Absorptionswärme).
Im Rahmen dieses Vorhabens werden zwei flüssige hygroskopische Materialen betrachtet, die zur
Luftentfeuchtung in offenen Systemen eingesetzt werden können. Aus Gründen der hohen ökolo-
gischen und hygienischen Anforderungen an das Sorptionsmittel bei der sorptiven Luftentfeuch-
tung kommen in erster Linie wässrige Salzlösungen wie z.B. wässrige Lithiumchlorid- oder Cal-
ciumchloridlösungen zum Einsatz. Diese zwei marktüblichen Salzlösungen werden hinsichtlich
ihres Absorptions- bzw. Desorptionsverhaltens untersucht und miteinander verglichen. In Abb. 3-1
ist der Zusammenhang zwischen dem Dampfdruck und der Temperatur wässriger Lithiumchloridlö-
Seite 20

sungen und wässriger Calciumchloridlösungen, die im Stoffaustauschapparat eingesetzt werden
sollen, dargestellt.
Dampfdruck [Pa]
16000
14000
12000
10000
8000
6000
4000
2000
0
Dampfdruck LiCl-Lösung + CaCl 2-Lösung
Absorption
20 30 40 50 60 70
Temperatur Salzlösung [°C]
Prozessluft 30°C/ 75% r.F. CaCl2 - 42% CaCl2 - 40% CaCl2 - 38%
CaCl2 - 36% CaCl2 - 34% LiCl - 42% LiCl - 40%
LiCl - 38% LiCl - 36% LiCl - 34%
Regeneration
Abb. 3-1 Dampfdruck von wässrigen Lithiumchlorid- bzw. Calciumchloridlösungen.
Zur Verdeutlichung ist in dem Diagramm zusätzlich die Dampfdrucklinie der Prozessluft (Tempera-
tur 30 °C, rel. Feuchte 75 %, absoluter Feuchtegehalt 20 g/kg) als verstärkte Linie dargestellt. Un-
terhalb dieser Linie erfolgt dabei eine Absorption des in der Prozessluft enthaltenen Wasser-
dampfs, oberhalb dieser Linie findet eine Desorption des Sorbats statt, d. h. hier wird der Prozess-
luft Wasserdampf zugeführt bzw. findet eine Regeneration der Salzlösung statt. Um einen mög-
lichst hohen Stoffaustausch zu erzielen, sollten für den Absorptionsprozess die Temperatur der
Salzlösung möglichst niedrig und die Konzentration der Salzlösung möglichst hoch sein. Dement-
sprechend verhält sich der Regenerationsprozess. In diesem Fall muss der Dampfdruck der Salz-
lösung höher sein als der Dampfdruck der Prozessluft, d. h. die Salzlösung muss erwärmt werden.
Aus Abb. 3-1 geht hervor, dass eine Regeneration der im Vorhaben eingesetzten Salzlösungen
bereits ab einer Temperatur von 60 °C bei Lithiumchloridlösungen und ab 50 °C bei Calciumchlo-
ridlösungen möglich ist. Daher können für den Regenerationsprozess auch Wärmequellen mit
niedrigem Temperaturniveau, wie z. B. Prozesswärme oder Solarkollektoren, eingesetzt werden.
Grundsätzlich sollten die eingesetzten flüssigen Sorptionsmittel ungiftig und umweltverträglich sein
und keine flüchtigen Stoffe enthalten, da sie in offenen Systemen eingesetzt werden. Damit eine
kontinuierliche Entfeuchtung gewährleistet werden kann, sollten Flüssigsorbenzien eine hohe
Langzeitstabilität besitzen. Weitere physikalische und chemische Anforderungen an Flüssigsor-
benzien für den Einsatz in offenen Sorptionssystemen sind nachfolgend beschrieben.
Seite 21

3.2 Flüssigsorbenzien
3.2.1 Physikalische und chemische Eigenschaften Sorptionsmittel
Für die im Forschungsvorhaben durchgeführten Messreihen zur Untersuchung des Sorptionsver-
haltens wird auf die von Conde [2] zusammengefassten Stoffwerte von wässrigen Lithiumchlorid-
und Calciumchloridlösungen zurückgegriffen. Diese sind in dem für den Entfeuchtungs- und Be-
feuchtungsprozess interessanten Bereich von 20-80 °C und einer Konzentration von 34-42 % in
den folgenden Diagrammen zusammengefasst. In Tab. 3-1 sind die wichtigsten Stoffdaten der
eingesetzten Salze dargestellt.
Lithiumchlorid Calciumchlorid
Chemische Formel LiCl CaCl2
Molekulargewicht 42,4 g/mol 111,0 g/mol
Siedepunkt 1360°C 1600 °C
Schmelzpunkt 615°C 782 °C
Löslichkeit in Wasser 820g / 1l Wasser (20°C) 740g / 1l Wasser (20°C)
Relative Dichte
(Wasser=1)
2,07 g/cm³ 2,16 g/cm³
Aggregatzustand fest fest
Beschaffenheit
Farblose, geruchlose, würfelförmige, sehr
hygroskopische, in Wasser leicht lösliche,
nicht brennbare Kristalle oder weißes,
zerfließendes
Pulver. Scharfer, salziger Geschmack.
pH-Wert (50 g/l) bei 20°C: ~ 6
Tab. 3-1 Stoffdaten / Herstellerangaben– Calciumchlorid und Lithiumchlorid.
Farblose,geruchlose, hygroskopisch, nicht brennbare
Kristalle
pH-Wert (100 g/l) bei 20°C: 8 – 10
Seite 22

Löslichkeit
Um ein großes Sorptionsvermögen zu erzielen, sollte die Kristallisationstemperatur möglichst nied-
rig sein, damit es unter normalen Einsatzbedingungen nicht zu Ausscheidungen der gelösten Salze
kommt. In Abb. 3-2 sind die Kristallisationstemperaturen der untersuchten wässrigen Salzlösungen
über der Konzentration aufgetragen. Wässrige LiCl- und CaCl2-Lösungen weisen dabei im interes-
sierenden Konzentrationsbereich von 30 %-45 % ein ähnliches Verhalten auf, wobei die Kristallisa-
tionstemperatur beider Salzlösungen in diesem Bereich unter 20 °C liegt. Ab einer Konzentration
von ca. 45 % steigt die Kristallisationstemperatur wässriger LiCl-Lösungen allerdings deutlich stär-
ker an als die von wässrigen CaCl2-Lösungen.
Temperatur [°C]
160
140
120
100
80
60
40
20
0
-20
-40
-60
Kristallisationsgrenze
0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60
Konzentration [ - ]
Kristallisationsgrenze LiCl-Lösung Kristallisationsgrenze CaCl2-Lösung
Abb. 3-2 Kristallisationsgrenze wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen.
Seite 23

Spez. Wärmekapazität und Dichte
Entsprechend dem Verhalten von Wasser sinkt die Dichte wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen mit
steigender Temperatur, wobei die Dichte wässriger CaCl2-Lösungen höher ist als die wässriger
LiCl-Lösungen. Eine Zunahme der Salzkonzentration führt ebenfalls zu einer Erhöhung der Dich-
ten, die in beiden Fällen höher sind als die Dichte von Wasser (Abb. 3-3).
Die spez. Wärmekapazität wässriger Salzlösungen nimmt mit steigender Salzkonzentration ab,
wobei in diesem Fall die spez. Wärmekapazität von wässrigen CaCl2-Lösungen geringer ist als die
wässriger LiCl-Lösungen. Die nach Gleichung (4-13) berechneten Wärmekapazitäten der einge-
setzten Salzlösungen sind deutlich kleiner als die Wärmekapazität von Wasser. Geringe spezifi-
sche Wärmekapazitäten haben im Fall der sorptiven Luftentfeuchtung den Vorteil, dass die aufzu-
bringenden Wärmeleistungen für den Regenerationsprozess reduziert werden können.
spez. Wärmekapazität [kJ/kgK]
4,0
3,8
3,6
3,4
3,2
3,0
2,8
2,6
2,4
2,2
2,0
spez. Wärmekapazität und Dichte wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen
20 30 40 50 60 70 80
Temperatur [°C]
Dichte
spez. Wärmekapazität
CaCl2 - 42% CaCl2 - 40% CaCl2 - 38% CaCl2 - 36% CaCl2 - 34% LiCl - 42%
LiCl - 40% LiCl - 38% LiCl - 36% LiCl - 34% wasser
Abb. 3-3 spez. Wärmekapazität und Dichte wässriger LiCl - und CaCl2-Lösungen.
1500
1400
1300
1200
1100
1000
900
800
700
600
500
Dichte [kg/m³]
Seite 24

Oberflächenspannung und dyn. Viskosität
Um den Einfluss auf den Strömungswiderstand und die Wärmeübertragung in Sorptionseinheiten
zu reduzieren, sollten die dyn. Viskosität flüssiger Sorbenzien möglichst gering sein. In Abb. 3-4
sind die nach Gleichung (4-19) ermittelten dyn. Viskositäten wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen
dargestellt. Die Temperatur- und Konzentrationsabhängigkeit der dyn. Viskosität ist dabei deutlich
zu erkennen. Eine Zunahme der Salzkonzentration führt dabei zu einer Erhöhung der dyn. Viskosi-
tät, eine Temperaturerhöhung führt zu kleineren dyn. Viskositäten.
Die Oberflächenspannung flüssiger Sorbenzien ist für die Auslegung von Übertragungsflächen in
Stoffaustauschapparaten von besonderer Bedeutung und sollte daher möglichst gering sein, um
einen hohen Benetzungsgrad bzw. einen hohen Wärme- und Stoffübergang in der Sorptionseinheit
zu erzielen. In Abb. 3-4 wird deutlich, dass eine Zunahme der Salzkonzentration wässriger LiCl-
Lösungen und CaCl2-Lösungen zu einer Erhöhung der Oberflächenspannung führt. Ebenso wie bei
der dyn. Viskosität ist auch die Oberflächenspannung wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen höher
als die von Wasser.
Oberflächenspannung [mN/m]
100
95
90
85
80
75
70
65
60
Oberflächenspannung und dyn. Viskosität wässriger LiCl- und CaCl 2-Lösungen
Dyn.Viskosität
10 20 30 40 50 60 70 80
Temperatur[ °C ]
Oberflächenspannung
wasser LiCl - 34% LiCl - 36% LiCl - 38% LiCl - 40% LiCl - 42%
CaCl2 - 42% CaCl2 - 40% CaCl2 - 38% CaCl2 - 36% CaCl2 - 34%
Abb. 3-4 Oberflächenspannung und dyn. Viskosität wässriger LiCl - und CaCl2-Lösungen.
20
15
10
5
0
dyn. Viskosität [mPas]
Seite 25

Dampfdruck
Da die Dampfdruckdifferenz zwischen der Salzlösung und der Prozessluft die treibende Kraft für
den Sorptionsprozess bzw. den Stoffübergang ist, sollte der Dampfdruck des flüssigen Sorptions-
mittels möglichst gering sein. In Abb. 3-5 und Abb. 3-6 ist der Dampfdruck wässriger LiCl-und
CaCl2-Lösungen im interessierenden Konzentrationsbereich von 34 %-42 % Solekonzentration,
sowie der Dampfdruck von Wasser im lg p,1/T-Diagramm, das die Zusammenhänge zwischen
Druck, Temperatur und Konzentration wiedergibt, dargestellt.
Dampfdruck [Pa]
100000
10000
1000
100
Dampfdruck LiCl-Lösung + CaCl 2-Lösung
Temperatur [°C]
20 30 40 50 60 70 80
2,83 2,93 3,03 3,13 3,23 3,33
1/T [1/1000K]
CaCl2 - 42% CaCl2 - 40% CaCl2 - 38% CaCl2 - 36% CaCl2 - 34% LiCl - 42%
LiCl - 40% LiCl - 38% LiCl - 36% LiCl - 34% Wasser
Abb. 3-5 Dampfdruck wässriger LiCl-- und CaCl2-Lösungen im lg p / 1/T –Diagramm.
Aus dem Diagramm wird deutlich, dass der Dampfdruck wässriger LiCl-Lösungen deutlich geringer
ist als der Dampfdruck wässriger CaCl2-Lösungen. Mit steigender Salzkonzentration kann der
Dampfdruck über der wässrigen Salzlösung weiter gesenkt werden, dies bedeutet dass z. B bei
einer 42 %igen LiCl-Lösung über den gesamten Temperaturbereich die Dampfdruckdifferenz, und
damit die treibende Kraft im Sorptionsprozess, zwischen Lösung und reinem Wasser am Größten
ist. Der begrenzende Faktor bei der Absenkung des Dampfdrucks stellt jedoch die jeweilige Kristal-
lisationstemperatur der wässrigen Salzlösungen dar.
Seite 26

Dampfdruck [Pa]
40000
35000
30000
25000
20000
15000
10000
5000
0
100%
90%
80%
70%
Abb. 3-6 Dampfdruck wässriger LiCl-- und CaCl2-Lösungen.
Abb. 3-6 zeigt ein weiteres Diagramm in dem der Dampfdruck wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen
über einen größeren Konzentrationsbereich über dem Wassergehalt des flüssigen Sorptionsmittel
aufgetragen ist. In diesem Diagramm wird der Einfluss der Temperatur auf den Dampfdruck und
somit auf die Sorptionsfähigkeit deutlich.
Dampfdruck LiCl-Lösung + CaCl 2-Lösung
Konzentration [%]
60%
0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0
50%
Wasserbeladung [kg Wasser/kg Salz]
LiCl - 70°C LiCl - 60°C LiCl - 50°C LiCl - 40°C LiCl - 30°C CaCl2 - 70°C
CaCl2 - 60°C CaCl2 - 50°C CaCl2 - 40°C CaCl2 - 30°C CaCl2 - 20°C LiCl - 70°C
40%
30%
20%
10%
Seite 27

4 Theoretische Grundlagen
Im folgenden Kapitel werden die Zustandsgrößen der feuchten Luft und wässriger LiCl- und CaCl2
Lösungen erläutert. Die Berechnungsgleichungen werden zur Auswertung der Messergebnisse des
Sorptionsprüfstands benötigt, sowie zur Beschreibung der Wärme- und Stoffübergänge eines nu-
merischen Berechnungsmodells der sorptiven Luftentfeuchtung in Kreuzstromapparaten.
4.1 Zustandsgrößen der feuchten Luft
Absolute und relative Feuchte sowie Sättigungsdampfdruck der feuchten Luft
Die Berechnung des absoluten Feuchtegehalts der Prozessluft xLP wird nach folgenden Gleichun-
gen durchgeführt:
x 1000 0.622 φ p ,
p φ p ,
mit
xLP
= absolute Feuchte Prozessluft [g/kg]
p = Umgebungsdruck [Pa]
pS,LP
ϕLP
= Sättigungsdampfdruck Prozessluft [Pa]
= rel. Feuchte Prozessluft [%]
wobei der Sättigungsdampfdruck ps der feuchten Luft aus Gleichung (4-1) nach folgender Glei-
chung berechnet werden kann:
p, 288.68 1.098 100
,
Die relative Feuchte ϕLP der Luft wird aus dem Verhältnis des Wasserdampfpartialdrucks zum Sät-
tigungsdampfdruck der feuchten Luft gebildet:
φ p ,
p ,
Unter Berücksichtigung von Gleichung (4-3) lässt sich Gleichung (4-1) folgendermaßen ausdrü-
cken:
x 1000 0.622
mit
ϑLP
φ 100 288.68 1.098 φ 100
,
p φ
100 288.68 1.098 φ
100
= Temperatur Prozessluft [°C]
,
(4-1)
(4-2)
(4-3)
(4-4)
Seite 28

ϕLP
= rel. Feuchte Prozessluft [%]
p = Luftdruck [Pa]
pD,LP
pS,LP
Dichte der feuchten und trockenen Luft
= Wasserdampfpartialdruck Luft [Pa]
= Sättigungsdampfdruck Prozessluft [Pa]
Die Dichte der feuchten Luft ρLP,f kann nach folgender Gleichung bestimmt werden:
ρ, 1
T p p φ 100
287
p φ 100
462
Für die Bestimmung der Dichte der trockenen Luft ρLP,tr kann folgende Gleichung herangezogen
werden:
ρ , p p , φ
100
287 T
mit
ρLP,f
= Dichte der feuchten Luft [kg/m³]
p = Umgebungsdruck [Pa]
pS,LP
ϕLP
TLP
= Sättigungsdampfdruck Prozessluft [Pa]
= rel. Feuchte Prozessluft [%]
= Temperatur Prozessluft [K]
Wärmeleitfähigkeit, spez. Wärmekapazität und kinematische Viskosität der feuchten Luft
Die Wärmeleitfähigkeit λLP, die spez. Wärmekapazität cp,LP und kinematische Viskosität νLP von Luft
können nach folgenden Gleichungen bestimmt werden:
λ 0,07295 24,558*10
c , 1006 0,05
ν 0,09485 13,278 10
mit
λLP
cp,LP
νLP
ϑLP
= Wärmeleitfähigkeit Prozessluft [W/mK]
= spez. Wärmekapazität Prozessluft [J/kgK]
= kinematische Viskosität Prozessluft [m²/s]
= Temperatur Prozessluft [°C]
(4-5)
(4-6)
(4-7)
(4-8)
(4-9)
Seite 29

Enthalpie von Wasserdampf und flüssigem Wasser und spez. Verdampfungsenthalpie von
Wasser
Die Enthalpie von Wasserdampf hD und die spez. Enthalpie von flüssigem Wasser hfl können in
Abhängigkeit von der Temperatur nach folgenden Näherungsgleichungen bestimmt werden:
h 2501,482 1,789736 8,957546 10 1,3005254 10
h 2,25 10 4,2063437 6,014696 10 4,381537 10
(4-10)
(4-11)
Die Ermittlung der spez. Verdampfungsenthalpie von Wasser ergibt sich aus der Differenz der Ent-
halpie des Wasserdampfs und der Enthalpie des flüssigen Wassers:
h h h
mit
hV
hD
hfl
= Verdampfungsenthalpie Wasser [J/kg]
= Enthalpie Wasserdampf [J/kg]
= Enthalpie flüssiges Wasser [J/kg]
ϑ = Temperatur [°C]
4.2 Thermische und physikalische Eigenschaften wässriger Salzlösungen
(4-12)
Für die in dem Vorhaben durchgeführten Messungen wird auf die bei Conde [3] zusammengefass-
ten Stoffwerte zurückgegriffen. Im Folgenden sind die Berechnungsgrundlagen zur Bestimmung
der thermischen und physikalischen Stoffeigenschaften wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen zu-
sammengefasst.
Spez. Wärmekapazität wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen
Die Bestimmung der spez. Wärmekapazität cpSL wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen erfolgt nach
folgenden Gleichungen:
cp,SLcp,H2O* 1‐ A B * * C * 228 ‐1
0,02
D * 228 ‐1
0,04
E * v
228 ‐1
0,06
mit
cp,SL
cp,H2O
TSL
ξSL
= spez. Wärmekapazität wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen [J/kgK]
= spez. Wärmekapazität Wasser nach Gleichung (4-14) [J/kgK]
= Temperatur Lösung [K]
= Konzentration Lösung [ - ]
(4-13)
Seite 30

Die Parameter A bis E zur Berechnung der spez. Wärmekapazität wässriger LiCl- und CaCl2-
Lösungen kann Tab. 4-1 entnommen werden:
A B C D E
LiCl-Lösung 0,12825 0,62934 58,5225 -105,6343 47,7948
CaCl2-Lösung 0,00 0,00 58,5225 -105,6343 47,7948
Tab. 4-1 Parameter A bis E zur Berechnung der spez. Wärmekapazität wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen.
Die spez. Wärmekapazität cp,H2O von Wasser kann nach folgender Gleichung bestimmt werden:
cp,H2OA B* T
228 ‐1
0,02
C* T
228 ‐1
0,04
D* T
228 ‐1
0,06
E* T
228 ‐1
1,8
F* T
228 ‐1
8
mit den Parameteren A bis F zur Bestimmung der Wärmekapazität von Wasser nach Tab. 4-2.
A B C D E F
für ϑ>0 88,7891 -120,1958 -16,9264 52,4654 0,10826 0,46988
Tab. 4-2 Parameter A bis F zur Berechnung der spez. Wärmekapazität von Wasser.
Dichte und Konzentration wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen
(4-14)
Die Berechnung der Konzentration ξ SL wässriger LiCl-und CaCl2-Lösungen vor und nach der Sorp-
tionseinheit kann iterativ aus der Berechnungsgleichung der Dichte ρLösung nach [3] bestimmt wer-
den:
ρ ρ ρ
mit
ρSL
ρH2O
ρi
ξ SL
ρc,H2O
ξ
1 ξ = Dichte Lösung [kg/m³]
= Dichte Wasser [kg/m³]
= Parameter zur Berechnung der Dichte nach Tab. 4-3
= Konzentration Salzlösung [ - ]
= kritische Dichte Wasser = 322 kg/m³
T = Temperatur Lösung [K]
Tc,H2O
= kritische Temperatur Wasser = 647,226 K
(4-15)
Die Parameter ρo bis ρ3 zur Berechnung der Dichte wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen kann Tab.
4-3 entnommen werden:
ρo ρ1 ρ3 ρ3
LiCl-Lösung 1,0 0,540966 -0,303792 0,100791
CaCl2-Lösung 1,0 0,836014 -0,436300 0,105642
Tab. 4-3 Parameter ρo bis ρ3 zur Berechnung der Dichte wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen.
Seite 31

Die Dichte ρH2O von Wasser kann nach folgender Gleichung bestimmt werden:
ρ ρ ,
1 B 1 T
T ,
/
B 1 T
T ,
/
B 1 T
T ,
/
B 1 T
/
B 1
T, T
/
B 1
T, T
/
T, mit den Parameteren B0 bis B5 zur Bestimmung der Wärmekapazität von Wasser nach Tab. 4-4.
B0 B1 B2 B3 B4 B5
1,9937718430 1,0985211604 -0,5094492996 -1,7619124270 -44,9005480267 -723692,2618632
Tab. 4-4 Parameter B0 bis B5 zur Berechnung der Dichte von Wasser.
Oberflächenspannung wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen
(4-16)
Die Bestimmung der Oberflächenspannung σSL wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen erfolgt nach
folgenden Gleichungen:
σ σ 1 σ ξ σ ξ T
σ ξ
T, T
σ ξ
T,
σ ξ
mit
σSL
σH2O
σi
ξ SL
= Oberflächenspannung Lösung [mN/m]
= Oberflächenspannung Wasser [mN/m]
= Parameter zur Berechnung der Oberflächenspannung nach Tab. 4-5
= Konzentration Salzlösung [ - ]
T = Temperatur Lösung [K]
Tc,H2O
= kritische Temperatur Wasser = 647,226 K
(4-17)
Die Parameter σ1 bis σ5 zur Berechnung der Oberflächenspannung wässriger LiCl- und CaCl2-
Lösungen kann Tab. 4-5 entnommen werden:
σ1 σ2 σ3 σ4 σ5
LiCl-Lösung 2,757115 -12,011299 14,751818 2,443204 -3,147739
CaCl2-Lösung 2,33067 -10,78779 13,56611 1,95017 -1,77990
Tab. 4-5 Parameter σ1 bis σ5 zur Berechnung der Oberflächenspannung wässriger LiCl- und CaCl2-
Lösungen.
Die Oberflächenspannung σH2O von Wasser kann nach folgender Gleichung bestimmt werden:
Seite 32

σ 235,8 1 0,625 1 T
1
T, T
,
T, Dynamische und kinematische Viskosität wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen
(4-18)
Die dyn. Viskosität ηSL wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen kann nach folgenden Gleichungen
berechnet werden:
η η e
mit
ηSL
ηH2O
ηi
ξ SL
/, ,
/,
/,
, /,
= dyn. Viskosität Lösung [mPas]
= dyn. Viskosität Wasser [mPas]
= Parameter zur Berechnung der dyn. Viskosität nach Tab. 4-6
= Konzentration Salzlösung [ - ]
T = Temperatur Lösung [K]
Tc,H2O
= kritische Temperatur Wasser = 647,226 K
ρ = Dichte Wasser [kg/m³]
ρc,H2O
= kritische Dichte Wasser = 322 kg/m³
(4-19)
Die Parameter η1 bis η4 zur Berechnung der Oberflächenspannung wässriger LiCl- und CaCl2-
Lösungen kann Tab. 4-6 entnommen werden:
η1 η2 η3 η4
LiCl-Lösung 0,090481 1,390262 0,675875 -0,583517
CaCl2-Lösung -0,169310 0,817350 0,574230 0,398750
Tab. 4-6 Parameter η1 bis η4 zur Berechnung der dyn. Viskosität wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen.
Die dyn. Viskosität ηH2O von Wasser kann nach folgender Gleichung bestimmt werden:
η 55,071 10 T
,
T,
e
H
T
T,
∑ ∑
,
,
,
, (4-20)
mit den Parameteren Hi und Gj,k und zur Bestimmung der dyn. Viskosität von Wasser nach Tab.
4-7 und Tab. 4-8.
Seite 33

i 0 1 2 3
Hi 1,00 0,978197 0,579829 -0,202354
Tab. 4-7 Parameter Hi zur Berechnung der dyn. Viskosität von Wasser.
Gj,k 0 1 2 3 4 5 6
0 0,5132047 0,2151778 -0,2818107 0,1778064 -0,0417661 0,00 0,00
1 0,3205656 0,7317883 -1,070786 0,4605040 0,00
-
0,01578386
2 0,00 1,241044 -1,263184 0,2340379 0,00 0,00 0,00
3 0,00 1,476783 0,00 -0,4924179 0,1600435 0,00
0,00
-
0,00362948
1
4 -0,7782567 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
5 0,1885447 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
Tab. 4-8 Parameter Gj,k zur Berechnung der dyn. Viskosität von Wasser.
Die Berechnung der kinematischen Viskosität erfolgt mit Hilfe der dynamischen Viskosität nach
folgender Gleichung:
ν η
ρ
mit
νSL
ηSL
ρSL
= kinematische Viskosität Lösung [m²/s]
= dynamische. Viskosität Lösung [mPas]
= Dichte Lösung [kg/m³]
Dampfdruck wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen
(4-21)
Die Bestimmung des Dampfdrucks pSL wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen erfolgt nach folgenden
Gleichungen:
p p , π fξ, T
mit
pSL
pS,H2O
= Dampfdruck Lösung [Pa]
= Sättigungsdampfdruck Wasser [Pa]
π = Funktion nach Gleichung (4-25)
f(ξ,T) = Funktion nach Gleichung (4-24)
ϑ = Temperatur Lösung / Wasser [°C]
T = Temperatur Lösung / Wasser [K]
ξ = Konzentration Lösung [ - ]
(4-22)
Seite 34

Tc,H2O
πi
= kritische Temperatur Wasser = 647,226 K
= Parameter nach Tab. 4-9 [-]
Der Sättigungsdampfdruck pS,H2O von Wasser kann nach folgender Näherungsgleichung bestimmt
werden:
p , 611 e , , , ,
(4-23)
Die Funktionen f und π lassen sich mit den Parametern aus Tab. 4-9 nach Gleichung (4-24) und
(4-25) berechnen:
fξ, Τ 2 1 ξ
1
π ξ
1
π T
T, (4-24)
π 1 1 ξ
π e
π ,
, (4-25)
π0 π1 π2 π3 π4 π5 π6 π7 π8 π9
LiCl-H2O 0,28 4,30 0,60 0,21 5,10 0,49 0,362 -4,75 -0,40 0,03
CaCl-H2O 0,31 3,698 0,60 0,231 4,584 0,49 0,478 -5,20 -0,40 0,018
Tab. 4-9 Parameter πi zur Berechnung des Dampfdrucks wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen.
Bindungsenthalpie wässriger LiCl- und CaCl2-Lösungen
Die Bindungsenthalpie von Wasserdampf in wässrigen Salzlösungen wird nach folgender Glei-
chung bestimmt:
∆h H H T
ξ
1
H ξ
1
288 H
mit den Parameteren Hi nach Tab. 4-10.
Hi 1 2 3 4 5 6
LiCl-H2O 0,845 -1,965 -2,265 0,6 169,105 457,850
CaCl-H2O 0,855 -1,965 -2,265 0,8 -955,690 3011,974
Tab. 4-10 Parameter Hi zur Berechnung der Bindungsenthalpie von Wasser.
mit
∆hd
Hi
= Bindungsenthalpie Wasser in Lösung [J/kg]
= Parameter nach Tab. 4-10
ξ = Konzentration Lösung [ - ]
T = Temperatur Lösung [K]
(4-26)
Seite 35

4.3 Berechnungsgrundlagen Luftentfeuchtung
4.3.1 Prozessluft
Volumenstrom, Strömungsgeschwindigkeit und Massenstrom Prozessluft
Die Anströmgeschwindigkeit vLP und der Massenstrom mLP der Prozessluft in der Sorptionseinheit
werden folgendermaßen berechnet:
v V
A
m V
ρ ,
Mit
vLP
V
= Anströmgeschwindigkeit [m/s]
= Volumenstrom Prozessluft [m³/h]
A = Anströmfläche Sorptionseinheit [m²]
ρLP,f
m
= Dichte Prozessluft [kg/m³]
= Massenstrom Prozessluft [kg/h]
(4-27)
(4-28)
Be- bzw. Entfeuchtungsmenge der Prozessluft und Be- bzw. Entfeuchtungsleistung Sorpti-
onseinheit
Die Berechnung des absoluten Feuchtegehalts der Prozessluft xLP vor/nach SE vor und nach der Sorp-
tionseinheit erfolgt nach Gleichung (4-4) aus den gemessenen Temperaturen und relativen Feuch-
ten vor bzw. nach der Sorptionseinheit. Die Berechnungen der charakteristischen Kenngrößen wie
die Be- und Entfeuchtungsmenge ∆xLP sowie die Be- und Entfeuchtungsleistung ∆m LP der Sorpti-
onseinheit werden nach Gleichung (4-29) und (4-30) durchgeführt:
∆m m Δx
(4-29)
Wobei die Ent- bzw. Befeuchtungsmenge der Sorptionseinheit nach folgender Gleichung berechnet
wird:
Δx x , x ,
mit
∆m
m LP
∆xLP
xLP, vor/nach SE
= Ent- bzw. Befeuchtungsleistung [kg/h]
= Massenstrom Prozessluft [kg/h]
= Ent- bzw. Befeuchtungsmenge der Prozessluft [g/kg]
(4-30)
= absoluter Feuchtegehalt der Prozessluft vor/nach der Sorptionseinheit [g/kg]
Seite 36

4.3.2 Wässrige Salzlösungen
Volumenstrom, Berieselungsdichte und Massenstrom Salzlösung
Die Berechnung des Volumenstroms V SL und des Massenstroms m SL, vor /nach SE der Salzlösung vor
und nach dem Stoffaustauschapparat sowie die Berieselungsdichte uSL der Salzlösung in der Sorp-
tionseinheit wird mittels folgenden Gleichungen durchgeführt:
V ρ V
ρ wobei die Dichte von Wasser ρH2O nach folgender Gleichung bestimmt wird:
ρ 322
mit
V SL
V Sensor
1 1.993771843 1 T
T ,
/
1.0985211604 1 T
0.5094492996 1 T
/
1.761912427 1
T, T
44.9005480267 1 T
1 T
/
T, T ,
/
= Volumenstrom Lösung, korrigiert [l/h]
= Volumenstrom Durchflußmesser [l/h]
ρH2O = Dichte Wasser [kg/m³]
ρSL
= Dichte Lösung Dichtemessgerät [kg/m³]
T = Temperatur Lösung / Wasser [K]
Tc,H2O
723692.2618632
= kritische Temperatur Wasser = 647,226 K
T ,
T ,
/
/
(4-31)
(4-32)
Der Massenstrom der wässrigen Salzlösung m SL, vor SE vor der Sorptionseinheit wird nach folgender
Gleichung bestimmt:
m ρ , V
mit
m SLvor SE
V SL
= Massenstrom Lösung vor Sorptionseinheit[kg/h]
= Volumenstrom Lösung vor Sorptionseinheit [m³/h]
ρ SL,vor SE = Dichte Salzlösung vor Sorptionseinheit [kg/m³]
(4-33)
Seite 37

Der Massenstrom der wässrigen Salzlösung m SL, nach SE nach der Sorptionseinheit wird nach fol-
gender Gleichung bestimmt:
m m , ∆m
mit
m SL nach SE
m SL vor SE
∆m
= Massenstrom Lösung nach Sorptionseinheit[kg/h]
= Massenstrom Lösung vor Sorptionseinheit[kg/h]
= Ent- bzw. Befeuchtungsleistung Sorptionseinheit[kg/h]
(4-34)
Die Berieselungsdichte der wässrigen Salzlösung uSL kann nach folgender Gleichung ermittelt wer-
den:
u V
A
mit
u SL
V SL
ASL
= Berieselungsdichte Sorptionseinheit [m³/m²h]
= Volumenstrom Salzlösung [m³/h]
= Berieselungsfläche Sorptionseinheit [m²]
(4-35)
Die Berechnung des Wassergehalts bzw. Wassermassenstroms vor und nach der Sorptionseinheit
wird nach Gleichung (4-36) und (4-37) berechnet:
m m ξ m
m m ∆m
mit
m H2Ovor/nach SE = Massenstrom Wasser vor/nach Sorptionseinheit [kg/h]
m SL vor SE
∆m .
ξ SL vor/nach SE
= Massenstrom Lösung vor Sorptionseinheit[kg/h]
= Ent- bzw. Befeuchtungsleistung Sorptionseinheit[kg/h
= Konzentration Salzlösung vor Sorptionseinheit[%]
(4-36)
(4-37)
Die Konzentration der Salzlösung nach der Sorptionseinheit wird nach folgender Gleichung be-
stimmt:
ξ m ξ
m Δm
(4-38)
Seite 38

5 Experimentelle Untersuchung Sorptionseinheit
5.1 Sorptionsprüfstand - Stoffaustauschapparat
Im Rahmen des Vorhabens wurde ein Prüfstand zur Analyse des Absorptions- und Desorptions-
verhaltens verschiedener Trägermaterialen und Flüssigsorbenzien aufgebaut. Zur Untersuchung
der Luftentfeuchtung wurde eine Luftaufbereitungseinheit konzipiert, die es ermöglicht unterschied-
liche Prozessluftkonditionen bzw. die benötigte Temperatur und Luftfeuchtigkeit der Prozessluft zu
erzeugen.
Der Stoffaustauschapparat, der sowohl als Absorptionseinheit als auch als Regenerator untersucht
wurde, wurde als Kreuzstromapparat ausgeführt. Als Absorptionsmaterial bzw. Trägermaterial
werden zum einen zwei Rieselmatrizen aus Kunststoff sowie zwei verschiedene Füllkörperschüt-
tungen aus Keramik und Kunststoff untersucht (siehe Abb. 5-2 bis Abb. 5-5). Die Prozessluft wird
zunächst über eine Lufterhitzer und nachgeschalteten Befeuchter auf die erforderliche Temperatur
und Luftfeuchtigkeit konditioniert und danach horizontal durch den Stoffaustauschapparat, der von
oben mit einer wässrigen Lithiumchlorid- bzw. Calciumchloridlösung berieselt wird, geführt. Die
Berieselungsfläche des Stoffaustauschapparats beträgt dabei 0,09 m² und die Anströmfläche der
Prozessluft 0,12 m². Um den Eintrag von Aerosolen in die Trocknungsluft zu vermeiden wurde
nach der Füllkörperschüttung ein Tropfenabscheider aus Kunststoff angebracht. Die Berieselung
der Füllkörperschüttung bzw. der Packungen mit der Salzlösung erfolgt über ein quadratisches
Verteilsystem im oberen Teil der Sorptionseinheit. Dieses besitzt symmetrisch angeordnete Aus-
trittsöffnungen mit einem Innendurchmesser von ca. 1 mm und einem Abstand von 2 cm. Der Auf-
bau des Sorptionsprüfstands sowie die Position der Messfühler kann Abb. 5-1 entnommen werden.
Ventilator
Heizregister
Befeuchter
Behälter
Salzlösung
Heiz-
register
Abb. 5-1 Prüfstandsaufbau der Sorptionseinheit.
Sorptionseinheit
Temperatur-
Feuchtesensoren
Wärmetauscher
Dichtemessgerät
Behälter
Salzlösung
Seite 39

Die Salzlösung kann über einen externen Wärmetauscher mittels eines Temperiergeräts auf eine
definierte Temperatur konstant geregelt werden. Vor und nach der Sorptionseinheit werden die
Temperaturen und Luftfeuchtigkeiten der Prozessluft sowie die Temperatur und der Durchfluss der
Salzlösung erfasst. Zusätzlich wird über ein Dichtemessgerät die Konzentration der Salzlösung vor
und nach dem Stoffaustauschapparat ermittelt. Die Messdatenerfassung wurde mit dem Programm
LabView realisiert. Dieses Programm ermöglicht während den Messungen direkt alle relevanten
Größen der Prozessluft und der Salzlösung zu berechnen und zu visualisieren.
Abb. 5-2 Sorptionsprüfstand – Sattelkörper-Schüttung. Abb. 5-3: Sorptionsprüfstand – Glasdek-Matrix.
Abb. 5-4 Sorptionsprüfstand – Kunststoff-Packung. Abb. 5-5 Sorptionsprüfstand – Pallring-Schüttung.
5.1.1 Versuchsaufbau - Anlagenschema
Luftführung
Die Außenluft wird über die Ventilatoren V1 und V2 angesaugt und im Lufterhitzer LH1 und LH2
vom Zustandspunkt L1 (Umgebungstemperatur und Feuchte des Laborraums) auf den Zustands-
punkt 2 erwärmt. Durch den anschließenden Befeuchter wird der absolute Feuchtegehalt der er-
wärmten Außenluft vom Zustand L2 auf den Zustand L3 (ca. 20 g/kg) angehoben. Über den nach-
geschalteten Lufterhitzer LH3 wird die Prozessluft auf den Zustandspunkt L4 nochmals erwärmt.
Die so auf tropische Außenluftbedingungen konditionierte Prozessluft wird danach horizontal durch
die Sorptionseinheit geführt und durch den Sorptionsprozess (Befeuchtung bzw. Entfeuchtung) auf
den Zustandspunkt L5 am Ende der Sorptionseinheit gebracht (siehe Abb. 5-6).
Seite 40

Abb. 5-6 Luftkonditionierung im hx-Diagramm.
Soleführung
L2
L1
Die wässrige Salzlösung wird mit Hilfe einer Membranpumpe P1 aus einem Behälter (S1) gefördert
und über einen Kunststoff-Rohrplattenwärmetauscher vom Zustandspunkt S1 auf den Zustands-
punkt S2 mittels eines Temperiergerätes erwärmt. Über einen Bypass wird ein Teil der Salzlösung
durch ein Biegeschwinger-Dichtemessgerät geführt und über eine gelochte Acrylglasplatte auf der
Schüttung bzw. Packung der Sorptionseinheit verteilt. Die Salzlösung durchströmt vertikal die
Sorptionseinheit, nimmt dabei Feuchtigkeit aus der Luft auf bzw. gibt Feuchtigkeit ab und wird am
Zustandspunkt S3 über eine Pumpe P2 aus einem Auffangbehälter gesaugt. Über einen weiteren
Bypass wird die Salzlösung am Zustandspunkt S4 durch einen zweiten Dichtetransmitter geführt
und am Ende in einem separaten Behälter gesammelt. In Abb. 5-7 ist eine Systemskizze der Luft-
und Soleführung des Prüfstandes dargestellt.
L3
L4
Seite 41

L 1 V 1 V 2
Befeuchter
LH 1 LH 2
L 2
L 3
LH 3
L 4
Abb. 5-7 Systemskizze – Luftführung + Soleführung.
5.2 Mess- und Systemtechnik Sorptionsprüfstand
5.2.1 Messgeräte
S 4
LiCl / CaCl -
Lösung
Volumenstrommessung Luft
Klappe
L 5
Der Luftvolumenstrom wird mittels eines Druckdifferenzsensors auf der Saugseite des Ventilators
der Firma Micatrone Typ MFS (Abb. 5-8) mit einer Messgenauigkeit von ± 3 % erfasst. Die Mes-
sung des Volumenstroms erfolgt über einen programmierbaren Differenzdruckgeber Typ MicaFlex
PFT der Firma Micatrone (Abb. 5-9) mit einem Messbereich von 0-200 Pa.
Abb. 5-8 Druckdifferenzsensor MFS. Abb. 5-9 Differenzdruckgeber MicaFlex PFT.
Volumenstrommessung Salzlösung
ρ 2
P 2
Dichte-
transmitter 2
Sorptionseinheit
S 3
Temperier-
gerät
Wärme-
tauscher
Die Volumenstrommessungen der Solekreisläufe werden mit Schwebekörper-Durchflussmessern
vor und nach der Flüssigsorptionseinheit der Firma Meister Strömungstechnik vom Typ KM 18-10
mit einem Messbereich von 100-1000 l/h durchgeführt. Der Messwertsensor des Typs KM 16/35
S 2
P 1
ρ1
LiCl / CaCl -
Lösung
S 1
Dichte-
transmitter 1
Seite 42

der Firma Meister Strömungstechnik erfasst mittels Magnetsensoren den Durchfluss mit einer Ge-
nauigkeit von ± 1 % vom Messwert und einer Reproduzierbarkeit von 0,2 %. Die ermittelten Mess-
werte werden mittels Multiplikationsfaktoren korrigiert, da die bei der Kalibrierung des Schwebe-
körper-Durchflussmessers zugrunde gelegte Normdichte von der Dichte der Salzlösung abweicht.
Abb. 5-10 Schwebekörper-Druchflußmesser KM 18-10.
Temperaturmessung und Feuchtemessung Luft
Für die Messung der Lufttemperaturen werden Pt-100-Platin-Temperatursensoren in Dünnschicht-
technik der Firma Heraeus mit einem Temperaturbereich von 0 °C bis 150 °C der Toleranzklasse
1/3 DIN eingesetzt.
Die Messung der relativen Luftfeuchtigkeit erfolgt mittels Mela-Sensormodulen der Firma
Galltec+mela mit einem Messbereich von 0-100 % r. F. bei einer Toleranz von ± 2 % r. F. im Be-
reich von 5-95 % r. F.
Abb. 5-11 Pt-100 Widerstandthermometer und Feuchtigkeits-Sensormodul.
Seite 43

Temperaturmessung Lösung
Die Salzlösungstemperaturen werden mit Platin-Folien-Temperatursensoren der Firma Jumo mit
einem Messbereich von -80 - +180 °C (Toleranzklasse B) durchgeführt. Diese Sensoren werden
bevorzugt für Oberflächen-Temperaturmessungen genutzt, da sie durch ihrer Flexibilität der
Polymidfolie und ihrer geringen Bauhöhe an schwer zugänglichen Messstellen sowie gebogenen
Oberflächen eingesetzt werden können.
Abb. 5-12 Platin-Folien-Temperatursensor PF 1.2150.1.
Dichtemessung Salzlösung
Die Dichte der Salzlösungen wird mit einem Dichtetransmitter, auch Biegeschwinger genannt, des
Typs L-Dens 313 der Firma Anton Paar bestimmt. Das Messprinzip der Dichtemessung mittels
eines Biegeschwingmessgeräts beruht auf einem Feder-Masse-System. Das Schwingsystem be-
steht aus einen U-förmigen gebogenen Rohr, das vom Messmedium durchflossen wird und über
eine Bypassleitung inline in den Messaufbau integriert ist. Dieses Rohr wird in mechanische
Schwingung versetzt, wobei dessen Schwingfrequenz von der Federkonstante und der Masse des
Rohres mit seinem Inhalt abhängig ist. Das heißt die Periodendauer der Schwingung wird durch
die Dichte des durchfließenden Messmediums (Schwingmasse) und den Eigenschaften des
Schwingerrohres (Durchmesser, Elastizität...) beeinflusst.
Abb. 5-13 Dichtetransmitter L-Dens 313.
Seite 44

Davon ausgehend dass die Masse und das Volumen des Rohres konstant bleiben, kann durch
eine Frequenzmessung die Dichte der im Rohr befindenden Flüssigkeit bestimmt werden. Die Be-
rechnung der Dichte erfolgt im L-Dens 313 über eine Prozessorkarte die aus der Periodendauer
der Schwingung und aus der Temperatur der Flüssigkeit die Dichte mit einem Polynom berechnet.
Der Dichtemessbereich des Transmitters liegt bei 0,5-2 g/cm³, die Genauigkeit des Biegeschwin-
gers liegt bei 0,001 g/cm³.
5.2.2 Messstellenbezeichnung / Messstellenskizze
Abb. 5-14 zeigt alle Messstellen des Sorptions- und Luftkonditionierungsprüfstandes zur Ermittlung
der Zustandsgrößen der Prozessluft und Salzlösung. In Tab. 5-1 sind die Messstellen-
nummerierungen und Bezeichnungen aus Abb. 5-14 detailliert beschrieben.
ϑ + ϕ
1
Ventilator
Abb. 5-14 Systemskizze – Messstellen Sorptionsprüfstand.
Messtellennummerierung
in Abb. 5-14
3
V1
Lufterhitzer
3
ϑ + ϕ
2
Befeuchter
Messstellenbezeichung Einheit
Messwert
ϑ1 Temperatur Luft Laborraum [°C]
ϕ1 Rel. Feuchte Luft Laborraum [%]
ϑ2 Temperatur Luft vor Befeuchtereinheit [°C]
ϕ2 Rel. Feuchte Luft vor Befeuchtereinheit [%]
ϑ3 Temperatur Luft nach Befeuchtereinheit [°C]
ϕ3 Rel. Feuchte Luft nach Befeuchtereinheit [%]
ϑ4 Temperatur Luft vor Sorptionseinheit [°C]
3
ϑ + ϕ
3
Solespeicher
Lufterhitzer
3
Membranpumpe
3
V3
V2
ϑ + ϕ
4
Solespeicher
ρ 1
ϑ 7
ϑ 6
Dichtetransmitter
ϑ 8
ϑ 9
Wärmetauscher
Sorptionseinheit
Membranpumpe
3
3
V4
Temperiergerät
ϑ + ϕ
5
V5
ρ 2
Seite 45
ϑ
Solespeicher
Dichtetransmitter

ϕ4 Rel. Feuchte Luft vor Sorptionseinheit [%]
ϑ5 Temperatur Luft nach Sorptionseinheit [°C]
ϕ5 Rel. Feuchte Luft nach Sorptionseinheit [%]
ϑ6 Temperatur Lösung nach Wärmetauscher [°C]
ϑ7 Temperatur Lösung nach Dichtetransmitter 1 [%]
ϑ8 Temperatur Lösung vor Sorptionseinheit [°C]
ϑ9 Temperatur Lösung nach Dichtetransmitter 2 [%]
ϑ10 Temperatur Lösung nach Sorptionseinheit [%]
V1 Volumenstrom Luft [m³/h]
V2 Volumenstrom Lösung vor Sorptionseinheit [l/h]
V3 Volumenstrom Lösung vor Sorptionseinheit [l/h]
V4 Volumenstrom Lösung vor Dichtetransmitter 1 [l/h]
V5 Volumenstrom Lösung nach Sorptionseinheit [l/h]
V6 Volumenstrom Lösung vor Dichtetransmitter 2 [l/h]
ρ1 Dichte Lösung vor Sorptionseinheit [kg/m³]
ρ2 Dichte Lösung nach Sorptionseinheit [kg/m³]
Tab. 5-1 Messstellenbezeichungen – Sorptionsprüfstand undLuftkonditionierung.
5.2.3 Messdatenerfassung
Die Signale der Sensoren werden mit einem Messdatenscanner des Typs 34970 A der Firma Hew-
lett Packard (Abb. 5-15) erfasst und über eine RS 232 Schnittstelle an einen PC übertragen. Ein
auf LabView basierendes Messdatenerfassungsprogramm zeichnet die Messdaten alle 5 Sekun-
den auf und speichert die gemittelten Werte in eine Messdatei. Die erfassten Messwerte werden
direkt in LabView über ein Blockdiagramm ausgelesen. Alle für die Versuchsdurchführung relevan-
ten Größen wie z.B. die Anströmgeschwindigkeit der Prozessluft und die Konzentration der Salzlö-
sung werden über programmierte Berechnungsknoten und Iterationsschleifen ermittelt und über ein
Frontpanel in LabView visualisiert (Abb. 5-16 - Abb. 5-18).
Abb. 5-15 Messdatenscanner HP 34970A. Abb. 5-16 Blockdiagramm in LabView.
Seite 46

Abb. 5-17 Frontpanel in LabView – Systemskizze. Abb. 5-18 Frontpanel in LabView –
5.2.4 Systemtechnik Sorptionsprüfstand
Temperaturverlauf.
In Tab. 5-2 sind die unter 5.1.1 beschriebenen Systemkomponenten detailliert beschrieben.
Rohrventilator Typ :RVK 315E2-L1,
Firma Systemair.
Antrieb durch Außenläufermotor und Radiallaufrad mit
rückwärts gekrümmten Laufradschaufeln.
Luftmenge: max. 1700 m³/h
Elektroheizregister Typ: EHR-R 5/160;
Firma Helios.
Heizregister mit geschlossenen
Stahlrohrmantelheizkörpern.
Leistung: 5 kW
Druckwasserpumpe S512,
Firma Shurflo
12 V Druckwasserpumpe, seewasserfest,
trockenselbstansaugend, trockenlaufsicher
Max. Förderleistung: 14,6 l/min.
Abb. 5-19 Rohrventilator.
Abb. 5-20 Lufterhitzer.
Abb. 5-21 Membranpume.
Seite 47

Temperiergerät Typ: BT 6 WT,
Firma Braun
Wärmeträger: Wasser
Heizleistung: max 6 kW
Kühlleistung: 8 kW
Befeuchtungseinheit,
Wärmeübertragerkassette aus dünnen parallel
angeordneten Aluminiumplatten mit Besprühvorrichtung.
Kunststoff-Wärmetauscher, Typ: RPL-PE-RT,
Firma Calorplast.
Rohrplattenwärmetauscher für korrosive Medien aus PP.
Rohrplattenpakete mit integrierten Rohrebenen und einer
Austauschfläche von 1,6 m².
Tab. 5-2 Systemkomponeten Sorptionsprüfstand.
Abb. 5-22 Temperiergerät.
Abb. 5-23 Luftbefeuchter.
Abb. 5-24 Wärmetauscher.
Seite 48

5.3 Trägermaterialien Sorptionsprüfstand
Als Trägermaterialien werden für den Sorptionsprozess speziell gefertigte Füllkörper mit bestimm-
ten Geometrien verwendet, die aus fast allen Werkstoffen (Steinzeug, Stahl, Glas, Kunststoffe...)
hergestellt werden. Die Grundformen sind Kugeln, Vollzylinder, Hohlzylinder und Sattelkörper. Bei
dem untersuchten Füllkörpertyp, dem Pall-Ring aus PP handelt es sich um Rohrsegmente, bei
dem der Außendurchmesser gleich der Zylinderhöhe ist (Abb. 5-26). Zur Vergrößerung der Ober-
fläche sind diese Füllkörper mit Scheidewänden versehen. Zur Verringerung des Strömungsdruck-
verlustes und zur Verbesserung der Verteilung des Sorbens sind die Außenwände durchbrochen.
Bei der zweiten untersuchten Füllkörpern handelt es sich um Novalox-Sattelkörper aus Keramik
deren Oberflächen zur Verbesserung der Benetzungseigenschaften aufgeraut wurden (Abb. 5-25).
Sowohl Pallringe aus Kunststoff als auch Sattelkörper aus Keramik eignen sich für den Einsatz in
einer Flüssigsorptionseinheit sehr gut aufgrund ihrer Beständigkeit gegen korrosive Medien. Füll-
körper werden ungeordnet in die Sorptionseinheit eingefüllt. Das Maß für die Füllung ist der Lü-
ckengrad ε. Auf diesen soll im Folgenden Kapitel detailliert eingegangen werden [1].
Neben den bereits beschriebenen Füllkörpern werden im Sorptionsprüfstand auch strukturierte
Packungen untersucht. Strukturierte Packungen sind eine Weiterentwicklung der geordneten Füll-
körper. Sie weisen eine regelmäßig geformte Struktur auf. Dadurch ist es bei Packungen möglich,
Einengungen für die Gasströmung (mit erheblichem Einfluss auf den Druckverlust) zu reduzieren.
Weiterhin unterscheiden sich strukturierte Packungen besonders in zwei Dingen deutlich von losen
Füllkörperschüttungen (chaotische Füllungen). Zum einen betrifft es die Gleichmäßigkeit der Be-
netzung der Oberflächen und die Fließgeschwindigkeiten der Flüssigphase auf den Einbauten. Je
nach Form und Lage der Füllkörper (z.B. Randzonen, Strömungsprofil) kommt es bei losen Füll-
körperschüttungen zu unterschiedlichen Fließgeschwindigkeiten und unterschiedlichen Schichtdi-
cken auf den Füllkörpern. Insbesondere bei Flüssigkeiten mit erhöhter Viskosität wird dieses Prob-
lem wegen der erhöhten Strömungswiderstände verstärkt. Bei Kolonnen mit strukturierten Packun-
gen sind die Oberflächen und die Anstellwinkel der Packungselemente so gestaltet, dass immer
eine gleichmäßige Benetzung und gleichmäßige Fließgeschwindigkeiten vorliegen. Die gezielte
Gestaltung der Oberflächen von strukturierten Packungen führt dazu, dass auch bei kleineren
Oberflächen je Volumen dieselbe Wirkung wie mit größeren Oberflächen von losen Füllkörper-
schüttungen erzielt werden kann. In dem Sorptionsprüfstand werden neben den bereits beschrie-
benen Füllkörpern zwei strukturierte Packungen hinsichtlich ihres Sorptionspotenzials untersucht.
Neben einer strukturierten Packung aus Kunststoff (Abb. 5-27) wird eine Rieselmatrix aus glasfa-
serverstärktem Kunststoff untersucht (Abb. 5-28). Die Eigenschaften der untersuchten Trägermate-
rialien kann Tab. 5-3 entnommen werden.
Seite 49

Eigenschaften Sattelkörper Novalox PP-Pall-Ringe Strukturierte Packung
P 250 A
Göße
(Herstellerangabe)
Material
Durchmesser
Abmessungen
Abb. 5-25
Sattelkörper Novalox
Abb. 5-26
Pall-Ringe
¾“ 15 mm
ACIDUR ®
Spezialsteinzeug
25 mm; 32 mm, 39
mm
Abb. 5-27
strukturierte
Kunststoff-Packung
PP PP
18 mm
Höhe ~ 17 mm 18 mm
Volumenbezogene
Stoffaustauschfläche a
(Herstellerangabe)
Lückengrad
(Herstellerangabe)
Schüttgewicht / Gewicht
(Herstellerangabe)
glasfaserverstärkte
Kunststoffmatrix
Glasdek
Abb. 5-28
glasfaserverstärkte
Kunststoffmatrix
Glasdek
Glasfaser-
verstärkte
Kunststoffmatrix
255 m²/m³ 350 m²/m³ 250 m²/m³ 440 m²/m³
0,74 m³/m³ 0,91 m³/m³
640 kg/m³ 80 kg/m³
Tab. 5-3: Eigenschaften - Trägermaterialen Sorptionseinheit.
5.3.1 Theoretische Grundlagen Füllkörper
5.3.1.1 Lückengrad
Der Lückengrad ε gibt an, welcher Raum innerhalb einer Schüttung zur Durchströmung zur Verfü-
gung steht und wird nach folgender Gleichung berechnet:
ε V N V
V
mit
ε = Lückengrad [m³/m³]
NP
VP
VS
= Anzahl der Füllkörper [ - ]
= Volumen des Füllkörpers [m³]
= Volumen der Schüttung [m³]
Je geringer der Lückengrad ist, desto weniger Platz steht dem Luftstrom in der Schüttung zur Ver-
fügung. Bei konstantem Volumenstrom und zunehmendem Lückengrad nimmt folglich die Strö-
(5-1)
Seite 50

mungsgeschwindigkeit des Luftstroms zu, was zu einer Verbesserung des Stoffübergangs führt
aber auch eine Erhöhung des Druckverlustes in der Schüttung zur Folge hat.
Da der örtliche Lückengrad nie konstant ist, sondern eine Funktion der örtlichen Packungsdichte,
kommt es durch eine von der Norm abweichende Lockerung oder Verdichtung der Schüttung zu
statistischen Schwankungen des Lückengrads. Weiterhin nimmt der Lückengrad in einer Schüttung
im Wandbereich zu, was unter anderem ein Grund für die Randgängigkeit der Flüssigkeit in einer
Schüttung ist. Um den Lückengrad der Füllkörper im Teststand (rechteckige Schüttung) mit den
Herstellerangaben vergleichen zu können muss aus der Anzahl der eingebrachten Füllkörper ein
neues mittleres Volumen der Schüttung berechnet werden, da die Herstellerangaben immer auf
eine zylindrische Füllkörperkolonne bezogen sind.
Ein weiterer wichtiger Parameter zur Charakterisierung von Füllkörperschüttungen ist die volumen-
bezogen Stoffaustauschfläche bzw. spezifische Phasengrenzfläche a, die das Verhältnis der Ober-
fläche der Füllkörper zum Volumen der Schüttung angibt:
N A
V
mit
a = volumenbezogene Stoffaustauschfläche [m²/m³]
NP
AP
VS
= Anzahl der Füllkörper [ - ]
= Oberfläche des Füllkörpers [m²]
= Volumen der Schüttung [m³]
Je größer diese Schüttungsoberfläche a ist, desto größer ist folglich der Stoffaustausch zwischen
Sorbens und Sorbat.
Eine weitere wichtige Kenngröße für den Stoffaustausch in einer Füllkörperschüttung ist der Füll-
körperdurchmesser dp. Dieser Füllkörperdurchmesser gibt den Durchmesser an, der einer Kugel
mit gleicher volumenbezogener Oberfläche entspricht und ist folgendermaßen definiert:
mit
d 6 V 1 ε
6
A a
(5-3)
dP
= Füllkörperdurchmesser [m]
ε = Lückengrad [m³/m³]
AP
VP
= Oberfläche des Füllkörpers [m²]
= Volumen des Füllkörpers [m³]
a = volumenbezogene Stoffaustauschfläche [m²/m³]
(5-2)
Seite 51

Die Gesamtoberfläche einer Füllkörperschüttung wird folglich von der Art und Größe des Füllkör-
pers bestimmt. Das Optimum liegt bei einer möglichst großen spezifischen Oberfläche bei einem
möglichst hohem Lückengrad, wobei eine große spezifische Oberfläche, also kleine Füllkörperab-
messungen immer eine Verringerung des Lückengrads bedeutet [1] [2].
Eine für den Wärme- und Stoffübergang wichtige Berechnungsgröße von Stoffaustauschapparaten
ist der hydraulische Durchmesser, der sich allgemein für einen durchströmten Querschnitt folgen-
dermaßen berechnen lässt:
bzw. :
d 4 A durchströmter Querschnitt
4
U benetzter Umfang
d 4 V N V 4
N A ε 2
a 3
mit
dh
(5-4)
ε
1 ε d (5-5)
= hydraulischer Durchmesser [m]
a = volumenbezogene Stoffaustauschfläche [m²/m³]
NP
AP
VS
dP
= Anzahl der Füllkörper [ - ]
= Oberfläche des Füllkörpers [m²]
= Volumen der Schüttung [m³]
= Füllkörperdurchmesser [m]
ε = Lückengrad [m³/m³]
Unter Berücksichtigung einer nicht zylindrischen Apparatewand und den bereits schon erwähnten
örtlichen Abweichungen bezüglich der Packungsdichte und ergibt sich nach ch-chemische Verfah-
renstechnik.
*
[2] für den hydraulischen Durchmesser dh einer rechteckigen Füllkörperschüttung folgende Be-
rechnungsformel:
bzw.
V ε
d 4
V a T H B 2
d
3
ε
1 ε d 1
1 1
3
ε
1 ε d 1
T 1
H mit
dh * = hydraulischer Durchmesser rechteckige Schüttung[m]
a = volumenbezogene Stoffaustauschfläche [m²/m³]
VS
= Volumen der Schüttung [m³]
(5-6)
(5-7)
Seite 52

ε = Lückengrad [m³/m³]
TS
HS
BS
= Tiefe der Schüttung [m]
= Höhe der Schüttung [m]
= Breite der Schüttung [m]
5.3.1.2 Technische Daten Füllkörper
In folgender Tabelle sind die Berechnungsergebnisse des Lückengrades und des hydraulischen
Durchmessers der untersuchten rechteckigen Füllkörperschüttungen den technischen Daten des
Herstellers gegenübergestellt sowie weitere füllkörperspezifische Kenngrößen zusammengefasst.
Berechnungsgröße /
Herstellerangaben
Volumenbezogene
Stoffaustauschfläche a
(Herstellerangabe)
Lückengrad ε
(Herstellerangabe)
Füllkörperdurchmesser dP (nach
Gleichung (5-3))
hydraulischer Durchmesser dh (nach
Gleichung (5-5)
Apparatespezifische Größen
Lückengrad ε
(Berechnungsgröße nach Gleichung
(5-1))
hydraulischer Durchmesser dh * (nach
Gleichung (5-7))
Sattelkörper Novalox PP-Pall-Ringe
255 m²/m³ 350 m²/m³
0,74 m³/m³ 0,91 m³/m³
0,00612 m 0,00151 m
0,01161 m 0,01040 m
0,663 m³/m³ 0,907 m³/m³
0,01111 m 0,01007 m
Tab. 5-4 Vergleich Eigenschaften Füllkörper – Berechnungsergebnisse und Herstellerangaben.
Beim Vergleich der Herstellerangaben mit den berechneten apparatespezifischen Größen wird
deutlich, dass bei einer rechteckigen Füllkörperschüttung der hydraulische Durchmesser der unter-
suchten Pallringe um nur 3 % geringer ist als der Wert ohne Berücksichtigung der Behälterwand.
Bei der untersuchten Sattelkörperschüttung ist der apparatespezifische Wert um ca. 4 % geringer
ist als die angegebene Füllkörperkenngröße. Der ermittelte Lückengrad der untersuchten recht-
eckigen Sorptionseinheit ergab bei der Pallringschüttung eine Abweichung von nur 0,3 % im Ver-
gleich zu den Herstellerangaben. Bei der untersuchten Sattelkörperschüttung lag die ermittelte
Abweichung bei ca. 10 %, was auf einen höheren Lückengrad im Randbereich der rechteckigen
Schüttung aufgrund der geometrischen Form der Sattelkörper zurückzuführen ist.
Seite 53

5.3.1.3 Theoretische Grundlagen Druckverlust
Der zu erwartende gasseitige Druckverlust von Füllkörperschüttungen ist eine wichtige Größe bei
der Auslegung und Dimensionierung von Stoffaustauschapparaten. Anhand des Druckverlusts
kann der Energiebedarf für den Gastransport in einer Schüttung ermittelt werden.
Die Berechnung des gasseitigen Druckverlusts einer trockenen Schüttung erfolgt in Analogie zur
Durchströmung von Kanälen, indem das Lückenvolumen in eine große Anzahl von Kanälen mit
dem gleichen hydraulischen Durchmesser unterteilt wird. Dabei wird die mittlere Geschwindigkeit
des Gases zwischen den Füllkörpern eingesetzt, die aus dem Verhältnis von mittlerer Anströmge-
schwindigkeit vLP und dem Lückenvolumen ε gebildet wird. Allgemein wird der Druckverlust in einer
trockenen Schüttung nach folgender Gleichung beschrieben:
∆p ξ ρ
2 v
ε L
d
mit
∆ptr
= Druckverlust einer trockenen Schüttung [Pa]
ξ = Widerstandsbeiwert [-]
pLP
vLP
= Dichte Prozessluft [kg/m³]
= Anströmgeschwindigkeit Füllkörperschüttung [m/s]
ε = Lückengrad [m³/m³]
LS
dh
= Länge der Schüttung [m]
= hydraulischer Durchmesser [m]
Ersetzt man den mittleren hydraulischen Durchmesser dh aus Gleichung (5-5), der sich aus den
geometrischen Daten der Schüttung ergibt, lässt sich der Druckverlust einer trockenen Schüttung
folgendermaßen beschreiben:
∆p 3
4 ξ ρ
v
1 ε
ε
L d Nach [2] ist der Faktor ¾ in Gleichung (5-9) für die Anwendung des Widerstandsbeiwertes bedeu-
tungslos. Weiterhin werden bei den theoretischen Grundlagen zum gasseitigen Druckverlust bei [2]
auf weitere Autoren verwiesen, die Unsicherheiten bei der Vorausberechnung von Druckverlusten
von ± 10 % bis zu ± 25 % angeben. Diese Abweichungen können infolge fehlerhafter Bestimmun-
gen des Lückengrades von ± 3 % je nach Füllkörpertyp und Reynoldszahl entstehen.
Die messtechnische Ermittlung der Widerstandsbeiwerte nach Gleichung (5-9) beinhalten folglich
immer einen Fehler, der durch veränderliche Lückengrade einer regellosen Schüttung und den
Wandeinflusses verursacht wird.
Aus diesem Grund greift [2] bei der Bestimmung der Widerstandsbeiwerte einer regellosen Füllkör-
perschüttung mit rechteckigem Apparatequerschnitt auf den unter Gleichung (5-7) beschriebenen
(5-8)
(5-9)
Seite 54

Korrekturfaktor K* zurück, der für die Bestimmung des hydraulischen Durchmessers herangezogen
wurde:
K 1
1 1
3
ε
1 ε d 1
T 1
H W v ρ
(5-10)
(5-11)
Unter Berücksichtigung der unter Gleichung (5-11) angegebenen Berechnungsformel für den Gas-
belastungsfaktor WLP ergibt sich somit für den spezifischen Druckverlust einer trockenen Füllkör-
perschüttung mit einem rechteckigen Apparatequerschnitt nach dem Kanalmodell folgende Glei-
chung:
1 ε
∆p ξ
mit
∆ptr
ε W
d
L
K
= Druckverlust einer trockenen Schüttung [Pa]
ξ = Widerstandsbeiwert [-]
WLP
vLP
(5-12)
= Gasbelastungsfaktor bezogen auf den freien Anströmquerschnitt [kg 0,5 /m -0,5 s]
= Anströmgeschwindigkeit Füllkörperschüttung [m/s]
ε = Lückengrad [m³/m³]
LS
dP
= Länge der Schüttung [m]
= Füllkörperdurchmesser [m]
K* = Korrekturfaktor [ - ]
Empirische Widerstandsbeiwerte lassen sich als Funktion der Reynoldszahl beschreiben und durch
Gleichungen für den laminaren und turbulenten Strömungsbereich ermitteln.
Die Bestimmung der Reynoldszahl erfolgt dabei nach folgender Gleichung:
Re v d
ν
(5-13)
Ersetzt man auch hier den hydraulischen Durchmesser nach Gleichung (5-7) und die effektive Ge-
schwindigkeit durch die Geschwindigkeit im freien Anströmquerschnitt vLP ergibt sich folgende Glei-
chung für die Bestimmung der Reynoldszahl in einem rechteckigen Apparatequerschnitt:
Re 2
3
v d K
1 ε ν (5-14)
mit
ξ = Widerstandsbeiwert [-]
vLP
= Anströmgeschwindigkeit Füllkörperschüttung [m/s]
Seite 55

ε = Lückengrad [m³/m³]
dP
= Füllkörperdurchmesser [m]
K* = Korrekturfaktor [ - ]
νLP
= kinematische Viskosität [m 2 /s]
In der Literatur werden verschiedene Ansätze für die Bestimmung des Widerstandsbeiwertes für
den laminaren und turbulenten Bereich angegeben, wobei teilweise apparatespezifische Konstan-
ten experimentell bestimmt werden müssen.
Auf Grundlage dieses Ansatzes müssen folglich die Widerstandsbeiwerte von Füllkörperschüttun-
gen messtechnisch bestimmt werden um eine Berechnung des zu erwartenden Druckverlust einer
Füllkörperschüttung durchführen zu können.
5.3.1.4 Untersuchungsergebnisse Druckverlust Sorptionsprüfstand
Zur Ermittlung des gasseitigen Druckverlusts des Stoffaustauschapparates (Trägermaterial und
Tropfenabscheider) wurde ein Differenzdruckmessgerät der Firma testo des Typs 512 mit einem
Messbereich von 0 bis 200 Pa und einer Messgenauigkeit von ± 1 % verwendet. Die Anschlüsse
der Differenzdruckmessgeräts wurden jeweils vor und nach der Sorptionseinheit an den Anschluss-
rohren der Prozessluft befestigt (siehe Abb. 5-29).
Membranpumpe
3
+
3
Testo 512
Abb. 5-29 Systemskizze - Differenzdruckmessung.
3
∆ptr
Sorptionseinheit
Membranpumpe
Zunächst wurde der Druckverlust der trockenen Schüttungen und Packungen untersucht. Im Wei-
teren wurden die Druckverluste in Abhängigkeit von der Anströmungsgeschwindigkeit bei jeweils
drei verschiedenen Berieselungsstärken messtechnisch erfasst und analysiert. Die Messergebnis-
se der Druckverlustmessungen im trockenen Zustand der untersuchten Trägermaterialien sind in
Abhängigkeit von der Anströmgeschwindigkeit in Abb. 5-30 bis Abb. 5-34 dargestellt.
3
-
3
3
Seite 56

Druckverlust [Pa]
Druckverlust [Pa]
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Druckverlust Sorptionseinheit - Sattelkörperschüttung
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8
0 100 200 300 400
Volumenstrom [m³/h]
Novaliox-Sattelkörper trocken
Druckverlust Sorptionseinheit - Glasdek-Matrix
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8
Abb. 5-34 Druckverlust - trockene Schüttungen bzw. Packungen.
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
0 100 200
Volumenstrom [m³/h]
300 400
Glasdek-Matrix trocken
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Druckverlust [Pa]
Abb. 5-30 Druckverlust – trockene und berieselte SK-Schüttung. Abb. 5-31 Druckverlust – trockene und berieselte PR-Schüttung.
Druckverlust [Pa]
Abb. 5-32 Druckverlust – trockene und berieselte GD-Matrix. Abb. 5-33 Druckverlust – trockene und berieselte PP-Packung.
Druckverlust [Pa]
140
120
100
80
60
40
20
0
Druckverlust Sorptionseinheit
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
0,3 0,4 0,5 0,6 0,7
150 200 250 300 350
Volumenstrom [m³/h]
Novaliox-Sattelkörper trocken PP-Pall-Ringe trocken Glasdek-Matrix trocken Kunststoff-Packung trocken
Druckverlust [Pa]
Druckverlust [Pa]
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Druckverlust Sorptionseinheit - Pallringschüttung
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8
0 100 200 300 400
Volumenstrom [m³/h]
PP-Pall-Ringe trocken
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8
140
120
100
80
60
40
20
0
Druckverlust [Pa]
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Druckverlust Sorptionseinheit - Kunststoff-Packung
0 100 200 300 400
Volumenstrom [m³/h]
Kunststoff-Packung trocken
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Seite 57
Druckverlust [Pa]
Druckverlust [Pa]

Die in den Diagrammen dargestellten Messergebnisse des Druckverlusts der untersuchten trocke-
nen Schüttungen und Packungen zeigen einen ansteigenden apparatespezifischen Druckverlust
bei zunehmender Anströmgeschwindigkeit der Prozessluft.
Die gemessenen Druckverluste betragen bei einer Anströmgeschwindigkeit von ca. 0,9 m/s bei den
untersuchten Packungen und Schüttungen Werte zwischen 110 bis 170 Pa. Bis zu einer Gasge-
schwindigkeit von ca. 0,5 m/s weisen die Messergebnisse des Druckverlusts bei allen untersuchten
Materialien einen ähnlichen Verlauf auf, die gemessenen Druckverluste liegen bei dieser Strö-
mungsgeschwindigkeit zwischen 40 und 60 Pa.
Insgesamt zeigen die untersuchte Kunststoffpackung und die glasfaserverstärkte Glasdekmatrix
den geringsten Druckverlust auf, die Messergebnisse der untersuchten Pallringschüttung liegen
etwas höher als bei den untersuchten Packungen. Im Vergleich zu den untersuchten Packungen
besitzen die untersuchten Schüttungen höhere Druckverluste, wobei sich ab einer Anströmge-
schwindigkeit von 0,5 m/s zeigt, dass der Druckverlust der untersuchten Sattelkörperschüttung
deutlich stärker ansteigt mit zunehmender Gasgeschwindigkeit als bei den anderen Materialien.
Der größte gemessene Druckverlust von 160 Pa weist dabei die Sattelkörperschüttung bei einer
Anströmgeschwindigkeit von 0,9 m/s auf. Diese höheren Druckverluste der Sattelkörperschüttung
lassen sich durch den kleineren Lückengrad dieser Füllkörperschüttung erklären.
Im interessierenden Strömungsbereich von ca. 200 m³/h liegen die gemessenen apparatespezifi-
schen Druckverluste der untersuchten Füllkörperschüttungen und Packungen zwischen 30 und
50 Pa.
Um den Einfluss der Flüssigkeitsbelastung der Sorptionseinheit auf den Druckverlust der Sorpti-
onseinheit beurteilen zu können, wurden weitere messtechnische Untersuchungen des Druckver-
lusts bei einer gleichzeitigen Berieselung der Sorptionseinheit durchgeführt.
Abb. 5-35 bis Abb. 5-39 zeigen die Messergebnisse der Druckverlustmessungen bei gleichzeitiger
Berieselung von 3, 4 und 5 m³/m²h der Schüttungen und Packungen.
Druckverlust [Pa]
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Druckverlust Sorptionseinheit Sattelkörperschüttung mit
Berieselung (LiCl)
-1,0 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0
Berieselungsdichte [m³/m²h]
Sattelkörper - 0,86 m/s Sattelkörper - 0,7 m/s Sattelkörper - 0,5 m/s Sattelkörper - 0,3 m/s
Abb. 5-35 Druckverlust - berieselte Sattelkörperschüttung. Abb. 5-36 Druckverlust - berieselte Pallringschüttung.
Druckverlust [Pa]
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Druckverlust Sorptionseinheit - Pallringschüttung mit
Berieselung (LiCl)
-1,0 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0
Berieselungsdichte [m³/m²h]
Pall-Ringe 0,86 m/s Pall-Ringe 0,7 m/s Pall-Ringe 0,5 m/s Pall-Ringe 0,3 m/s
Seite 58

Druckverlust [Pa]
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Druckverlust Sorptionseinheit - Glasdek-Matrix mit
Berieselung (LiCl)
-1,0 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0
Berieselungsdichte [m³/m²h]
Glasdek-Matrix - 0,86 m/s Glasdek-Matrix - 0,7 m/s Glasdek-Matrix - 0,5 m/s Glasdek-Matrix - 0,3 m/s
Abb. 5-37 Druckverlust - berieselte Glasdek-Matrix. Abb. 5-38 Druckverlust - berieselte Kunststoff-Packung.
Druckverlust [Pa]
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Druckverlust Sorptionseinheit - Füllkörperschüttungen + strukturierte Packungen mit
Berieselung (LiCl)
-1,0 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0
Berieselungsdichte [m³/m²h]
Sattelkörper - 0,86 m/s Sattelkörper - 0,7 m/s Sattelkörper - 0,5 m/s Sattelkörper - 0,3 m/s
Pall-Ringe 0,86 m/s Pall-Ringe 0,7 m/s Pall-Ringe 0,5 m/s Pall-Ringe 0,3 m/s
Glasdek-Matrix - 0,86 m/s Glasdek-Matrix - 0,7 m/s Glasdek-Matrix - 0,5 m/s Glasdek-Matrix - 0,3 m/s
Kunststoff-Packung - 0,86 m/s Kunststoff-Packung - 0,7 m/s Kunststoff-Packung - 0,5 m/s Kunststoff-Packung - 0,3 m/s
Abb. 5-39 Druckverlust - berieselte Schüttungen bzw. Packungen.
Die ermittelten Messergebnisse des Druckverlusts einer im Kreuzstrom berieselten Packung bzw.
Schüttung zeigen im Vergleich zu den Untersuchungsergebnissen der trockenen Sorptionseinheit
im betrachteten Bereich nur sehr geringe Abweichungen des Druckverlust bei gleichzeitiger Beauf-
schlagung der Sorptionseinheit mit einer wässrigen Lithiumchloridlösung. Bei einer Anströmge-
schwindigkeit der Prozessluft von 0,3 und 0,5 m/s führt eine Berieselung der Schüttungen und Pa-
ckungen zu keinem höheren Druckverlust. Die apparatespezifischen Druckverluste der untersuch-
ten Packungen und Schüttungen liegen dabei zwischen 10 und 20 Pa bei einer Anströmgeschwin-
digkeit von 0,3 m/s und zwischen 30 und 50 Pa bei einer Gasgeschwindigkeit von 0,5 m/s.
Höhere Gasgeschwindigkeiten von 0,7 und 0,9 m/s weisen bei einer gleichzeitigen Berieselung der
Schüttungen und Packungen einen sehr geringen Einfluss auf den Druckverlust auf. Mit steigender
Berieselungsdichte steigt der Druckverlust dementsprechend an und liegt im Fall der untersuchten
Schüttungen bei 90 bis 110 Pa und den untersuchten Packungen zwischen 60 und 70 Pa bei einer
Druckverlust [Pa]
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Druckverlust Sorptionseinheit - Kunststoff-Packung mit
Berieselung (LiCl)
-1,0 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0
Berieselungsdichte [m³/m²h]
Kunststoff-Packung - 0,86 m/s Kunststoff-Packung - 0,7 m/s
Kunststoff-Packung - 0,5 m/s Kunststoff-Packung - 0,3 m/s
Seite 59

Anströmgeschwindigkeit von 0,7 m/s. Bei einer Gasgeschwindigkeit von 0,9 m/s zeigt sich der Ein-
fluss der Berieselungsstärke auf den Druckverlust am Deutlichsten. Mit steigender Berieselungs-
dichte und steigendem Volumenstrom bzw. steigender Anströmgeschwindigkeit erfolgt eine begin-
nende Beeinflussung beider Phasen, wobei der Einfluss der Berieselungsstärke mit steigender
Gasgeschwindigkeit zunimmt. Dies zeigt sich in den ermittelten Druckverlusten bei steigenden
Anströmgeschwindigkeiten von 0,7 und 0,9 m/s in den dargestellten Diagrammen.
Seite 60

5.4 Messtechnische Untersuchung Sorptionsprüfstand
Zur Analyse der Entfeuchtungsbreiten und Befeuchtungsbreiten der im Stoffaustauschapparat ein-
gesetzten verschiedenen Materialien und Salzlösungen wurden mehrere Messreihen mit unter-
schiedlichen Berieselungsdichten der Salzlösung und Anströmgeschwindigkeiten der Prozessluft
durchgeführt. Abb. 5-40 bis Abb. 5-55 zeigen die Untersuchungsergebnisse des Absorptions- und
Desorptionspotenzials der mit einer Lithiumchloridlösung und Calciumchloridlösung berieselten
Pallring- und Sattelkörperschüttung sowie den Packungen aus Kunststoff und glasfaserverstärktem
Kunststoff. Die Randbedingungen der Prozessluft zur Leistungsbestimmung der Sorptionseinheit
kann für den Absorptionsprozess Tab. 5-5 und für den Regenerationsprozess Tab. 5-8 entnommen
werden.
5.4.1 Absorptionsprozess
Im Folgenden sind die Untersuchungsergebnisse des Absorptionsprozess der untersuchten Füll-
körperschüttungen und Kunststoffpackungen dargestellt. Die Diagramme zeigen die Entfeuch-
tungsbreiten der Prozessluft, die Temperatur der Prozessluft und Salzlösung nach der Sorptions-
einheit bei unterschiedlichen Anströmgeschwindigkeiten, die Berieselungsdichten und Salzlösungs-
temperaturen. Die detaillierten Messergebnisse des untersuchten Sorptionsprüfstands sind im An-
hang in Kapitel 13.1 dargestellt.
Parameter Größe Einheit
Zulufttemperatur 30 °C
Relative Feuchte Zuluft 79 %
Absolute Feuchte Zuluft 21 g/kg
Lösungskonzentration: ~ 41 %
Lösungstemperatur 30 + 40 °C
Tab. 5-5 Randbedingungen Prozessluft und Salzlösung – Absorptionsprozess.
Die Absorptionseinheit wurde bei den einzelnen durchgeführten Messreihen solange mit Salzlö-
sung berieselt bis sich am Austritt des Stoffaustauschapparats konstante Bedingungen einstellten.
Zur Veranschaulichung ist in Abb. 5-40 exemplarisch der Messverlauf eines Absorptionsprozesses
dargestellt. In dem Diagramm sind die konstanten Eintrittsbedingungen der Prozessluft und der
Salzlösung in die Entfeuchtereinheit dargestellt, sowie die gemessenen Temperaturen, relativen
und absoluten Feuchten der Prozessluft und die Konditionen der Salzlösung nach dem Sorptions-
prozess. Zu Beginn der Messung sinken die Temperaturen der Salzlösung und der Prozessluft am
Austritt des Absorbers ab, ebenso wie die relative Feuchte der Prozessluft. Nach einer Messdauer
von circa 2 min stellten sich am Austritt der Entfeuchtereinheit konstante Bedingungen ein. Der
absolute Feuchtegehalt der Prozessluft verringert sich dabei von 22 g/kg vor dem Absorber auf
12 g/kg nach der Entfeuchtungseinheit.
Seite 61

Temperatur [°C] / rel. Feuchte [%]
Abb. 5-40 Messverlauf Absorptionsprozess.
5.4.2 Zusammenfassung Messergebnisse Absorptionsprozess
5.4.2.1 Absorptionsprozess – LiCl-Lösung
In folgenden Diagrammen sind die Untersuchungsergebnisse des Absorptionsprozesses der unter-
suchten Schüttungen und Packungen bei unterschiedlichen Anströmgeschwindigkeiten der Pro-
zessluft und Berieselungsdichten der Salzlösung zusammengefasst. Die Größe der dargestellten
Markierungen entspricht dabei den jeweiligen Berieselungsdichten der Sorptionseinheit (große
Markierungen = Berieselungsdichte von 5m³/m²h; kleine Markierung = Berieselungsdichte von
3m³/m²h).
80
70
60
50
40
30
20
10
0
Messdaten Absorptionsprozess
0:00:00 0:00:43 0:01:26 0:02:10 0:02:53 0:03:36 0:04:19
Zeit [min]
T(Luft vor Absorber) T(Luft nach Absorber) T(Lösung vor Absorber) T(Lösung nach Absorber)
rel. Feuchte (Luft vor Absorber) rel Feuchte (Luft nach Absorber) abs. Feuchte (Luft nach Absorber) abs. Feuchte (Luft vor Absorber)
K(Lösung vor Absorber) Entfeuchtungsmenge
50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
abs. Feuchte Luft [g/kg] / Entfeuchtungsmenge [g/kg] /
Konzerntration [%]
Seite 62

Entfeuchtngsbreite [g/kg]
14
12
10
8
6
4
2
0
0,4 0,5
Entfeuchtungsbreiten Luft - LiCl -TLösung 30 C + 40 C
Abb. 5-41 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl 30°C + 40°C – Vergleich Trägermaterialien.
Entfeuchtngsbreite [g/kg]
14
12
10
8
6
4
2
0
0,4 0,5
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
Entfeuchtungsbreiten Luft - LiCl -TLösung 30 C
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
Abb. 5-42 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl 30°C – Vergleich Trägermaterialien.
Absorption LiCl
Sattelkörper 40 C
Absorption LiCl
Pall-Ringe Ringe 40 C
Absorption LiCl
Glasdek 40 C
Absorption LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 40 C
Absorption LiCl
Sattelkörper 30 C
Absorption LiCl
Pall-Ringe Ringe 30 C
Absorption LiCl
Glasdek 30 C
Absorption LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 30 C
Absorption LiCl
Sattelkörper 30 C
Absorption LiCl
Pall-Ringe Ringe 30 C
Absorption LiCl
Glasdek 30 C
Absorption LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 30 C
Seite 63

Temperatur Luft [ C]
44
42
40
38
36
34
32
30
Temperatur Luft nach Absorptionseinheit - LiCl -TLösung 30 C + 40 C
0,4 0,5
Abb. 5-43 Temperatur Prozessluft nach Absorptionseinheit – LiCl – Vergleich Trägermaterialien.
Temperatur Lösung [ C]
46
44
42
40
38
36
34
32
30
Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit - LiCl -TLösung 30 C + 40 C
0,4 0,5
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
Absorption LiCl
Sattelkörper 40 C
Absorption LiCl
Pall-Ringe Ringe 40 C
Absorption LiCl
Glasdek 40 C
Absorption LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 40 C
Absorption LiCl
Sattelkörper 30 C
Absorption LiCl
Pall-Ringe Ringe 30 C
Absorption LiCl
Glasdek 30 C
Absorption LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 30 C
Absorption LiCl
Sattelkörper 40 C
Absorption LiCl
Pall-Ringe Ringe 40 C
Absorption LiCl
Glasdek 40 C
Absorption LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 40 C
Absorption LiCl
Sattelkörper 30 C
Absorption LiCl
Pall-Ringe Ringe 30 C
Absorption LiCl
Glasdek 30 C
Absorption LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 30 C
Abb. 5-44 Temperatur Salzlösung ösung nach Absorptionseinheit – LiCl – Vergleich Trägermaterialien.
Seite 64

5.4.2.2 Absorptionsprozess – CaCl2-lösung
Entfeuchtngsbreite [g/kg]
14
12
10
8
6
4
2
0
0,4 0,5
Entfeuchtungsbreiten Luft - CaCl -TLösung 30 C
Abb. 5-45 Entfeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 30°C – Vergleich Trägermaterialien.
Temperatur Luft [ C]
36
35
34
33
32
31
30
Temperatur Luft nach Absorptionseinheit - CaCl -TLösung 30 C
0,4 0,5
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
Absorption CaCl
Sattelkörper 30 C
Absorption CaCl
Pall-Ringe Ringe 30 C
Absorption CaCl
Glasdek 30 C
Absorption CaCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 30 C
Absorption CaCl
Sattelkörper 30 C
Absorption CaCl
Pall-Ringe Ringe 30 C
Absorption CaCl
Glasdek 30 C
Absorption CaCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 30 C
Abb. 5-46 Temperatur Prozessluft nach Absorptionseinheit – CaCl2 – Vergleich Trägermaterialien.
Seite 65

Temperatur Lösung [ C]
38
37
36
35
34
33
32
31
30
Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit - CaCl -TLösung 30 C
0,4 0,5
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
Abb. 5-47 Temperatur tur Salzlösung nach Absorptionseinheit – CaCl2 – Vergleich Trägermaterialien.
5.4.3 Diskussion Messergebnisse Absorptionsprozess
Die Untersuchungsergebnisse des Entfeuchtungspotenzials s der Prozessluft der untersuchten Pa-
ckungen und Schüttungen liegen sowohl bei der eingesetzten Lithiumchloridlösung als auch bei
einer ca. 41%igen Calciumchl Calciumchloridlösung bei einer Eintrittstemperatur der Salzl Salzlösung von 30 °C
deutliche höher als bei einer Lösungstemperatu
Lösungstemperatur von 40 °C. Dies ist auf das höhere SStoffaus-
tauschpotenzial bzw. den größeren Dampfdruckunterschied zwischen der Salzlösung und der Pro-
zessluft zurückzuführen, der die treibende Kraft des Sorpti Sorptionsprozess nsprozess darstellt. Mit steigender BBe-
rieselungsdichte ngsdichte der Sorptionseinheit steig steigt die Entfeuchtungsbreite der Prozessluft deutlich an.
Aufgrund der besseren ren Flüssigkeits Flüssigkeitsbenetzung der Trägermaterialen terialen bei steigende steigenden Berieselungs-
dichten und den damit verbundenen erbundenen größeren effektiven SStoffaustauschflächen
toffaustauschflächen sowie der geringe-
ren Temperaturhöhung der Salzlösung beim Durchströmen der Sorptionseinheit
Sorptionseinheit, können höhere
Entfeuchtungsbreiten der Prozessluft mit zunehmender Berieselungsdichte erzielt werden.
Eine Verringerung der Anströmgeschwindigkeit führt ebenfalls zu einem höheren Stoffaustausch
zwischen den beiden Phasen und einem höheren Entfeuchtungspotenzial ngspotenzial der Sorptionseinheit
aufgrund der längeren Verweildauer der Proz Prozessluft in der Sorptionseinheit.
Absorption CaCl
Sattelkörper 30 C
Absorption CaCl
Pall-Ringe Ringe 30 C
Absorption CaCl
Glasdek 30 C
Absorption CaCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 30 C
Die Entfeuchtungsbreiten ntfeuchtungsbreiten der Prozessluft bei einer Berieselung lung der Sorptionseinheit mit einer
41%igen wässrigen Lithiumchloridlösung
umchloridlösung und einer Lösungstemperatur von 30°C sind bei der un-
tersuchten glasfaserverstärken Glasdekmatrix am Größten und liegen zwischen 10 und 14 g/kg,
abhängig von der Anströmgeschwindigkeit und der Berieselungsdichte. . Das Entfeuchtungspoten-
zial der untersuchten Füllkörperschüttungen aus Pallringen und Sattelkörpern zeigen ähnliche
Untersuchungsgebnisse und betragen zwischen 7 und 10 g/kg, die Kunststoffpackung aus PP zeigt
das schlechteste Entfeuchtungspoten
Entfeuchtungspotenzial der untersuchten Materialien von 4-66
g/kg.
Seite 66

Eine Erhöhung der Salzlösungstemperatur auf 40°C führt unabhängig von der Berieselungsdichte
und der Anströmgeschwindigkeit durchschnittlich zu ca. 2 g/kg geringeren Entfeuchtungsbreiten
der Prozessluft.
Die gemessenen Austrittstemperaturen der Prozessluft und der Salzlösungen nach der Sorptions-
einheit steigen mit zunehmender Anströmgeschwindigkeit der Prozessluft und abnehmender Be-
rieselungsdichte der Schüttungen und Packungen. Die Entfeuchtungsbreite der Prozessluft wird
mit größerer Anströmgeschwindigkeit zwar kleiner, die Entfeuchtungsleistung auf den Gesamtvo-
lumenstrom der Prozessluft bezogen ist jedoch bei größeren Anströmgeschwindigkeiten höher.
Das heißt der übergehende Wassermassenstrom wird mit steigender Gasgeschwindigkeit höher
und somit auch mehr Absorptionswärme frei, die von der Prozessluft und der Salzlösung abgeführt
wird. Dies führt zu einer Erhöhung der Austrittstemperaturen der Prozessluft bei zunehmenden
Anströmgeschwindigkeiten und zu höheren Salzlösungstemperaturen nach der Sorptionseinheit
bei geringeren Berieselungsdichten.
Die Temperaturerhöhung der Prozessluft bei einer Berieselung der Sorptionseinheit mit einer
wässrigen Lithiumchloridlösung beträgt bei einer Eintrittstemperatur der Prozessluft von 30 °C zwi-
schen 2 K und 5 K bei den untersuchten Füllkörperschüttungen und der Kunststoffpackung und
zwischen ca. 2 K bis 9 K bei der untersuchten glasfaserverstärkten Kunststoffmatrix.
Die Differenz bzw. der Anstieg der Lösungstemperatur nach der Sorptionseinheit zeigt unter glei-
chen Randbedingungen (Salzlösungseintrittstemperatur = 30°C) bei den untersuchten Füllkörper-
schüttungen einen ähnlichen Verlauf und liegt zwischen 3 K und 9 K, bei der Kunststoffpackung
zwischen 1 K und 3 K. Ebenso wie bei den ermittelten Austrittstemperaturen der Prozessluft steigt
auch die Salzlösungsaustrittstemperatur mit steigender Anströmgeschwindigkeit und abnehmender
Berieselungsdichte am Stärksten an, sie betrug bei den durchgeführten Messungen bei einer Salz-
lösungstemperatur von 30°C zwischen 4 K und 12 K.
Bei den Messergebnissen der Austrittstemperatur der Prozessluft ist bei einer Erhöhung der Ein-
trittstemperatur der Salzlösung auf 40°C ist dieselbe Tendenz bei steigenden Anströmgeschwin-
digkeiten und geringeren Berieselungsdichte zu erkennen. Die Untersuchungsergebnisse liegen
insgesamt jedoch auf einem höheren Niveau und betragen bei den untersuchten Materialien zwi-
schen 34 °C und 42 °C wobei auch in diesem Fall die Kunststoffpackung die geringste Tempera-
turerhöhung aufweist und die Glasdekmatrix die
Größten Austrittstemperaturen der Prozessluft besitzt.
Ebenso wie bei den Messergebnissen der Austrittstemperatur der Prozessluft führt eine Erhöhung
der Salzlösungseintrittstemperatur zu einer Erhöhung der Austrittstemperatur der Salzlösung. Die
Messergebnisse ergaben allerdings im Vergleich zu einer Eintrittstemperatur von 30 °C eine gerin-
gere Temperaturerhöhung von 0,5 K bis 5 K.
In Tab. 5-6 sind alle Untersuchungsergebnisse des Absorptionsprozesses der untersuchten Trä-
germaterialien bei einer Berieselung mit einer wässrigen Lithiumchloridlösung dargestellt.
Seite 67

Salzlösung
LiCl
Trägermaterial
Temperatur
Lösung
Berieselungsdichte
Lösung
Anströmgeschwindi
gkeit Luft
Temperatur Luft
nach Sorptionseinheit
Temperatur Lösung
nach Sorptionseinheit
Entfeuchtungsbreite
°C m³/m²h m/s °C °C g/kg
30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 34,6 / 33,1 / 32 37,1 / 34,4 / 33,9 9,0 / 9,6 / 9,6
LiCl 30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 34,2 / 33,7 / 33,7 37,4 / 35,5 / 34,6 7,8 / 8,7 / 9,2
LiCl
LiCl
Sattelkörperschüttung
30
40
2,3 / 4,5 / 5,7
2,3 / 4,5 / 5,7
0,84
0,48
34,7 / 33,3 / 32,7
39,0 / 37,5 / 38,1
38,6 / 35,9 / 35,1
42,6 / 41,6 / 41,3
7,0 / 7,8 / 8,5
6,9 / 7,2 / 7,8
LiCl 40 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 38,9 / 38,1 / 38,2 42,5 / 41,7 / 41,4 6,8 / 7,3 / 7,2
LiCl 40 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 38,9 / 37,9 / 37,7 42,7 / 41,9 / 41,8 6,2 / 6,8 / 7,0
LiCl
30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 34,8 / 32,9 / 32,0 36,6 / 34,1 / 33,5 8,9 / 9,7 / 10,0
LiCl 30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 34,8 / 33,4 / 32,4 37,7 / 35,2 / 34,6 7,6 / 8,8 / 9,0
LiCl Pallring- 30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 35,1 / 33,6 / 32,7 38,2 / 36,0 / 35,2 7,2 / 8,0 / 8,5
LiCl schüttung 40 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 38,5 / 37,7 / 37,3 42,3 / 41,6 / 41,5 7,5 / 7,6 / 7,9
LiCl 40 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 37,3 / 36,4 / 37,5 42,5 / 41,7 / 41,5 6,0 / 6,6 / 7,2
LiCl 40 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 38,6 / 37,8 / 37,0 43,3 / 42,5 / 42,0 6,3 / 6,5 / 6,7
LiCl
30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 35,8 / 33,2 / 31,9 38,6 / 36,4 / 34,5 12,4 / 12,8 / 13,5
LiCl 30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 37,3 / 34,9 / 34,1 40,6 / 37,5 / 36,1 11,2 / 12,8 / 12,9
LiCl Glasdek- 30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 38,7 / 36,3 / 35,1 42,0 / 39,2 / 37,4 10,3 / 12,2 / 12,3
LiCl Matrix 40 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 40,9 / 39,4 / 40,0 43,7 / 42,4 / 41,8 9,7 / 10,8 / 10,7
LiCl 40 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 41,9 / 40,6 / 40,2 44,5 / 42,8 / 42,4 9,6 / 9,5 / 10,1
LiCl 40 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 42,3 / 41,3 / 41,5 45,4 / 42,8 / 43,5 9,0 / 9,3 / 9,7
LiCl
30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 32,0 / 31,4 / 31,9 32,9 / 31,8 / 31,4 4,9 / 5,4 / 6,1
LiCl 30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 31,8 / 32,0 / 32,1 33,6 / 32,2 / 32,0 4,2 / 4,9 / 5,1
LiCl Kunststoff- 30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 32,1 / 32,1 / 32,0 33,6 / 32,2 / 32,3 3,9 / 4,5 / 5,0
LiCl Packung 40 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 34,4 / 34,4 / 33,9 40,4 / 40,2 / 40,3 3,8 / 4,3 / 4,2
LiCl 40 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 33,6 / 34,1 / 34,6 40,8 / 40,8 / 40,5 3,0 / 3,5 / 3,6
LiCl 40 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 33,8 / 34,0 / 33,7 40,9 / 40,6 / 40,5 3,0 / 3,3 / 3,2
Tab. 5-6: Messergebnisse – Absorptionsprozess - Lithiumchloridlösung.
Bei einer Berieselung der Sorptionseinheit mit einer wässrigen 41%igen Calciumchloridlösung
wurde im Vergleich zu einer wässrigen Lithiumchloridlösung insgesamt dieselbe Tendenz bei dem
Entfeuchtungspotenzial der Prozessluft festgestellt, das bedeutet eine Steigerung der Entfeuch-
tungsbreiten bei zunehmenden Berieselungsdichten und kleineren Anströmgeschwindigkeiten.
Jedoch liegt das Entfeuchtungspotenzial auf einem deutlich niedrigeren Niveau von ca. 2 g/kg bis
9 g/kg bei einer Lösungseintrittstemperatur von 30 °C. Ursache hierfür ist die deutlich geringere
Dampfdruckdifferenz zwischen der Salzlösung und der Prozessluft und dem daraus resultierenden
geringeren Stoffaustauschpotenzial. Die Entfeuchtungsbreite der Prozessluft liegt bei der unter-
suchten Kunststoffpackung bei 2 g/kg bis 4 g/kg und ergab das schlechteste Untersuchungsergeb-
nis, die Füllkörperschüttungen liegen zwischen 4 g/kg und 8 g/kg. Das höchste Absorptionspoten-
zial konnte mit der glasfaserverstärkten Matrix erzielt werden, hier lag die Entfeuchtungsbreite der
Prozessluft in Abhängigkeit von der Berieselungsdichte und Anströmgeschwindigkeit bei 7 g/kg bis
9 g/kg. Bei einer Erhöhung der Eintrittstemperatur der Salzlösung auf 40 °C konnte im Fall der
Calciumchloridlösung keine messbare Entfeuchtung der Prozessluft festgestellt werden, da in die-
sem Fall die Dampfdruckdifferenz zwischen der Salzlösung und der Prozessluft sehr klein ist und
somit die treibende Kraft für den Stoffaustausch zu gering ist. Die Messergebnisse der Austritts-
temperaturen der Prozessluft und der Salzlösung nach der Sorptionseinheit weisen ebenfalls die-
Seite 68

selbe Tendenz auf wie bei einer Berieselung mit einer wässrigen Lithiumchloridlösung, jedoch auf
einem niedrigeren Niveau aufgrund der geringeren Entfeuchtungsbreiten und der damit verbunden
geringeren Absorptionswärme. Die Temperaturerhöhung der Salzlösung betrug dabei zwischen
0,5 K und 6 K, die Austritttemperaturen der Prozessluft nach der Sorptionseinheit betrugen zwi-
schen 30 °C und 33,5 °C.
In Tab. 5-7 sind alle Untersuchungsergebnisse des Absorptionsprozesses der untersuchten Trä-
germaterialien bei einer Berieselung mit einer wässrigen Calciumchloridlösung zusammengefasst.
Salzlösung
Trägermaterial
Temperatur
Lösung
Berieselungsdichte
Lösung
Anströmgeschwindi
gkeit Luft
Temperatur Luft
nach Sorptionseinheit
Temperatur Lösung
nach Sorptionseinheit
Entfeuchtungsbreite
°C m³/m²h m/s °C °C g/kg
CaCl2 Sattel-
30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 32,6 / 31,8 / 31,5 33,8 / 32,6 / 32,3 7,2 / 8,2 / 8,4
CaCl2 körper 30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 31,9 / 31,6 / 30,5 34,7 / 33,2 / 33,0 6,0 / 7,2 / 7,2
CaCl2
schüttung
30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 32,1 / 32,3 / 32,0 34,8 / 33,7 / 33,7 5,7 / 6,8 / 7,9
CaCl2
30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 31,2 / 31,3 / 30,2 33,7 / 32,7 / 32,2 5,2 / 6,6 / 6,0
CaCl2
Pallringschüttung
30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 32,7 / 31,2 / 30,8 34,5 / 33,0 / 32,8 4,9 / 5,4 / 5,4
CaCl2 30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 32,1 / 32,3 / 31,4 35,0 / 33,7 / 33,0 4,0 / 5,3 / 5,3
CaCl2
30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 31,9 / 31,7 / 30,4 34,7 / 33,4 / 32,7 8,5 / 9,4 / 8,4
CaCl2
Glasdek-
Matrix
30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 32,7 / 31,7 / 31,5 36,0 / 34,7 / 33,6 7,5 / 7,6 / 8,4
CaCl2 30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 33,4 / 32,1 / 32,2 36,6 / 35,1 / 34,8 6,5 / 7,4 / 8,1
CaCl2
30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 31,2 / 31,1 / 30,9 31,9 / 31,1 / 30,5 3,4 / 3,7 / 3,0
CaCl2
Kunststoff-
Packung
30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 31,9 / 30,7 / 30,4 32,2 / 31,7 / 30,3 2,9 / 2,8 / 2,7
CaCl2 30 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 31,0 / 31,1 / 31,3 32,5 / 32,2 / 31,9 2,2 / 2,5 / 2,1
Tab. 5-7: Messergebnisse – Absorptionsprozess - Calciumchloridlösung.
Insgesamt konnte festgestellt werden, dass durch den Einsatz einer wässrigen Lithiumchloridlö-
sung als Sorptionsmittel deutlich bessere Entfeuchtungspotenziale der Sorptionseinheit erzielt
werden können. Bei den verschiedenen untersuchten Trägermaterialen zeigte die glasfaserver-
stärkte Glasdekmatrix das größte Entfeuchtungspotenzial der Prozessluft auf. Um einen möglichst
effektiven Stoffaustausch zu erzielen erweist sich eine möglichst hohe Berieselungsdichte vorteil-
haft, da bei einer Steigerung der Berieselungsstärke die Erhöhung der Austrittstemperaturen der
Salzlösung deutlich geringer sind und somit eine höhere Dampfdruckdifferenz zwischen Salzlösung
und Prozessluft erreicht werden kann.
5.4.4 Regenerationssprozess
In folgenden Diagrammen sind die Untersuchungsergebnisse des Regenerationsprozess der un-
tersuchten Füllkörperschüttungen und Kunststoffpackungen dargestellt. Die Diagramme zeigen die
Befeuchtungsbreiten der Prozessluft, die Temperaturen der Prozessluft und Lösung nach der Sorp-
tionseinheit bei unterschiedlichen Anströmgeschwindigkeiten, Berieselungsdichten und Lösungs-
temperaturen.
Seite 69

Parameter Größe Einheit
Zulufttemperatur 30 °C
Relative Feuchte Zuluft 79 %
Absolute Feuchte Zuluft 21 g/kg
Lösungskonzentration ~ 35 %
Lösungstemperatur 60 + 70 °C
Tab. 5-8 Randbedingungen Prozessluft und Salzlösung – Regenerationsprozess.
Ebenso wie bei dem Absorptionsprozess wurde bei der Regeneration der Salzlösung die Sorpti-
onseinheit bei den einzelnen durchgeführten Messreihen solange mit Salzlösung beaufschlagt bis
sich am Austritt des Sorptionsprüfstands konstante Bedingungen einstellten. Zur Veranschauli-
chung ist in Abb. 5-48 exemplarisch der Messverlauf eines Regenerationsprozess dargestellt. Das
Diagramm zeigt die konstanten Randbedingungen der Prozessluft und der Salzlösung am Eintritt in
die Sorptionseinheit sowie die Austrittskonditionen der Prozessluft und der Salzlösung nach der
Regenerationsprozess. Das Diagramm zeigt wie zu Beginn der Messung die Temperaturen der
Salzlösung und der Prozessluft am Austritt des Absorbers langsam ansteigen. Nach einer Mess-
dauer von circa 4 min stellen sich am Austritt der Sorptionseinheit konstante Bedingungen ein. Der
absolute Feuchtegehalt der Prozessluft verringert sich dabei von 22g/kg vor dem Regenerator auf
32g/kg nach der Sorptionseinheit.
Temperatur [°C] / rel. Feuchte [%]
80
70
60
50
40
30
20
10
0
Abb. 5-48 Messverlauf Regenerationsprozess.
Messdaten Regenerationsprozess
0:00:00 0:01:26 0:02:53 0:04:19 0:05:46
Zeit [min]
T(Luft vor Regenerator) T(Luft nach Regenerator) T(Lösung vor Regenerator)
T(Lösung nach Regenerator) rel. Feuchte (Luft vor Regenerator) rel Feuchte (Luft nach Regenerator)
abs. Feuchte (Luft nach Regenerator) abs. Feuchte (Luft vor Regenerator) Entfeuchtungsmenge
K(Lösung vor Absorber)
50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
abs. Feuchte Luft [g/kg] / Befeuchtungsmenge [g/kg] /
Konzentration [%]
Seite 70

5.4.5 Zusammenfassung Messergebnisse Regenerationsprozess
In folgenden Diagrammen sind die Untersuchungsergebnisse des Regenerationsprozesses der
untersuchten Schüttungen und Packungen bei unterschiedlichen Anströmgeschwindigkeiten und
Berieselungsdichten zusammengefasst. Die Größe der darges dargestellten tellten Markierungen entspricht dda
bei den jeweiligen Berieselungsdichten der Sorptionseinheit (größten Markierungen = Beries Beriese-
lungsdichte 5m³/m²h; kleinsten Markierungen = Berieselungsdichte 3m³/m²h).
5.4.5.1 Regenerationsprozess
rationsprozess LiCl-Lösung
Befeuchtngsbreite [g/kg]
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Befeuchtungsbreiten Luft - LiCl -TLösung 60 C + 70 C
0,4 0,5
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
Abb. 5-49 Befeuchtungsbreiten Luft – LiCl 60°C + 70°C – Vergleich Trägermaterialien.
Regeneration LiCl
Sattelkörper 70 C
Regeneration LiCl
Pall-Ringe Ringe 70 C
Regeneration LiCl
Glasdek 70 C
Regeneration LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 70 C
Regeneration LiCl
Sattelkörper 60 C
Regeneration LiCl
Pall-Ringe Ringe 60 C
Regeneration LiCl
Glasdek 60 C
Regeneration LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 60 C
Seite 71

Befeuchtngsbreite [g/kg]
12
10
8
6
4
2
0
Befeuchtungsbreiten Luft - LiCl -TLösung 60 C
0,4 0,5
Abb. 5-50 Befeuchtungsbreiten Luft – LiCl 60°C – Vergleich Trägermaterialien.
Temperatur Luft [ C]
58
56
54
52
50
48
46
44
42
40
Temperatur Luft nach Regenerationseinheit - LiCl -TLösung 60 C + 70 C
0,4 0,5
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
Regeneration LiCl
Sattelkörper 60 C
Regeneration LiCl
Pall-Ringe Ringe 60 C
Regeneration LiCl
Glasdek 60 C
Regeneration LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 60 C
Regeneration LiCl
Sattelkörper 70 C
Regeneration LiCl
Pall-Ringe Ringe 70 C
Regeneration LiCl
Glasdek 70 C
Regeneration LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 70 C
Regeneration LiCl
Sattelkörper 60 C
Regeneration LiCl
Pall-Ringe Ringe 60 C
Regeneration LiCl
Glasdek 60 C
Regeneration LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 60 C
Abb. 5-51 Temperatur Prozessluft nach Regenerationseinheit – LiCl – Vergleich Trägermaterialien.
Seite 72

Temperatur Lösung [ C]
64
62
60
58
56
54
52
50
48
46
44
Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit - LiCl -TLösung 60 C + 70 C
0,4 0,5
Abb. 5-52 Temperatur Salzlösung nach Regenerationseinheit – LiCl – Vergleich Trägermaterialien.
5.4.5.2 Regenerationsprozess – CaCl2-Lösung
Befeuchtngsbreite [g/kg]
32
30
28
26
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Befeuchtungsbreiten Luft - CaCl -TLösung 60 C
0,4 0,5
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
Abb. 5-53 Befeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 60°C – Vergleich Trägermaterialien.
Regeneration LiCl
Sattelkörper 70 C
Regeneration LiCl
Pall-Ringe Ringe 70 C
Regeneration LiCl
Glasdek 70 C
Regeneration LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 70 C
Regeneration LiCl
Sattelkörper 60 C
Regeneration LiCl
Pall-Ringe Ringe 60 C
Regeneration LiCl
Glasdek 60 C
Regeneration LiCl
Kunststoff Kunststoff-
Packung 60 C
Regeneration CaCl
Sattelkörper 60 C
Regeneration CaCl
Pall-Ringe Ringe 60 C
Regeneration CaCl
Glasdek 60 C
Regeneration CaCl
Kunsstoff Kunsstoff-Packung
60 C
Seite 73

Temperatur Luft [ C]
50
49
48
47
46
45
44
43
42
41
40
Temperatur Luft nach Regenerationseinheit - CaCl -TLösung 60 C
0,4 0,5
Abb. 5-54 Temperatur Prozessluft nach Regenerationseinheit – CaCl2 – Vergleich Trägermaterialien.
Temperatur Lösung [ C]
60
58
56
54
52
50
48
46
44
42
40
Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit - CaCl -TLösung 60 C
0,4 0,5
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit [m/s]
Abb. 5-55 Temperatur Salzlösung nach Regenerationseinheit – CaCl2 – Vergleich Trägermaterialien.
5.4.6 Diskussion Messergebnisse Regen Regenerationsprozess
Regeneration CaCl
Sattelkörper 60 C
Regeneration CaCl
Pall-Ringe Ringe 60 C
Regeneration CaCl
Glasdek 60 C
Regeneration CaCl
Kunsstoff Kunsstoff-Packung
60 C
Regeneration CaCl
Sattelkörper 60 C
Regeneration CaCl
Pall-Ringe Ringe 60 C
Regeneration CaCl
Glasdek 60 C
Regeneration CaCl
Kunsstoff Kunsstoff-Packung
60 C
Die Untersuchungsergebnisse des Befeuchtungspotenzials der Prozessluft bzw. der Regen Regeneration
der Salzlösung der untersuchten Packungen und Schüttungen liegen bei der einges eingesetzten 35%igen
Lithiumchloridlösung bei einer Eintrittstemperatur der Salzlösung von 70 °C deutlich höher als bei
einer Lösungstemperatur von 60 °C. Dies ist auf das höhere Stoffaustauschpotenzial offaustauschpotenzial bzw. die grö-
Seite 74

ßere Dampfdruckdifferenz zwischen der Salzlösung und der Prozessluft bei höheren Salzlösungs-
temperaturen zurückzuführen, die die treibende Kraft des Sorptionsprozesses darstellt. Mit stei-
gender Berieselungsdichte der Sorptionseinheit steigt die Befeuchtungsbreite der Prozessluft deut-
lich an. Aufgrund der besseren Flüssigkeitsbenetzung der Trägermaterialen bei steigenden Berie-
selungsdichten und den damit verbundenen größeren effektiven Stoffaustauschflächen kann da-
durch eine bessere Regeneration der Salzlösung erzielt werden.
Eine Verringerung der Anströmgeschwindigkeit führt wie im Fall der Absorption zu einem besseren
Stoffaustausch zwischen den beiden Phasen aufgrund der längeren Verweildauer der Prozessluft
in der Sorptionseinheit und steigert das Befeuchtungspotenzial der Prozessluft.
Die Befeuchtungsbreiten der Prozessluft bei einer Berieselung der Sorptionseinheit mit einer
35%igen wässrigen Lithiumchloridlösung und einer Lösungstemperatur von 60 °C sind bei der
untersuchten glasfaserverstärken Glasdekmatrix am Größten und liegen zwischen 4 g/kg und
11 g/kg, abhängig von der Anströmgeschwindigkeit und der Berieselungsdichte. Das Befeuch-
tungspotenzial der untersuchten Füllkörperschüttungen aus Pallringen und Sattelkörpern zeigen
ähnliche Messergebnisse und betragen zwischen 2 g/kg und 9 g/kg, die Kunststoffpackung aus PP
weist das schlechteste Entfeuchtungspotenzial der untersuchten Materialien von 2,5 g/kg bis
6,5 g/kg auf.
Durch eine Erhöhung der Salzlösungstemperatur auf 70 °C können deutlich höhere Regenerati-
onspotenziale erzielt werden. Sie liegen abhängig von der Berieselungsdichte und der Anströmge-
schwindigkeit der Prozessluft bei der untersuchten Glasdekmatrix bei 10 g/kg bis 24 g/kg, bei den
Füllkörperschüttungen zwischen 6 g/kg und 18 g/kg und der Kunststoffpackung zwischen 6 g/kg
und 14 g/kg.
Die gemessenen Austrittstemperaturen der Prozessluft und der Salzlösungen nach der Sorptions-
einheit steigen mit abnehmender Anströmgeschwindigkeit der Prozessluft und zunehmender Be-
rieselungsdichte der Schüttungen und Packungen an. Auch in diesem Fall nimmt die Befeuch-
tungsbreite der Prozessluft mit steigender Anströmgeschwindigkeit ab, die Befeuchtungsleistung
bzw. der übergehende Wassermassenstrom von der Salzlösung auf die Prozessluft steigt mit zu-
nehmender Anströmgeschwindigkeit. Dadurch wird deutlich mehr Energie für den Regenerations-
prozess benötigt, was zu einem stärkeren Temperaturabfall der Salzlösung führt und gleichzeitig
durch die Wärmeübertragung von der Salzlösung auf die Prozessluft zu einer geringeren Tempera-
turerhöhung der Prozessluft nach der Sorptionseinheit führt.
Die Temperaturerhöhung der Prozessluft bei einer Berieslung der Sorptionseinheit mit einer wäss-
rigen 35%igen Lithiumchloridlösung und einer Eintrittstemperatur der Salzlösung von 60 °C beträgt
bei einer Eintrittstemperatur der Prozessluft von 30 °C zwischen 11 K und 18 K bei den untersuch-
ten Füllkörperschüttungen , bei der Kunststoffpackung zwischen 10 K bis 15 K und bei der glasfa-
serverstärkten Kunststoffmatrix bei 16 K bis 21 K.
Die Reduzierung der Lösungstemperatur ist bei gleichen Randbedingungen der Salzlösungstempe-
ratur bei den untersuchten Füllkörperschüttungen ähnlich und liegt zwischen 6 K und 13 K, bei der
Kunststoffpackung zwischen 4 K und 8 K und bei der Glasdekmatrix zwischen 6 K und 11 K.
Seite 75

Bei einer Erhöhung der Eintrittstemperatur der Salzlösung auf 70 °C ist dieselbe Tendenz bei den
Austrittstemperaturen der Salzlösung und der Prozessluft bei steigenden Anströmgeschwindigkei-
ten und geringeren Berieselungsdichten zu erkennen. Die Untersuchungsergebnisse der Austritts-
temperatur der Prozessluft liegen insgesamt jedoch auf einem ca. 3 K bis 8 K höheren Niveau und
betragen bei den untersuchten Materialen zwischen 43 °C und 57 °C, wobei auch in diesem Fall
die Kunststoffpackung die geringsten Temperaturerhöhung aufweist und die Glasdekmatrix die
größten Austrittstemperaturen der Prozessluft besitzt. Eine Erhöhung der Salzlösungseintrittstem-
peratur auf 70 °C führt zu Austrittstemperaturen der Salzlösung bei der Kunststoffpackung von
59 °C bis 64 °C, bei den Füllkörperschüttungen von 52 °C bis 60 °C. Den deutlichsten Temperatur-
abfall der Salzlösung nach der Sorptionseinheit weist die untersuchte glasfaserverstärkte Kunst-
stoffmatrix auf. Die Salzlösung kühlt sich am Austritt aus der Sorptionseinheit auf bis zu 50 °C ab.
In Tab. 5-9 sind alle Untersuchungsergebnisse des Regenerationsprozesses der untersuchten
Trägermaterialien bei einer Berieselung der Sorptionseinheit mit einer wässrigen Lithiumchloridlö-
sung dargestellt.
Salzlösung
LiCl
Trägermaterial
Temperatur
Lösung
Berieselungsdichte
Lösung
Anströmgeschwindi
gkeit Luft
Temperatur Luft nach
Sorptionseinheit
Temperatur Lösung
nach Sorptionseinheit
Entfeuchtungsbreite
°C m³/m²h m/s °C °C g/kg
60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 46,2 / 47,2 / 48,2 49,5 / 52,4 / 53,9 5,3 / 7,9 / 9,4
LiCl 60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 45,0 / 47,3 / 48,2 47,6 / 50,9 / 52,2 3,7 / 6,1 / 7,4
LiCl
LiCl
Sattelkörperschüttung
60
70
2,3 / 4,5 / 5,7
2,3 / 4,5 / 5,7
0,84
0,48
43,5 / 46,0 / 47,2
50,0 / 53,0 / 54,0
47,3 / 50,0 / 51,8
53,0 / 57,6 / 59,8
1,8 / 4,9 / 6,4
10,6 / 15,9 / 18,8
LiCl 70 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 49,3 / 51,8 / 52,2 51,1 / 55,6 / 57,1 8,1 / 12,6 / 15,6
LiCl 70 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 47,7 / 51,1 / 51,6 49,3 / 54,6 / 56,5 6,6 / 11,4 / 13,0
LiCl
60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 43,8 / 47,0 / 46,6 50,0 / 53,1 / 54,0 4,3 / 7,2 / 9,3
LiCl 60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 43,2 / 44,0 / 44,6 49,0 / 51,4 / 52,8 3,3 / 5,9 / 8,1
LiCl Pallring- 60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 41,2 / 43,1 / 45,3 48,3 / 51,2 / 51,8 2,3 / 4,6 / 5,7
LiCl schüttung 70 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 47,6 / 49,6 / 49,5 54,7 / 58,3 / 60,0 10,5 / 15,1 / 18,5
LiCl 70 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 46,6 / 47,9 / 50,2 53,0 / 56,8 / 57,9 7,8 / 12,5 / 15,4
LiCl 70 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 46,0 / 47,7 / 48,2 52,2 / 55,6 / 56,6 6,1 / 10,1 / 11,9
LiCl
60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 47,9 / 50,0 / 50,7 47,4 / 50,9 / 52,1 6,7 / 9,8 / 11,5
LiCl 60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 46,5 / 49,3 / 49,3 45,3 / 49,6 / 50,6 5,7 / 9,5 / 11,6
LiCl Glasdek- 60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 45,8 / 47,9 / 49,3 44,9 / 48,6 / 49,5 4,2 / 7,8 / 8,8
LiCl Matrix 70 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 52,4 / 55,9 / 56,6 51,1 / 57,0 / 58,1 13,8 / 22,0 / 23,6
LiCl 70 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 51,5 / 54,0 / 54,3 49,4 / 54,0 / 55,4 11,4 / 17,1 / 21,5
LiCl 70 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 48,1 / 52,7 / 54,3 46,4 / 51,3 / 54,3 9,6 / 16,3 / 19,2
LiCl
60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 42,7 / 43,7 / 44,9 53,3 / 55,0 / 55,7 4,4 / 6,0 / 6,4
LiCl 60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 41,2 / 42,8 / 43,1 53,0 / 54,5 / 55,1 3,5 / 4,8 / 5,3
LiCl Kunststoff- 60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 40,9 / 42,3 / 43,1 51,7 / 54,1 / 54,6 2,3 / 3,5 / 3,6
LiCl Packung 70 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 45,3 / 47,6 / 48,1 60,7 / 62,8 / 63,4 9,2 / 12,8 / 14,2
LiCl 70 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 43,9 / 46,5 / 48,0 59,2 / 61,3 / 62,3 7,2 / 10,3 / 11,5
LiCl 70 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 42,5 / 44,3 / 45,1 58,6 / 60,9 / 62,1 6,0 / 8,3 / 9,8
Tab. 5-9: Messergebnisse – Regenerationsprozess - Lithiumchloridlösung.
Bei einer Berieselung der Sorptionseinheit mit einer wässrigen 35%igen Calciumchloridlösung
wurde im Vergleich zu einer wässrigen Lithiumchloridlösung insgesamt dieselbe Tendenz beim
Befeuchtungspotenzial der Prozessluft festgestellt, das bedeutet eine Steigerung der Befeuch-
tungsbreiten bei zunehmender Berieselungsdichte und kleineren Anströmgeschwindigkeiten. Je-
Seite 76

doch liegt das Regenerationspotenzial auf einem deutlich höheren Niveau. Das Befeuchtungspo-
tenzial ist um ca. 50% höher als bei einer Lithiumchloridlösung, was auf die annähernd doppelt so
hohe Dampfdruckdifferenz zwischen der Salzlösung und der Prozessluft und dem daraus resultie-
renden größeren Stoffaustauschpotenzials zurückzuführen ist. Die Befeuchtungsbreite der Pro-
zessluft liegt in diesem Fall bei der untersuchten Kunststoffpackung bei 5 g/kg bis 10 g/kg und
ergab das schlechteste Untersuchungsergebnis, die Füllkörperschüttungen liegen zwischen 9 g/kg
und 22 g/kg, das beste Ergebnisse konnte mit der glasfaserverstärkten Matrix erzielt werden, hier
lag das Befeuchtungspotenzial der Prozessluft zwischen 14 g/kg und 30 g/kg, abhängig von der
Berieselungsdichte und der Anströmgeschwindigkeit der Prozessluft.
Die Messergebnisse der Temperaturerhöhung bzw. Absenkung der Austrittstemperaturen der Pro-
zessluft und der Salzlösung nach der Sorptionseinheit weisen ebenfalls dieselbe Tendenz auf wie
bei einer Berieselung mit einer wässrigen Lithiumchloridlösung, jedoch insgesamt auf einem höhe-
ren Niveau. Die Temperaturabsenkung der Salzlösung betrug dabei zwischen 6 K und 19 K, die
Austritttemperaturen betrugen zwischen 41 °C und 54 °C, wobei auch in diesem Fall die Kunst-
stoffpackung die geringste Temperaturabsenkung aufweist und die Glasdekmatrix den stärksten
Temperaturabfall zu verzeichnen hat. Die Temperaturerhöhung der Prozessluft nach der Sorpti-
onseinheit zeigt allerding im Vergleich zu einer Berieselung mit einer wässrigen Lithiumchloridlö-
sung einen geringeren Anstieg der Austrittstemperatur an.
Salzlösung
Trägermaterial
TemperaturLösung
Berieselungsdichte
Lösung
Anströmgeschwindig
keit Luft
Temperatur Luft nach
Sorptionseinheit
Temperatur Lösung
nach Sorptionseinheit
Entfeuchtungsbreite
°C m³/m²h m/s °C °C g/kg
CaCl2 Sattel-
60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 45,2 / 45,9 / 45,5 48,8 / 51,2 / 52,2 11,7 / 17,0 / 17,5
CaCl2 körper 60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 48,7 / 46,0 / 44,7 45,7 / 48,6 / 49,9 10,5 / 12,7 / 14,1
CaCl2
schüttung
60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 44,3 / 45,8 / 43,8 45,0 / 47,5 / 49,3 8,7 / 11,8 / 10,1
CaCl2
60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 43,2 / 45,8 / 46,0 47,1 / 50,1 / 51,3 14,7 / 20,2 / 22,0
CaCl2
Pallringschüttung
60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 41,8 / 43,7 / 44,3 45,6 / 48,5 / 49,8 11,7 / 15,2 / 17,2
CaCl2 60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 41,5 / 42,8 / 42,3 44,6 / 47,5 / 49,0 9,8 / 13,9 / 13,3
CaCl2
60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 45,0 / 47,7 / 48,5 44,2 / 47,7 / 49,5 20,9 / 26,8 / 29,8
CaCl2
Glasdek-
Matrix
60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 44,2 / 46,6 / 47,6 42,1 / 45,6 / 47,2 16,9 / 23,0 / 25,1
CaCl2 60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 43,2 / 45,4 / 45,8 40,8 / 44,0 / 45,7 14,1 / 19,2 / 20,9
CaCl2
60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,48 40,4 / 41,5 / 41,9 52,0 / 53,9 / 54,96 7,2 / 9,8 / 10,4
CaCl2
Kunsttoff-
Packung
60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,67 39,8 / 41,6 / 41,4 50,8 / 52,7 / 53,4 5,5 / 7,8 / 7,2
CaCl2 60 2,3 / 4,5 / 5,7 0,84 40,0 / 41,4 / 41,6 50,4 / 51,8 / 52,4 5,5 / 7,2 / 7,5
Tab. 5-10: Messergebnisse – Regenerationsprozess - Calciumchloridlösung.
Insgesamt konnte festgestellt werden, dass durch den Einsatz einer wässrigen Calciumchloridlö-
sung als Sorptionsmittel im Vergleich zu einer wässrigen Lithiumchloridlösung deutlich bessere
Befeuchtungspotenziale der Sorptionseinheit erzielt werden können. Bei den verschiedenen unter-
suchten Trägermaterialen zeigte die glasfaserverstärkte Glasdekmatrix das größte Regenerations-
potenzial der Salzlösung auf. Um einen möglichst effektiven Stoffaustausch zu erzielen, sind mög-
lichst hohe Berieselungsdichte von Vorteil, da bei einer Steigerung der Berieselungsstärke die
Temperaturabsenkung der Salzlösung nach der Sorptionseinheit geringer ist und somit weniger
Energie für den gesamten Regenerationsprozess benötigt wird und gleichzeitig deutlich höhere
Seite 77

Befeuchtungsbreiten erzielt werden können. In Tab. 5-10 sind alle Untersuchungsergebnisse des
Regenerationsprozesses der untersuchten Trägermaterialien bei einer Berieselung mit einer wäss-
rigen Calciumchloridlösung zusammengefasst.
5.4.7 Sorptionsprozess im hx-Diagramm
In Abb. 5-56 sind exemplarisch die Untersuchungsergebnisse eines Absorptionsprozesses und
eines Regenerationsprozesses einer aus Pallringen bestehenden Sorptionseinheit im hx-
Diagramm dargestellt. Bei den in grün abgebildeten Prozessen handelt sich um die Untersu-
chungsergebnisse einer mit einer wässrigen 35%- bzw. 41%igen Lithiumchloridlösung berieselten
Sorptionseinheit bei einer Berieselungsdichte von ca. 4,5 m³/m²h und einer Anströmgeschwindig-
keit von 0,5 m/s. Die rote Markierung zeigt das Ergebnis einer mit einer wässrigen 35%- bzw.
41%igen Calciumchloridlösung berieselten Pallringschüttung bei gleichen Randbedingungen.
Luft nach Absorptionseinheit
(33,1°C / 37,0% r.F.)
Luft nach Absorptionseinheit
(31,8°C / 44,8% r.F.)
Luft nach Desorptionseinheit
(47,2°C / 42,4% r.F.)
Luft vor Sorptionseinheit
(30°C / 79% r.F.)
Abb. 5-56 Sorptionsprozess im hx-Diagramm – wässrige LiCl und CaCl2-Lösungen.
Luft nach Desorptionseinheit
(45,9°C / 58% r.F.)
Aus den in Abb. 5-56 dargestellten Prozessen wird deutlich, dass es sich bei dem Absorptionsvor-
gang um keinen reinen isenthalpen Prozess handelt. Die bei dem Entfeuchtungsprozess frei wer-
dende Absorptionswärme wird im Stoffaustauschapparat zum Großteil von der Salzlösung aufge-
nommen. Dementsprechend erwärmt sich die Prozessluft nicht in dem Mass wie es bei einem rei-
nen isenthalpen Prozess der Fall wäre. Ausschlaggebend für den Trocknungsprozess einer Kon-
vektionstrocknungsanlage ist jedoch, wie im Fall der Luftentfeuchtung mittels wässriger Salzlö-
sung, der Dampfdruckunterschied zwischen der Trocknungsluft und dem Trocknungsgut. Entspre-
chend dem Entfeuchtungspotenzial der Prozessluft kann der Dampfdruck der Trocknungsluft deut-
Seite 78

lich herabgesetzt werden was zu einer Steigerung des Trocknungspotenzials der Konvektions-
trocknungsanlage führt.
5.5 Vorteile und Nachteile von Trägermaterialien und Sorptionsmitteln
5.5.1 Vergleich wässriger Lithiumchlorid- und Calciumchloridlösungen
In folgender Tabelle ist ein Vergleich der physikalischen Eigenschaften der eingesetzten wässrigen
Lithiumchlorid- und Calciumchloridlösungen und deren Eignung bzw. ihrer Vor- und Nachteile für
den Einsatz in Stoffaustauschapparaten dargestellt. Die Stoffwerte wurden bei einer Lösungskon-
zentration von 42 % und einer Bezugstemperatur von 20 °C ermittelt.
Parameter Lithiumchloridlösung Calciumchloridlösung
Dampfdruck [mbar] ☺ ☺ 3,6 8,5
Dyn. Viskostät [mPas] ☺ 11,9 ☺ 11,1
Spez. Wärmekapazität [kJ/kg] 2,62 ☺ 2,33
Dichte [kg/m³] 1269 ☺ 1414
Oberflächenspannung [mN/m] 97,6 95,1
Tab. 5-11 Übersicht Stoffeigenschaften - Vor- und Nachteile Sorptionsmittel.
5.5.2 Vergleich Trägermaterialien
Tab. 5-12 zeigt die Eigenschaften der untersuchten Trägermaterialien sowie deren Vor- und Nach-
teile für den Einsatz in Sorptionseinheiten zur Luftentfeuchtung die aus den Messergebnissen im
Sorptionsprüfstand ermittelt wurden.
Parameter Sattelkörper Pallringe Galsdekmatrix Kunststoffpackung
Sorptionspotenzial ☺ ☺ ☺ ☺
Preis ☺ ☺ ☺ ☺ ☺
Stabilität ☺ ☺ ☺
Konstruktionsmöglichkeiten ☺ ☺ ☺ ☺ ☺ ☺
Lebensdauer ☺ ☺ ☺
Gewicht ☺ ☺ ☺
Tab. 5-12 Vergleich - Vor- und Nachteile Trägermaterialien.
Aus Tab. 5-11 ist zu erkennen, dass wässrige Calciumchloridlösungen für den Einsatz in Stoffaus-
tauschapparaten insgesamt bessere Eigenschaften aufweisen. Ausschlaggebend für den Sorpti-
onsprozess ist jedoch das Entfeuchtungspotenzial der eingesetzten Salzlösung, da dieses die Leis-
tungsfähigkeit der Luftentfeuchtungseinheit definiert und somit die Größe der Sorptionsanlage vor-
gibt. Da beim Regenerationsprozess durch eine Steigerung der Salzlösungseintrittstemperatur die
Regenerationszeit stark reduziert bzw. das Regenerationspotenzial erhöht werden kann, fällt des
deutlich besserer Befeuchtungspotenzial der Calciumchloridlösung weniger ins Gewicht.
Seite 79

Beim Vergleich der Trägermaterialien zeigt sich deutlich, dass die untersuchte Kunststoffpackung
aus PP weniger gut als Trägermaterial in Stoffaustauschapparaten zur sorptiven Luftentfeuchtung
eignet ist. Die glasfaserverstärkte Kunststoffmatrix besitzt hinsichtlich des Ent- bzw. Befeuchtungs-
potenzial die besten Eigenschaften für den Einsatz in Sorptionseinheiten. Die untersuchten Schüt-
tungen aus Pallringen und Sattelkörpern weisen im Vergleich zu der untersuchten Glasdekmatrix
etwas geringere Absorptions- und Regenerationspotenziale auf, jedoch besitzen diese Füllkörper
hinsichtlich ihrer Flexibilität bei der Konstruktion einer geeigneten Sorptionseinheit sowie ihrer Sta-
bilität und Lebensdauer weitere Vorteile gegenüber den strukturierten Packungen.
Seite 80

6 Simulationsmodell / Berechnung des Wärme- und Stoffübergangs
in Füllkörperschüttungen bei Phasenführung im Kreuzstrom
6.1 Numerisches Berechnungsverfahren
Ein numerisches Verfahren zur Berechnung des Wärme- und Stoffübergangs in Füllkörperschüt-
tungen bei Phasenführung im Kreuzstrom wird in den Arbeiten von Klenke, Pietruschka und
Elsenheimer beschrieben [5] [7] [10]. Dabei wird eine zweidimensionale Diskreditierung der Appa-
rategeometrie vorgenommen, da quer zur Strömungsrichtung des Stoffaustauschapparats quasi
konstante Verhältnisse vorherrschen.
Prozessluft LP
y
Abb. 6-1 Systemskizze der Schnittführung durch den Stoffaustauschapparat zur Berechnung des wärme-
und Stoffaustauschs.
z
x
Länge L
Salzlösung SL
Höhe h
Breite b
Als Ergebnis der Simulationsrechnungen sind die Solekonzentration und Soletemperatur sowie die
Austrittstemperatur und der Feuchtegehalt der Prozessluft von Interesse.
Aufgrund der Phasenführung im Kreuzstrom kann die Berechnung der Wärme- und Massenströme
durch ein numerisches Näherungsverfahren erfolgen. Nach der Methode der finiten Elemente wird
die in Abb. 6-1 dargestellte Ebene des Stoffaustauschapparats in n x m Zellen unterteilt (Abb. 6-2).
Beginnend mit der Zelle i=1, j=1 werden über eine iterative Lösung der Wärme- und Stoffbilanz die
Zustandsgrößen der Fluide am Austritt der Zelle berechnet, wobei von einer idealen Verteilung der
Prozessluft und Salzlösung im Stoffaustauschapparat ausgegangen wird.
Seite 81

Abb. 6-2 Zelleneinteilung der herausgeschnittenen Ebene .
Nach Definition der Startbedingungen für die erste Zelle wird der Berechnungsalgorithmus zu-
nächst in in x-Richtung mit der Schrittweite dx und anschließend in y-mit der Schrittweite dy durch-
geführt. Neben dem Massenstrom der trockenen Luft bleibt der Massenstrom des Salzes bei der
Durchströmung des Stoffaustauschapparats konstant.
Zur Aufstellung der Wärme- und Stoffbilanz einer Zelle sind in Abb. 6-3 alle eingehenden und aus-
gehenden Wärmemengen und Massenströme der Fluide dargestellt.
Prozessluft
HLP(i-1,j,k)
m ,,
j
i
Qabs
Δm
Qkonv
Eintritt Salzlösung
1,1 2,1 i-1,1 i,1
2,1
Eintritt Prozessluft Austritt Prozessluft
1,j-1
1,j
2,j
Salzlösung
HSL(i,j-1,k)
m ,,
xSL(i,j-1,k)
Salzlösung
HSL(i,j,k)
m ,,
xSL(i,j,k)
Austritt Salzlösung
Prozessluft
HLP(i,j,k)
m ,,
Abb. 6-3 eingehende und ausgehende Wärmemengen und Massenströme einer Zelle.
i-1,j
i,2
i,j-1
i,j
Seite 82

6.1.1 Wärme- und Massenbilanz
Die Gleichgewichtsbedingungen jeder einzelnen Zelle ergeben sich aus der Wärme- und Massen-
bilanz nach folgenden Gleichungen:
Gleichgewichtsbedingungen einer Zelle
Wärmebilanz
Salzlösung
Prozessluft
Massenbilanz
Salzlösung
Prozessluft
H ,, H ,, Q . Q . Q .
H ,, H ,, Q . Q . Q .
m ,, m ,, ∆m
∆x m ∆m
Die Eingangsgrößen der aufgestellten Wärme- und Massenbilanzen ergeben sich aus den folgen-
den Bestimmungsgleichungen für die Enthalpien und Wärmemengen:
Bestimmungsgleichungen zur Berechnung der Eingangsgrößen
Salzlösung
Austritt Zelle:
Eintritt Zelle:
H ,, m ,, c ,, T ,,
H ,, m ,, c ,, T ,,
Enthalpiedifferenz Salzlösung:
∆H m ,, c ,, T ,, m ,, c ,, T ,,
(6-1)
(6-2)
(6-3)
(6-4)
(6-5)
(6-6)
(6-7)
Seite 83

Prozessluft
Eintritt Zelle:
Austritt Zelle:
H ,, m c , ,, T ,, x ,, c T ,, x ,,
h , ,,
H ,, m c , ,, T ,, x ,, c T ,, x ,, h , ,,
Enthalpiedifferenz Prozessluft:
Konvektion
Absorption
∆H m c , ,, T ,, x ,, c T ,, x ,, h , ,,
c , ,, T ,, x ,, c T ,, x ,, h , ,,
Q . α , a T ,, T ,,
2
(6-8)
(6-9)
(6-10)
T ,, T ,,
(6-11)
2
Q. m c ∆x T ,, T ,,
∆x h
2
,, (6-12)
Bindungsenergie
Q . ∆m h ,
mit
HSL
HLP
∆H
∆H
Qkonv.
Qabs.
Qbind.
m
m
∆m
∆x
= Enthalpie Salzlösung am Eintritt bzw. Austritt der Zelle [W]
= Enthalpie Prozessluft am Eintritt bzw. Austritt der Zelle [W]
= Enthalpiedifferenz Salzlösung [W]
= Enthalpiedifferenz Prozessluft [W]
= übertragene Wärmemenge durch Konvektion [W]
= übertragene Wärmemenge durch Absorption[W]
= Bindungsenergie [W]
= Massenstrom Salzlösung am Eintritt bzw. Austritt der Zelle [kg/s]
= Massenstrom der trockenen Prozessluft [kg/s]
= übergehender Wassermassenstrom [kg/s]
(6-13)
= Differenz der absoluten Feuchte der Prozessluft am Eintritt und Austritt der
Zelle [kg/kg]
Seite 84

TSL
TLP
cSL
cp,LP
cp,D
hV,LP,m
hb,m
αLP,m
xLP
= Temperatur Salzlösung am Eintritt bzw. Austritt der Zelle [K]
= Temperatur Prozessluft am Eintritt bzw. Austritt der Zelle [K]
= spez. Wärmekapazität Salzlösung am Eintritt bzw. Austritt der Zelle [J/kgK]
= spez. Wärmekapazität Prozessluft am Eintritt bzw. Austritt der Zelle [J/kgK]
= spez. Wärmekapazität Wasserdampf = 1883 [J/kgK]
= Verdampfungsenthalpie Wasserdampf bei TLP,m der Zelle nach Gleichung
(4-12) [J/kg]
= Bindungsenthalpie Wasserdampf [J/kg]
= Wärmeübergangskoeffizient bei TLP,m der Zelle [J/kgK]
= absolute Feuchte der Prozessluft am Eintritt bzw. Austritt der Zelle [kg/kg]
6.1.2 Ermittlung der erforderlichen Eingangsgrößen
Ermittlung des übergehenden Wassermassenstroms ∆ /
Der Wasserdampftransport zwischen der Prozessluft und der Salzlösung wird durch das Partial-
dampfdruckgefälle zwischen der Phasengrenzfläche der Salzlösung und der feuchten Prozessluft
bestimmt. Der Massenstrom des übergehenden Wasserdampfs kann durch folgende Beziehung
beschrieben werden:
M
Δm
β a p,, p
R T
, (6-14)
,
mit
∆m
= übergehender Wassermassenstrom [kg/s]
β = Stoffübergangskoeffizient [m/s]
ab
= am Stoffaustausch beteiligte Oberfläche der Zelle [m²]
M = molare Masse Wasserdampf
R = molare Gaskonstante =8,31451 [J/molK]
pd,LPm
pSLm
TLP,m
= Wasserdampfpartialdruck Luft bei TLP,m [Pa]
= Wasserdampfpartialdruck Lösung bei TSL,m [Pa]
= mittlere Temperatur Prozessluft am [K]
Die Wasserbeladung an der Phasengrenzfläche der Salzlösung kann mit Hilfe des Sättigungs-
dampfdrucks der Prozessluft und dem Wasserdampfpartialdruck der Salzlösung nach Gleichung
(4-22) und (4-2) bestimmt werden.
Ermittlung der am Stoffaustausch beteiligten Oberfläche einer Zelle
Die Bestimmung der am Stoff- und Wärmeübergang beteiligten Fläche ab,g der Füllkörperschüttung
erfolgt entsprechend dem von Shi [11] aufgestellten Ansatz nach Gleichung (6-15).
Seite 85

a ,
a 0,76 f u
, ,
ν a, ε ,
ρ σ g
,
1 0,93 cosΘ (6-15)
Dabei wird der füllkörperspezifische Faktor f mit Hilfe von Gleichung (6-16) berechnet:
f F d ,
mit
ab
a a ,
Σe
= am Stoffaustausch beteiligte Oberfläche einer Zelle [m²]
Σe = Anzahl aller Volumenelemente der Füllkörperschüttung
ab,g
= am Stoffaustausch beteiligte Oberfläche der Schüttung [m²]
(6-16)
(6-17)
a = volumenbezogene Stoffaustauschfläche der Schüttung nach Tab. 5-3 [m²/m³]
uSL
νSL
= Berieselungsdichte Füllkörperschüttung [m³/m²s]
= kinematische Viskosität der Salzlösung nach Gleichung (4-21) [m²/s]
ε = Lückengrad der Füllkörperschüttung nach Tab. 5-3 [ - ]
ρSL
σSL
= Dichte der Salzlösung nach Gleichung (4-15) [kg/m³]
= Oberflächenspannung der Salzlösung nach Gleichung (4-17) [kg/m³]
g = Erdbeschleunigung =9,81 [m²/s]
cosθ = Kosinus vom Randwinkel
f = füllkörperspezifischer Faktor
F = Formfaktor - für Sattelkörper
dp
= zu einer Kugel äquivalenter Durchmesser nach Gleichung (5-3) [m]
Ermittlung des Wärmeübergangskoeffizient αLP und Stoffübergangskoeffizient β
Die Ermittlung der Wärme- und Stoffübergangskoeffizienten in der Füllkörperschüttung erfolgt
durch die von Mersmann und den im VDI-Wärmeatlas angegebenen Beziehungen für durchströmte
Haufwerke [12] [15]. Durch die Verwendung der Analogie der Wärme- und Stoffübertragung kann
die Berechnung des Stoffübergangskoeffizienten nach der Ermittlung des Wärmeübergangskoeffi-
zienten durch die Lewis Analogie erfolgen.
Für den Wärmeübergangskoeffizient gilt:
α Nu λ
d
(6-18)
Die Berücksichtigung der Anordnung der Füllkörper in der Schüttung und die geometrische Form
der Schüttung erfolgt nach [12] für durchströmte Haufwerke durch Gleichung (6-19)
Seite 86

Nu f Nu
Wobei der Formfaktor fa über den Lückengrad ε definiert ist:
f 1 1,5 1 ε
(6-19)
(6-20)
Ausgangspunkt für die Berechnung der Nusseltzahl NuK bildet nach [15] folgende Gleichung für die
umströmte Einzelkugel:
Nu 2 Nu
Nu
(6-21)
mit
αLP
NuHaufwerk
λ LP
dp
fa
= Wärmeübergangskoeffizient [W/m²K]
= Nusseltzahl für durchströmte Haufwerke
= Wärmeleitfähigkeit der Prozessluft [W/mK]
= zu einer Kugel äquivalenter Durchmesser nach Gleichung (5-3) [m]
= Formfaktor [ - ]
ε = Lückengrad der Füllkörperschüttung nach Tab. 5-3[ - ]
NuK
Nulam
Nuturb
= Nusseltzahl für die umströmte Einzelkugel
= Nusseltzahl bei laminarer Strömung
= Nusseltzahl bei turbulenter Strömung
Die Nusseltzahlen für die laminare und turbulente Strömung werden nach folgenden Gleichungen
beschrieben:
Nu 0,644 Re , Pr
(6-22)
Nu
0,037 Re , Pr
1 2,443 Re , Pr
1
(6-23)
Die Reynoldszahl Re wird mit Hilfe der freien Anströmgeschwindigkeit vLP, dem Lückengrad ε und
dem zur Kugel äquivalenten Durchmesser dp bestimmt:
Re v d
ν ε
(6-24)
Die Prandtlzahl wird aus den Stoffeigenschaften der Prozessluft nach folgender Gleichung be-
stimmt:
Pr ν ρ c ,
λ
(6-25)
Seite 87

mit
Re = Reynoldszahl
Pr = Prandtlzahl
vLP
v V
A ,
mit
VLP
ALP,g
A , L B H
= freie Anströmgeschwindigkeit der Prozessluft [m/s]
= Volumenstrom Prozessluft [m³/s]]
= gesamte freie Anströmfläche der Prozessluft [m²]
L = Länge der Schüttung (Strömungsrichtung Prozessluft) [m]
B = Breite der Schüttung [m]
H = Höhe der Schüttung (Strömungsrichtung Salzlösung) [m]
dp
νLP
= zu einer Kugel äquivalenter Durchmesser nach Gleichung (5-3) [m]
= kinematische Viskosität Prozessluft nach Gleichung (4-9) [m²/s]
ε = Lückengrad der Füllkörperschüttung nach Tab. 5-3 [ - ]
ρLP
λ LP
cp,LP
= Dichte der feuchten Prozessluft [kg/m³]
= Wärmeleitfähigkeit der Prozessluft [W/mK]
= spez. Wärmekapazität Prozessluft [J/kgK]
(6-26)
(6-27)
Durch Anwendung der Lewis Analogie wird der Stoffübergangskoeffizient β nach folgender Glei-
chung berechnet:
α
β
Le c, ρ, mit
αLP
cp,LP
ρLP,f
= Wärmeübergangskoeffizient [W/m²K]
= spez. Wärmekapazität Prozessluft [J/kgK]
= Dichte der feuchten Prozessluft [kg/m³]
Le = Lewiszahl nach Mersmann [ ] =0,937 [m]
6.1.3 Ermittlung der Ausgangsgrößen
Temperatur der Salzlösung TSL(i,j,k) und Prozessluft TLP (i,j,k) am Austritt der Zelle
(6-28)
Die unbekannten Größen TSL und TLP am Austritt der Zelle lassen sich aus den aufgestellten Ener-
giebilanzen nach folgenden Berechnungsgleichungen bestimmen:
Seite 88

T ,, h ,, Q . Q . Q .
m ,, c ,,
H ,, ∆H x
m ,, h, ,,
T ,,
c, ,, x ,, c,
Konzentration der Salzlösung ξSL(i,j,k) am Austritt der Zelle
(6-29)
(6-30)
Die Konzentration der Salzlösung am Austritt der Zelle kann nach folgender Gleichung mit Hilfe
des ermittelten übergehenden Wassermassenstroms bestimmt werden:
ξ ,, m ,, ξ ,,
m ,, Δm
Absoluter Feuchtegehalt der Prozessluft xLP(i,j,k) am Austritt der Zelle
(6-31)
Der absolute Feuchtegehalt der Prozessluft am Austritt der Zelle ergibt sich aus dem übergehen-
den Wassermassenstrom, dem Massenstrom der trockenen Prozessluft und der absoluten Feuchte
der Prozessluft am Eintritt der Zelle:
x,, ∆m x,, m
(6-32)
,.
mit
m ,,
ξ ,,
∆m
xLP(i,j,k)
m LP,.
xLP(i-1,j,k)
= Massenstrom Salzlösung am Eintritt der Zelle [kg/s]
= Konzentration Salzlösung am Eintritt der Zelle [ - ]
= übergehender Wassermassenstrom [kg/s]
= absoluter Feuchtegehalt der Prozessluft am Austritt der Zelle [kg/kg]
= Massenstrom trockene Prozessluft [kg/s]
= absoluter Feuchtegehalt der Prozessluft am Eintritt der Zelle [kg/kg]
relative Feuchte der Prozessluft ϕLP(i,j,k) am Austritt der Zelle
Die relative Feuchte der Prozessluft am Austritt der Zelle ergibt sich aus dem Sättigungsdampf-
druck und der absoluten Feuchte der Prozessluft nach folgender Gleichung:
100 x,, p
φ,,
p,,, 0,622 x,, mit
φ ,,
pS,LP(i,j,k)
= rel. Feuchte der Prozessluft am Austritt der Zelle [%]
= Sättigungsdampfdruck der Prozessluft am Austritt der Zelle [Pa]
p = Umgebungsdruck [Pa]
(6-33)
xLP(i,j,k) = absoluter Feuchtegehalt der Prozessluft am Austritt der Zelle [kg/kg]
Seite 89

6.1.4 Struktogramm Simulationsmodell
Eingabe Eingangsgrößen - Startwerte
- Abmessung Sorptionseinheit
- Eigenschaften Füllkörper]
- Randbedingungen Prozessluft und Salzlösung
Berechnung konstante Eingangangsgrößen + Festlegung Startwerte für Zellen i=1 und j=1
- Berechnungsgrößen Füllkörper
- Berechnungsgrößen Flächen + Volumen Sorptionseinheit
- Berechnungsgrößen Prozessluft Eintritt
- Berechnungsgrößen Salzlösung Eintritt
- Definition Startwerte Prozessluft und Salzlösung Eintritt (Zellen i=1 und j=1)
Start Simulation
x-Richtung = 1 bis i
y-Richtung = 1 bis j
Start Iteration-
Abweichung Grenzwert Enthalpiedifferenz
Berechnung Zustandsgrößen Prozessluft und Salzlösung
- Wärmeübergangskoeffizient und Stoffübergangskoeffizient Prozessluft-Salzlösung
- übergehender Wassermassenstrom
- Absorptions – Konvektions- und Bindungsenergie
- Enthalpien Salzlösung und Prozessluft Eintritt/Austritt Zelle
- Temperaturen Prozessluft und Salzlösung Austritt Zelle
- rel./abs. Feuchte und Entfeuchtung Prozessluft Austritt Zelle
- Konzentration Salzlösung Austritt Zelle
- Enthalpiedifferenz Prozessluft und Salzlösung
Definition Austrittsgrößen Zelle für neuen Iterationsschritt
- Temperaturen Prozessluft und Salzlösung Austritt Zelle
- Feuchte Prozessluft
- Konzentration Salzlösung
Enthalpiedifferenz < Eingabeparamter Grenzwert
Ausgabe Austrittsgrößen
JA
JA
NEIN
NEIN
- Temperaturen Prozessluft und Salzlösung Austritt Sorptionseinheit
JA
- Rel. Feuchte Prozessluft Austritt Sorptionseinheit
- Konzentration Salzlösung Austritt Sorptionseinheit
- Be-/ Entfeuchtungsmenge
x-Richtung = i
y-Richtung =j
NEIN
Seite 90

6.2 Simulationsergebnisse
6.2.1 Vergleich Simulationsmodell mit Messergebnissen- Absorptionsprozess
6.2.1.1 Ergebnisse der Messungen und Simulationsrechnungen
Das in Kapitel 6.1 beschriebene numerische Verfahren zur Berechnung des Wärme- und Stoff-
übergangs in Füllkörperschüttungen bei Phasenführung im Kreuzstrom wurde mit dem Programm
Visual Basic realisiert. Die vergleichenden Simulationsrechnungen wurden auf Grundlage aller
messtechnisch ermittelten Eingangsgrößen der durchgeführten Messreihen erstellt. Die für das
Simulationsmodell relevanten Randbedingungen, wie die Eintrittstemperatur der Salzlösung, die
Berieselungsdichte und die Anströmgeschwindigkeit der Prozessluft sowie alle spez. Füllkörperfak-
toren sind in Tab. 6-1 aufgeführt.
Größe Wert Einheit
Temperatur Prozessluft tLP,E 30 [°C]
Rel. Feuchte Prozessluft ϕLP,E ~78 [%]
Temperatur Salzlösung tSL,E ~ 30 und 40 [°C]
Konzentration Salzlösung ξSL,E ~41 [%]
Berieselungsdichte Salzlösung u ~4 und 6 [m³/m²h]
Anströmgeschwindigkeit Prozessluft v ~0,7 und 0,9 [m/s]
Sattelkörper Pallring
Stoffaustauschfläche a 255 350 [m²]
hydraulischer Durchmesser dh 0,011 0,01 [m]
Füllkörperfaktor F 52 138 [ - ]
Tab. 6-1 Randbedingungen Simulationsrechnungen Absorptionsprozess.
Ein Vergleich der messtechnischen Untersuchungsergebnisse mit den Ergebnissen aus dem nu-
merischen berechnungsverfahren der untersuchten Füllkörperschüttungen bestehend aus Sattel-
körpern und Pallringen können den Abb. 6-4 bis Abb. 6-7 entnommen werden. In den Diagrammen
ist der Vergleich der gemessenen und simulierten Austrittstemperaturen der Prozessluft und der
Salzlösung, der relativen Feuchten und Entfeuchtungsmengen der Prozessluft, sowie die Abwei-
chung der gemessenen Werte von den Simulationsergebnissen dargestellt.
Seite 91

Temperatur Prozessluft [°C]
Abb. 6-4 Vergleich Simulationsergebnisse und Messergebnisse - Temperatur Prozessluft.
Temperatur Lösung [°C]
48
46
44
42
40
38
36
34
32
30
28
Vergleich Simulationsergebnisse mit Messergebnissen - Temperatur Prozessluft
nach Sorptionseinheit - Absorptionsprozess - LiCl
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Messreihen
Messergebnis Temperatur Abluft - Pallringe Simulation Temperatur Abluft Pallringe Messergebnis Temperatur Abluft -Sattelkörper
Simulation Temperatur Abluft Sattelkörper Abweichung Temperatur -Pallringe Abweichung Temperatur -Sattelkörper
Vergleich Simulationsergebnisse mit Messergebnissen - Temperatur Lösung nach
Sorptionseinheit - Absorptionsprozess - LiCl
50
48
46
44
42
40
38
36
34
32
30
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Messreihen
Messergebnis Temperatur Lösung Pallringe Simulation Temperatur Lösung -Pallringe Messergebnis Temperatur Lösung Sattelkörper
Simulation Temperatur Lösung -Sattelkörper Abweichung Temperatur Lösung Pallringe Abweichung Temperatur Lösung Sattelkörper
Abb. 6-5 Vergleich Simulationsergebnisse und Messergebnisse - Temperatur Salzlösung.
4
2
0
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
6
4
2
0
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
prozent. Abweichung Temperatur [%]
prozent. Abweichung Temperatur [%]
Seite 92

el. Feuchte Prozessluft [%]
Abb. 6-6 Vergleich Simulationsergebnisse und Messergebnisse – rel. Feuchte Prozessluft.
Entfeuchtungsmenge Prozessluft [g/kg]
Vergleich Simulationsergebnisse mit Messergebnissen - rel. Feuchte Prozessluft -
Absorptionsprozess - LiCl
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Messreihen
Rel. Feuchte Abluft Fühler 2 Simulation rel. Feuchte - Pallringe Rel. Feuchte Abluft Fühler 2
Simulation rel. Feuchte - Sattelkörper Abweichung rel. Feuchte -Pallringe Abweichung rel. Feuchte -Sattelkörper
20
18
16
14
12
10
Vergleich Simulationsergebnisse mit Messergebnissen - Entfeuchtungsmengen -
Absorptionsprozess - LiCl
8
6
4
2
0
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Messreihen
Entfeuchtungsmenge -Pallringe Simulation Entfeuchtungesmenge Pallringe Messergebnis Entfeuchtungsmenge -Sattelkörper
Simulation Entfeuchtungesmenge Sattelkörper Abweichung Entfeuchtung -Pallringe Abweichung Entfeuchtung -Sattelkörper
Abb. 6-7 Vergleich Simulationsergebnisse und Messergebnisse – Entfeuchtungsmenge Prozessluft.
20
15
10
5
0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
10
5
0
-5
-10
-15
-20
-25
-30
-35
-40
prozent. Abweichung rel. Feuchte [%]
prozent. Abweichung Entfeuchtungsmenge [%]
Seite 93

6.2.1.2 Diskussion der Simulationsergebnisse
Aus den in Kapitel 6.2.1.1 dargestellten Vergleichen zwischen den messtechnischen
untersuchungesergebnissen und den Ergebnissen Simulationsrechnungen der Sorptionseinheit
wird deutlich, dass sich die einstellenden Temperaturen der Prozessluft und Salzlösung sowie das
Entfeuchtungspotenzial der Prozessluft am Austritt der Sorptionseinheit realitätsnah nachbilden
lassen. Die nach dem numerischen Berechnungsverfahren ermittelten Temperaturen der Prozess-
luft und Salzlösung stimmen mit den messtechnisch ermittelten Daten sehr gut überein, die mittlere
Abweichung beträgt bei beiden untersuchten Füllköperschüttungen ca. 2 %, die max. Abweichung
4 %.
Die Abweichungen der rel. Feuchte der Prozessluft am Austritt der Sorptionseinheit und die Ent-
feuchtungsmenge der Prozessluft zeigen etwas höhere Abweichungen von bis zu 15 %. Die nach
dem numerischen Berechnungsverfahren ermittelten Entfeuchtungsmengen liegen dabei noch
über den messtechnisch ermittelten Messdaten. Diese Abweichungen lassen sich zum einen durch
die Messgenauigkeit der Feuchtesensoren vor und nach der Sorptionseinheit erklären. Eine weite-
rer Grund können Verschmutzungen, wie hygroskopische Ablagerungen auf den Feuchtesensoren
sein, die sich während der messtechnischen Untersuchung der Sorptionseinheit bilden können.
Durch feinste Salzlösungströpfchen die beim Durchströmen der Sorptionseinheit von der Prozess-
luft mitgerissen werden und sich auf der aktiven Oberfläche des Feuchtesensormoduls ablagern,
kann die Funktion des Sensors aufgrund erhöhter Leitfähigkeit beeinflusst werden. Dies führt zu
einer größeren Messungenauigkeit des Feuchtesensors und verursacht vor allem in höheren
Feuchtebereichen erhebliche Messfehler.
6.2.2 Simulation Sorptionseinheit bei unterschiedlichen Packungshöhen
Anhand des in Kapitel 6 aufgestellten numerischen Berechnungsverfahren wird zunächst unter-
sucht welchen Einfluss die Packungshöhe/Apparatehöhe einer Pallring-Füllkörperkolonne auf das
Entfeuchtungspotenzial und die Prozesstemperaturen unter sonst gleichen Randbedingungen hat.
Als Berechnungsergebnisse werden zunächst die ermittelten Temperaturen der wässrigen Salzlö-
sung und Prozessluft nach der Sorptionseinheit, sowie die erzielten Entfeuchtungsmengen der
Prozessluft in Kapitel 6.2.2.1 dargestellt. Als entscheidendes Kriterium für den Absorptionsprozess
wird die erreichte Entfeuchtungsmenge herangezogen. Die Berechnungsergebnisse können Abb.
6-8 bis Abb. 6-10 entnommen werden. Die Ergebnisse der numerischen Berechnung ermöglichen
in 6.2.2.2 eine Profildarstellung der relevanten Prozessgrößen, wie die Temperatur der Prozessluft
und der Salzlösung nach der Sorptionseinheit und die Entfeuchtungsmenge, für jede einzelne Zelle
der untersuchten Sorptionseinheit. Durch die Darstellung der Bereiche konstanten Betrags kann
eine qualitative Beurteilung der Stoff- und Wärmeübertragung erfolgen. Die berechneten Tempera-
tur- und Entfeuchtungsprofile können Abb. 6-14 bis Abb. 6-25 entnommen werden. Die für die nu-
merische Berechnung des Stoff- und Wärmeübergangs erforderlichen Randbedingungen, wie die
Eintrittstemperatur der Salzlösung und Prozessluft sowie die Berieselungsdichte und der Volumen-
strom der Prozessluft sind in Tab. 6-2 aufgeführt.
Seite 94

Größe Wert Einheit
Temperatur Prozessluft tLP,E 30 [°C]
Rel. Feuchte Prozessluft ϕLP,E 75 [%]
Temperatur Salzlösung tSL,E 30 [°C]
Konzentration Salzlösung ξSL,E 41 [%]
Berieselungsdichte Salzlösung u 5 und 20 [m³/m²h]
Volumenstrom Prozessluft V 500 – 1000 - 2000 [m³/h]
Stoffaustauschfläche Pallringschüttung a 350 [m²]
hydraulischer Durchmesser Pallring dh 0,01 [m]
Füllkörperfaktor Pallring F 138 [ - ]
Tab. 6-2 Randbedingungen Simulation Absorptionsprozess – unterschiedliche Packungshöhen.
6.2.2.1 Prozesstemperaturen und Entfeuchtungspotenziale der Sorptionseinheit bei unter-
schiedlichen Packungshöhen
In folgenden Abbildungen sind die nach dem numerischen Berechnungsverfahren ermittelten Si-
mulationsergebnisse der Austrittstemperaturen der Prozessluft und der Salzlösung sowie die Ent-
feuchtungsbreiten der Prozessluft bei konstanten Volumenströmen und Berieselungsdichten bei
unterschiedlichen Packungshöhen der Sorptionseinheit dargestellt
Temperatur Luft nach Sorptionseinheit [°C]
34,5
34,0
33,5
33,0
32,5
32,0
31,5
31,0
30,5
Simulationsergebnisse - Temperatur Luft nach Sorptionseinheit
Berieselungsdichte 5 m³/m²h
Volumenstrom
Luft 500 m³/h
Volumenstrom
Luft 1000 m³/h
Volumenstrom
Luft 2000 m³/h
Volumenstrom
Luft 500 m³/h
Berieselungsdichte 20 m³/m²h
Volumenstrom
Luft 1000 m³/h
Sorptionseinheit mit unterschiedlichen Packungshöhen (0,3 - 0,6 - 1,2m)
Volumenstrom
Luft 2000 m³/h
Abb. 6-8 Simulationsergebnisse Temperatur Prozessluft - Absorptionsprozess LiCl.
0,3 - 0,3 - 1,2 - 500m³/h
0,3 - 0,3 - 0,6 - 500m³/h
0,3 - 0,3 - 0,3 - 500m³/h
0,3 - 0,3 - 1,2 - 1000m³/h
0,3 - 0,3 - 0,6 - 1000m³/h
0,3 - 0,3 - 0,3 - 1000m³/h
0,3 - 0,3 - 1,2 - 2000m³/h
0,3 - 0,3 - 0,6 - 2000m³/h
0,3 - 0,3 - 0,3 - 2000m³/h
Seite 95

Temperatur Lösung nach Sorptionseinheit [°C]
Abb. 6-9 Simulationsergebnisse Temperatur Salzlösung - Absorptionsprozess LiCl.
Entfeuchtungsbreite [g/kg]
41
39
37
35
33
31
29
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Simulationsergebnisse - Temperatur Lösung nach Sorptionseinheit
Berieselungsdichte 5 m³/m²h
Volumenstrom
Luft 500 m³/h
Volumenstrom
Luft 1000 m³/h
Volumenstrom
Luft 2000 m³/h
Volumenstrom
Luft 500 m³/h
Berieselungsdichte 20 m³/m²h
Volumenstrom
Luft 1000 m³/h
Volumenstrom
Luft 2000 m³/h
Sorptionseinheit mit unterschiedlichen Packungshöhen (0,3 - 0,6 - 1,2m)
Simulationsergebnisse - Entfeuchtungsbreiten Prozessluft Sorptionseinheit
Volumenstrom
Luft 500 m³/h
Berieselungsdichte 5 m³/m²h
Volumenstrom
Luft 1000 m³/h
Volumenstrom
Luft 2000 m³/h
Volumenstrom
Luft 500 m³/h
Berieselungsdichte 20 m³/m²h
Volumenstrom
Luft 1000 m³/h
Volumenstrom
Luft 2000 m³/h
Sorptionseinheit mit unterschiedlichen Packungshöhen (0,3 - 0,6 - 1,2m)
0,3 - 0,3 - 1,2 - 500m³/h
0,3 - 0,3 - 0,6 - 500m³/h
0,3 - 0,3 - 0,3 - 500m³/h
0,3 - 0,3 - 1,2 - 1000m³/h
0,3 - 0,3 - 0,6 - 1000m³/h
0,3 - 0,3 - 0,3 - 1000m³/h
0,3 - 0,3 - 1,2 - 2000m³/h
0,3 - 0,3 - 0,6 - 2000m³/h
0,3 - 0,3 - 0,3 - 2000m³/h
0,3 - 0,3 - 1,2 - 500m³/h
0,3 - 0,3 - 0,6 - 500m³/h
0,3 - 0,3 - 0,3 - 500m³/h
0,3 - 0,3 - 1,2 - 1000m³/h
0,3 - 0,3 - 0,6 - 1000m³/h
0,3 - 0,3 - 0,3 - 1000m³/h
0,3 - 0,3 - 1,2 - 2000m³/h
0,3 - 0,3 - 0,6 - 2000m³/h
0,3 - 0,3 - 0,3 - 2000m³/h
Abb. 6-10 Simulationsergebnisse Entfeuchtungsbreiten Prozessluft - Absorptionsprozess LiCl.
#
Seite 96

6.2.2.2 Temperaturprofile und Entfeuchtungspotenziale der Sorptionseinheit bei unter-
schiedlichen Packungshöhen
Die Profile der berechneten Temperaturen der Prozessluft und der Salzlösung nach der Sorptions-
einheit bei unterschiedlichen Packungshöhen der Sorptionseinheit, sowie die ermittelten Entfeuch-
tungspotenziale sind in folgenden Abbildungen dargestellt. In Abb. 6-11 bis Abb. 6-13 sind die je-
weiligen Farbskalen der anschließend dargestellten für die Simulationsergebnisse abgebildet.
30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43
Abb. 6-11 Farbskala für Temperaturprofil Prozessluft [°C].
30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43
Abb. 6-12 Farbskala für Temperaturprofil Salzlösung [°C].
0 2 4 6 8 10 12 14 16
Abb. 6-13 Farbskala für Entfeuchtungsbreite Prozessluft [g/kg].
Tab. 6-3: Farbskalen Temperatur- und Entfeuchtungsprofile - Simulation Absorptionsprozess.
Simulationsergebnisse bei einer Berieslungsdichte von 5 m³/m²h
Abb. 6-14 Temperatur Prozessluft bei 500 m³/h – 5 m³/m²h Abb. 6-15 Temperatur Prozessluft bei 2000 m³/h –5 m³/m²h
Seite 97

Abb. 6-16 Temperatur Salzlösung bei 500 m³/h – 5 m³/m²h Abb. 6-17 Temperatur Salzlösung bei 2000 m³/h –5 m³/m²h
Abb. 6-18 Entfeuchtunungsbreite bei 500 m³/h – 5 m³/m²h Abb. 6-19 Entfeuchtungsbreite bei 2000 m³/h –5 m³/m²h
Simulationsergebnisse bei einer Berieslungsdichte von 20 m³/m²h
Abb. 6-20 Temperatur Prozessluft bei 500 m³/h – 20 m³/m²h Abb. 6-21 Temperatur Prozessluft bei 2000 m³/h –20 m³/m²h
Seite 98

Abb. 6-22 Temperatur Salzlösung bei 500 m³/h – 20 m³/m²h Abb. 6-23 Temperatur Salzlösung bei 2000 m³/h –20 m³/m²h
Abb. 6-24 Entfeuchtunungsbreite bei 500 m³/h – 20 m³/m²h Abb. 6-25 Entfeuchtungsbreite bei 2000 m³/h –20 m³/m²h
6.2.2.3 Diskussion Simulationsergebnisse unterschiedlicher Packungshöhen der Sorpti-
onseinheit
Aus den dargestellten Abbildungen der nach dem numerischen Berechnungsmodell ermittelten
Prozessgrößen ist zu erkennen, dass durch eine Vergrößerung der Packungshöhe der Sorptions-
einheit bei einem konstanten Volumenstrom von 500 m³/m²h und einer Berieselungsdichte von
5m³/m²h die Austrittstemperatur der Prozessluft und der Salzlösung deutlich ansteigt. Die Austritts-
temperatur der Prozessluft liegt bei einer Packungshöhe von 30 cm bei ca. 32 °C, bei einer Appa-
rategröße von 120 cm bei ca. 33,5 °C. Die Austrittstemperatur der Salzlösung steigt bei einer Ver-
größerung der Packungshöhe von 30 cm auf 120 cm um ca. 2 K. Eine größere Packungshöhe führt
ebenso zu einer Steigerung des Entfeuchtungspotenzials um bis zu 4 g/kg der Sorptionseinheit,
was auf eine geringere Anströmgeschwindigkeit der Prozessluft und der daraus resultierenden
Seite 99

höheren Stoffübertragung zurückzuführen ist. Ebenso wirkt sich eine längere Verweildauer bzw.
Durchströmung der Salzlösung des Sorptionsapparats positiv auf die erreichte Entfeuchtungsmen-
ge der Prozessluft aus.
Wird der Volumenstrom auf 2000 m³/h erhöht ist dieselbe Tendenz bei einer Vergrößerung der
Apparatehöhe zu erkennen, was die berechneten Temperaturen der Salzlösung und der Prozess-
luft sowie das Entfeuchtungspotenzial betrifft. Jedoch sind insgesamt, verglichen zu einem Volu-
menstrom von 500m³/h, deutlich geringere Austrittstemperaturen zu verzeichnen, was auf eine
höhere Anströmgeschwindigkeit der Prozessluft zurückzuführen ist. Die Profile der Austrittstempe-
ratur der wässrigen Salzlösung zeigen hingegen deutlich höhere Berechnungsergebnisse als bei
geringeren Volumenströmen. Das ermittelte Entfeuchtungspotenzial liegt ebenfalls deutlich niedri-
ger als bei geringeren Volumenströmen, wobei die Entfeuchtungsleistung, das heißt der abgeführte
Wassermassenstrom auf den Gesamtvolumenstrom bezogen, höher ist. Als entscheidendes Krite-
rium für den Absorptionsprozess bzw. die Dimensionierung einer Sorptionseinheit zur Luftentfeuch-
tung wird jedoch die erzielte Entfeuchtungsmenge der Prozessluft herangezogen.
Die Simulationsergebnisse die bei einem Volumenstrom von 500 m³/h und einer Berieslungsdichte
von 20 m³/m²h ermittelt wurden zeigen bei der Austrittstemperatur und der erzielten Entfeuch-
tungsmenge die gleiche Tendenz wie bei einer geringeren Berieselungsdichte, das heißt höhere
Salzlösungstemperaturen und Entfeuchtungsmengen der Prozessluft am Ausritt der Sorptionsein-
heit bei höheren Packungsgrößen. Lediglich bei der Austrittstemperatur der Luft hat die Apparate-
höhe keinen signifikanten Einfluss, die Temperatur der Prozessluft liegt hier in allen untersuchten
Fällen bei ca. 31,7°C. Insgesamt kann festgehalten werden, dass eine höhere Berieselungsdichte
von 20 m³/m²h deutlich geringere Austrittstemperaturen der Prozessluft als auch der Salzlösung
zur Folge hat. Die Temperaturen der Prozessluft liegen dabei ca. 1-2 K unter den berechneten
Temperaturen die bei einer Berieselungsdichte von 5 m³/m²h ermittelt wurden, die Temperaturen
der Salzlösung sogar unter 3 K bis 4 K. Die Entfeuchtungsmengen hingegen sind bei einer höhe-
ren Berieselungsdichte von 20 m³/m²h deutlich höher als bei 5 m³/m²h, sie liegen bei 10 g/kg bis
14 g/kg bei 20 m³/m²h im Vergleich zu 6 g/kg bis 10 g/kg bei einer Berieselungsdichte von
5 m³/m²h. Diese Ergebnisse sind auf den höheren Lösungsvolumenstrom zurückzuführen. Durch
die deutlich niedrigeren Salzlösungstemperaturen in der Sorptionseinheit findet ein deutlich größe-
rer Stoffaustausch statt aufgrund des geringeren Dampfdrucks der Salzlösung bzw. der größeren
Dampfdruckdifferenz zwischen der Salzlösung und der Prozessluft.
Eine Erhöhung des Luftvolumenstroms auf 2000 m³/h hat wie im Fall einer geringeren Beriese-
lungsdichte, höhere Prozesstemperaturen zur Folge, sie liegen jedoch bei einer Berieselungsdichte
von 20 m³/m²h auf einem tieferen Temperaturniveau von 32 °C bis 33 °C für die Austrittstemperatur
der Prozessluft und bei 34 °C bis 36 °C bei der Austrittstemperatur der Salzlösung. Das Entfeuch-
tungspotenzial liegt ebenfalls niedriger bei 6 g/kg bis 9 g/kg, wobei auch in diesem Fall der überge-
hende Wassermassenstrom höher ist als bei einer Berieselungsdichte von 5 m³/m²h aufgrund des
höheren Luftvolumenstroms.
Seite 100

6.3 Flüssigkeitsverteilung in Füllkörperschüttungen
Um ein möglichst hohes Stoffaustauschpotenzial in einer Sorptionseinheit zu erzielen, sollte die
Flüssigkeitsverteilung in einer Füllkörperschüttung ein möglichst homogenes Profil aufweisen. Die
Flüssigkeitsbewegung bzw. Flüssigkeitsdispersion in einer Füllkörperschüttung kann dabei mit Hilfe
eines Diffusionsmodells beschrieben werden. Es beruht auf der in Abb. 6-26 dargestellten Bilanzie-
rung der in ein Volumenelement ein- und austretenden Flüssigkeitsmassen und kann nach folgen-
der Gleichung beschrieben werden [4] [5]:
∂L x, y, z
∂y
mit
D ∂Lx, y, z
∂x ∂Lx, y, z
∂z (6-34)
D = Dispersionskoeffizient [m]
L = Lösungsmassenstrom [kg/s]
Abb. 6-26 Darstellung eines Volumenelements mit ein- und austretenden Flüssigkeitsmassenströmen.
Der Dispersionskoeffizient D, der ein Maß für den in x- und z-Richtung verlaufenden Flüssigkeits-
transport in einer Schüttung ist, wird im Fall der untersuchten Sattelkörperschüttung mit
DSattel=0,002 m und für die untersuchte Pallringschüttung mit DPallring=0,005 angesetzt.
Da für den untersuchten Anwendungsfall die Dispersion der Flüssigkeit in x-Richtung von unterge-
ordneter Bedeutung für die Flüssigkeitsverteilung innerhalb der yz-Ebene ist, wird die Verteilung
der Flüssigkeit in einer durch die Füllkörperschüttung gelegten yz-Ebene betrachtet. Die Betrach-
tungsebene wird dabei nicht durch eine Wand begrenzt. Das dreidimensionale Diffusionsmodell
kann dadurch auf ein zweidimensionales Modell vereinfacht werden und die Dispersionsgleichung
für ein zweidimensionales System reduziert sich auf eine homogene partielle Differentialgleichung
zweiter Ordnung:
Lx,e
y
z
Lz,e
x
Lz,a
dx
Ly,a
Ly,e
dy
dz
Lx,a
Seite 101

∂L y, z
∂y D ∂ Ly, z
∂z (6-35)
Die Lösung dieser Differentialgleichung erfolgt mit der Finite-Differenzen-Methode, indem die un-
tersuchte Schüttung in eine Anzahl (m) kleiner Teile mit der Breite ∆z und in eine Anzahl (n) kleiner
Teile mit der Breite ∆y unterteilt wird. Die Diskreditierung der Gleichung wird für die rechte und
linke Seite getrennt durchgeführt. Die erste Ableitung des Flüssigkeitsvolumenstroms in y-Richtung
kann durch den vorderen Differenzenquotienten nach Gleichung (6-36) beschrieben werden:
∂L y, z
∂y L , L ,
∆y
(6-36)
Die zweite Ableitung der Flüssigkeitsvolumenstroms in x-Richtung kann als Gradient der Steigung
der Flüssigkeitsbelastung an der Stelle i beschrieben werden, wobei sich die Steigung des Flüssig-
keitsvolumenstroms rechts und links vom betrachteten Punkt nach folgenden Gleichungen be-
stimmen lassen:
links: , ,
∆
rechts: , ,
∆
(6-37)
Die numerische Beschreibung des Flüssigkeitsvolumenstroms in x-Richtung kann mit Gleichung
(6-37) im Punkt i somit durch Gleichung (6-38) erfolgen:
∂ Ly, z
∂z
L
, L
,
∆z
L
, L
,
∆z
∆z
L , 2 L , L ,
∆z Die Differentialgleichung (6-35) in finiten Differenzen lautet somit:
L , L ,
∆y
(6-38)
D L , 2 L , L ,
∆z (6-39)
Folglich kann die Flüssigkeitsbelastung L an der Stelle i,j+1 durch die Berechnungsergebnisse der
drei im Vorfeld berechneten Zellen in der Ebene j der Stellen i-1,i und i+1 nach folgender Glei-
chung bestimmt werden:
L , L , ∆y
∆z D L , 2 L , L , (6-40)
In Abb. 6-28 bis Abb. 6-33 sind die Flüssigkeitsverteilungen in der yz-Ebene der untersuchten Sat-
telkörper- und Pallringschüttungen mit einer Höhe von 41 cm und einer Breite von 30 cm bei zwei
verschiedenen Berieselungsdichten im Kopf der Schüttung (3 m³/m²h und 5 m³/m²h) dargestellt.
Der Aufbau des Verteilsystems wurde bereits in Kap. 5.1 vorgestellt. Der Abstand und die Anzahl
der Berieselungspunkte wurden dabei variiert. Die Abstände der Öffnungen betrug zwischen 1 cm
und 5 cm, die Anzahl der Berieselungspunkte zwischen 5 Stück und 20 Stück.
Seite 102

Der Abstand der äußersten Berieselungspunkte zur Gerätewand betrug jeweils 5 cm, wodurch sich
im oberen Bereich der Schüttung eine Ungleichverteilung ergibt, die sich jedoch im Verlauf durch
die Schüttung infolge der Dispersion der Flüssigkeit in yz-Ebene Ebene sukzessive ab abbaut. Die Berech-
nungen wurden ohne ein Modell der Randgängigkeit der Schüttung erstellt und dementsprechend
die Flüssigkeitsströmung auf der Wand der Schüttung vereinfachend zu Null angenomme
angenommen. Abb.
6-27 zeigt die Skala der Berieselungsdichte u in m³/m²h.
0-0,5 0,5-
1,5
1,5-
2,5
2,5-
3,5
3,5-
4,5
4,5-
5,5
Abb. 6-27 Skala Flüssigkeitsverteilung – Berieselungsdichte u [m³/m²h].
Abb. 6-28 Flüssigkeitsverteilung - Sattelkörperschüttung
(u=5m³/m²h, 5 Berieselungsöffnungen) .
Abb. 6-30 Flüssigkeitsverteilung - Sattelkörperschüttung
elkörperschüttung
(u=5m³/m²h, 11 Berieselungsöffnungen) .
5,5-
6,5
6,5-
7,5
7,5-
8,5
8,5-
9,5
9,5 9,5-
11
Abb. 6-29 Flüssigkeitsverteilung - Pallringschüttung
(u=5m³/m²h, 5 Berieselungsöffnungen).
Abb. 6-31 Flüssigkeitsverteilung - Pallringschüttung
11-15 15-25 >25
(u=5m³/m²h, 11 Berieselungsöffnungen).
Seite 103

Abb. 6-32 Flüssigkeitsverteilung - Sattelkörperschüttung
(u=5m³/m²h, 20 Berieselungsöffnungen) .
Abb. 6-33 Flüssigkeitsverteilung - Pallringschüttung
(u=5m³/m²h, 20 Berieselungsöffnungen).
Aus den dargestellten Abbildungen der berechneten Flüssigkeitsverteilungen wird deutlich, dass
sowohl die Anzahl der Berieselungsöffnungen sowie die Beschaffenheit des Füllkörpertyps zeigen
einen großen Einfluss auf die Flüssigkeitsverteilung innerhalb der Schüttung haben. Eine Reduzie-
rung der Berieselungspunkte führt in beiden Fällen zu einer lokal begrenzten Benetzung der Schüt-
tung mit einer größeren Flüssigkeitsbelastung im oberen Bereich der Schüttung. Große Teile der
Schüttung werden in diesem Bereich nicht benetzt und nehmen somit auch nicht am Stoffaus-
tausch teil. Bei der Pallringschüttung zeigt sich aufgrund des kleineren Dispersionskoeffizienten
dieser Effekt vor allem bei geringen Berieselungsdichten im Kopf der Schüttung deutlicher als bei
der Sattelkörperschüttung. Eine homogene Flüssigkeitsverteilung bzw. eine annähernd gleichmä-
ßige Durchmischung der Flüssigkeit in der Schüttung kann im Fall der untersuchten Sattelkörper
deutlich früher realisiert werden als bei den eingesetzten Pallringen. Durch die verstärkte Durch-
strömung des Kernbereichs der Schüttung verschieben sich die Flanken der Flüssigkeitsverteilung
nach innen. Gleichzeitig findet dabei jedoch auch Dispersion in die Randbereiche statt. Diese
Bachbildung ist bei den untersuchten Sattelkörpern deutlich stärker ausgeprägt als bei der Pall-
ringschüttung, was wiederum auf die Form und Benetzbarkeit der Füllkörper zurückzuführen ist.
Die Leistungsfähigkeit von Schüttungen ist folglich entscheidend abhängig von der Art und Be-
schaffenheit des Füllkörpers und der Flüssigkeitsverteilung im Kopf der Schüttung.
Seite 104

Abb. 6-34 Flüssigkeitsverteilung - Pallring Pallringschüttung
(u=3m³/m²h, 11 Berieselungsöffnungen) .
Abb. 6-34 und Abb. 6-35 zeigen die Flüssigkeitsverteilung in einer Pallringschüttung bei unte unter-
schiedlichen Berieselungsdichten im Kopf der Schüttung von 3m³/m²h und 5 m³/m²h. Es wird deut-
lich, dass eine Erhöhung der Berieselungsdichte keinen signifikanten Unterschied im Strömungs-
bild der Schüttung ergibt. Weitere Vergleiche der Flüssigkeitsverteilung bei unterschiedli
unterschiedlichen Be-
rieselungsdichten selungsdichten im Kopf der Schüttung zeigen ähnliche Verläufe wie die dargestellten Berec Berech-
nungsergebnisse.
Abb. 6-35 Flüssigkeitsverteilung - Pallringschüttung
(u=5m³/m²h, 11 Berieselungsöffnungen).
Seite 105

7 Geometrische Auslegung Sorptionseinheit
7.1 Konstantes Volumen Sorptionseinheit
Durch die in Kapitel 6 erfolgte Modellierung des Wärme- und Stoffaustausches in Füllkörperschüt-
tungen bei Phasenführung im Kreuzstrom und deren Validierung kann die Auslegung von Sorpti-
onseinheiten entsprechend den Anforderungen des Stoffaustauschapparats besser erfolgen. Die
Geometrien der Komponenten können variabel verändert werden, die Randbedingungen entspre-
chend variiert werden und die resultierenden Auswirkungen ermittelt und verglichen werden.
Im Folgenden werden verschiedene Geometrien der Sorptionseinheiten bestehend aus einer PP-
Pallringschüttung und einer Novalox-Sattelkörperschüttung hinsichtlich ihres Entfeuchtungspoten-
zials und den Austrittstemperaturen der Prozessluft und Salzlösung untersucht. Die Simulations-
rechnungen werden bei vier verschiedenen geometrischen Formen der Sorptionseinheit mit glei-
chem Volumen durchgeführt. Aus den verschiedenen geometrischen Konstruktionen ergeben sich
bei gleichem Volumen dabei unterschiedliche Anströmgeschwindigkeiten und Berieselungsdichten
der Sorptionseinheit.
Anhand der Untersuchungsergebnisse wird eine geeignete Geometrie für die Konstruktion der
Sorptionseinheit, die in Kombination mit der in Kapitel 8.1 entwickelten Trocknungseinheit betrie-
ben werden soll, ausgewählt. Die Simulationen wurden für einen Absorptionsprozess mit einer
wässrigen Lithiumchloridlösung durchgeführt. Der für die Konvektionstrocknung optimale Volumen-
strom liegt zwischen 0,5 m/s bis 1 m/s, was einem Gesamtvolumenstrom bei den Abmessungen
der konstruierten Trocknungseinheit von ca. 750 m³/h bis 1500 m³/h entspricht. Die für die Simula-
tion notwendigen Randbedingungen können Tab. 7-1 entnommen werden:
Größe Wert Einheit
Temperatur Prozessluft tLP,E 30 [°C]
Rel. Feuchte Prozessluft ϕLP,E 75 [%]
Temperatur Salzlösung tSL,E 30 [°C]
Konzentration Salzlösung ξSL,E 41 [%]
Berieselungsdichte Salzlösung u 2,5 ; 5 ; 10 und 20 [m³/m²h]
Anströmgeschwindigkeit Prozessluft v 0,7 und 0,9 [m/s]
Sattelkörper Pallring
Stoffaustauschfläche a 255 350 [m²]
hydraulischer Durchmesser dh 0,011 0,01 [m]
Füllkörperfaktor F 52 138 [ - ]
Tab. 7-1 Randbedingungen Simulation Absorptionsprozess.
Seite 106

Kapitel 7.1.2 zeigt die Simulationsergebnisse der Austrittsgrößen der untersuchten Geometrien und
Füllkörperschüttungen, wie die Entfeuchtungsmenge der Prozessluft sowie die Temperaturen der
Prozessluft und der Salzlösung nach der Sorptionseinheit. In Kapitel 7.1.1 sind die Simulationser-
gebnisse der Temperaturprofile bzw. Entfeuchtungsmengen über den gesamten Querschnitt der
Sorptionseinheit einer PP-Pallringschüttung dargestellt. Tab. 7-2 zeigt eine Übersicht der unter-
suchten Geometrien.
Abmessungen
Sorptionseinheit
Tiefe 0,6 m
Höhe 0,6 m
Breite 0,3 m
Tiefe 0,3m
Höhe 0,6 m
Breite 0,6 m
Tiefe 0,6m
Höhe 0,3 m
Breite 0,6 m
Tiefe 0,6 m
Höhe 0,4 m
Breite 0,45 m
Randbedingungen Systemskizze
Volumenstrom Luft 500 und 1500 m³/h
(entspricht einer Anströmgeschwindigkeit von 0,8 und
2,3 m/s)
Berieselungsdichte 5 und 20 m³/m²h
(entspricht einem Lösungsvolumenstrom von 900 und
3600 l/h)
Volumenstrom Luft 500 und 1500 m³/h
(entspricht einer Anströmgeschwindigkeit von 0,4 und
1,2 m/s)
Berieselungsdichte 5 und 20 m³/m²h
(entspricht einem Lösungsvolumenstrom von 900 und
3600 l/h)
Volumenstrom Luft 500 und 1500 m³/h
(entspricht einer Anströmgeschwindigkeit von 0,8 und
2,3 m/s)
Berieselungsdichte 5 und 20 m³/m²h
(entspricht einem Lösungsvolumenstrom von 1800 und
7200 l/h)
Volumenstrom Luft 500 und 1500 m³/h
(entspricht einer Anströmgeschwindigkeit von 0,8 und
2,3 m/s)
Berieselungsdichte 5 und 20 m³/m²h
(entspricht einem Lösungsvolumenstrom von 1350 und
5400 l/h)
Tab. 7-2 Abmessungen Sorptionseinheiten.
1
2
3
4
Seite 107

7.1.1 Temperatur- und Entfeuchtungsprofile der Sorptionseinheiten
Abmessungen Sorptionseinheit Tiefe 0,6 – Höhe 0,6 – Breite 0,3 m – Geometrie 1
Abb. 7-1 Temperatur Prozessluft
500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-4 Entfeuchtungsbreite
500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-7 Temperatur Salzlösung
500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-2 Temperatur Prozessluft
1500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-5 Entfeuchtungsbreite
1500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-8 Temperatur Salzlösung
1500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-3 Temperatur Prozessluft
1500 m³/h – 20m³/m²h
Abb. 7-6 Entfeuchtungsbreite :
1500 m³/h – 20m³/m²h
Abb. 7-9 Temperatur Salzlösung
1500 m³/h – 20m³/m²h
Seite 108

Abmessungen Sorptionseinheit Tiefe 0,3 – Höhe 0,6 – Breite 0,6 m – Geometrie 2
Abb. 7-10 Temperatur Prozessluft
500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-13 Entfeuchtungsbreite
500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-16 Temperatur Salzlösung
500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-11 Temperatur Prozessluft
1500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-14 Entfeuchtungsbreite
1500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-17 Temperatur Salzlösung
1500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-12 Temperatur Prozessluft
1500 m³/h – 20m³/m²h
Abb. 7-15 Entfeuchtungsbreite :
1500 m³/h – 20m³/m²h
Abb. 7-18 Temperatur Salzlösung
1500 m³/h – 20m³/m²h
Seite 109

Abmessungen Sorptionseinheit Tiefe 0,6 – Höhe 0,3 – Breite 0,6 m– Geometrie 3
Abb. 7-19 Temperatur Prozessluft
500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-22 Entfeuchtungsbreite
500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-25 Temperatur Salzlösung
500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-20 Temperatur Prozessluft
1500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-23 Entfeuchtungsbreite
1500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-26 Temperatur Salzlösung
1500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-21 Temperatur Prozessluft
1500 m³/h – 20m³/m²h
Abb. 7-24 Entfeuchtungsbreite :
1500 m³/h – 20m³/m²h
Abb. 7-27 Temperatur Salzlösung
Abmessungen Sorptionseinheit Tiefe 0,6 – Höhe 0,4 – Breite 0,45 m – Geometrie 4
1500 m³/h – 20m³/m²h
Abb. 7-28 Temperatur Prozessluft 500 m³/h – Abb. 7-29 Temperatur Prozessluft 1500 m³/h Abb. 7-30 Temperatur Prozessluft 1500 m³/h
20m³/m²h
Seite 110

Abb. 7-31 Entfeuchtungsbreite
500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-34 Temperatur Salzlösung
500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-32 Entfeuchtungsbreite
1500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-35 Temperatur Salzlösung
1500 m³/h – 5m³/m²h
Abb. 7-33 Entfeuchtungsbreite :
1500 m³/h – 20m³/m²h
Abb. 7-36 Temperatur Salzlösung
1500 m³/h – 20m³/m²h
7.1.2 Prozesstemperaturen und Entfeuchtungspotenziale der Sorptionseinheit
Temperatur Luft nach Sorptionseinheit [°C]
34,0
33,5
33,0
32,5
32,0
31,5
31,0
30,5
30,0
Simulationsergebnisse - Temperatur Luft nach Sorptionseinheit
Volumenstrom 1500 [m³/h] Volumenstrom 1000 [m³/h] Volumenstrom 500 [m³/h]
2,5 5 10 20 2,5 5 10 20 2,5 5 10 20
Berieselungsdichte [m³/m²h]
Temperatur Prozessluft Austritt 06 * 06 * 03 SK Temperatur Prozessluft Austritt 03 * 06 * 06 SK
Temperatur Prozessluft Austritt 06 * 03 * 06 SK Temperatur Prozessluft Austritt 06 * 04 * 045 SK
Temperatur Prozessluft Austritt 06 * 06 * 03 PR Temperatur Prozessluft Austritt 03 * 06 * 06 PR
Temperatur Prozessluft Austritt 06 * 03 * 06 PR Temperatur Prozessluft Austritt 06 * 04 * 045 PR
Abb. 7-37 Simulationsergebnisse Temperatur Prozessluft - Absorptionsprozess LiCl.
Seite 111

Temperatur Lösung nach Sorptionseinheit [°C]
Abb. 7-38 Simulationsergebnisse Temperatur Salzlösung - Absorptionsprozess LiCl.
Entfeuchtungsmenge Luft nach Sorptionseinheit [°C]
39
38
37
36
35
34
33
32
31
30
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Simulationsergebnisse - Temperatur Lösung nach Sorptionseinheit
Volumenstrom 1500 [m³/h] Volumenstrom 1000 [m³/h] Volumenstrom 500 [m³/h]
2,5 5 10 20 2,5 5 10 20 2,5 5 10 20
Berieselungsdichte [m³/m²h]
Temperatur Lösung Austritt 06 * 06 * 03 SK Temperatur Lösung Austritt 03 * 06 * 06 SK
Temperatur Lösung Austritt 06 * 03 * 06 SK Temperatur Lösung Austritt 06 * 04 * 045 SK
Temperatur Lösung Austritt 06 * 06 * 03 PR Temperatur Lösung Austritt 03 * 06 * 06 PR
Temperatur Lösung Austritt 06 * 03 * 06 PR Temperatur Lösung Austritt 06 * 04 * 045 PR
Simulationsergebnisse - Entfeuchtungsmenge Prozessluft
Volumenstrom 1500 [m³/h] Volumenstrom 1000 [m³/h] Volumenstrom 500 [m³/h]
2,5 5 10 20 2,5 5 10 20 2,5 5 10 20
Berieselungsdichte [m³/m²h]
Ent- Befeuchtungsmenge 06 * 06 * 03 SK Ent- Befeuchtungsmenge 03 * 06 * 06 SK
Ent- Befeuchtungsmenge 06 * 03 * 06 SK Ent- Befeuchtungsmenge 06 * 04 * 045 SK
Ent- Befeuchtungsmenge 06 * 06 * 03 PR Ent- Befeuchtungsmenge 03 * 06 * 06 PR
Ent- Befeuchtungsmenge 06 * 03 * 06 PR Ent- Befeuchtungsmenge 06 * 04 * 045 PR
Abb. 7-39 Simulationsergebnisse Entfeuchtungsmenge Prozessluft - Absorptionsprozess LiCl.
Seite 112

7.1.3 Diskussion Simulationsergebnisse
Anhand der in Abb. 7-39 dargestellten Simulationsergebnisse der Entfeuchtungsmengen der Pro-
zessluft wird deutlich, dass sowohl eine Erhöhung der Berieslungsdichte als auch eine Erhöhung
des Volumenstroms zu einer deutlichen Steigerung des Entfeuchtungspotenzials führt, unabhängig
von der untersuchten geometrischen Form der Sorptionseinheit. Ebenso spielt die Art des Füllkör-
pertyps keine bedeutende Rolle hinsichtlich der zu erwartenden Entfeuchtungsmengen der Pro-
zessluft. Das Entfeuchtungspotenzial der Formen 1,3 und 4 zeigt annähernd die gleichen Berech-
nungsergebnisse bei den verschiedenen Randbedingungen der Prozessluft und Salzlösung auf,
lediglich die geometrische Form 2 liegt insgesamt ca. 2 g/kg unter dem Entfeuchtungspotenzial der
anderen Formen. Bei einem Nennvolumenstrom von 1000 m³/h liegen die simulierten Entfeuch-
tungsmengen bei ca. 8 g/kg bei einer Berieslungsdichte von 2,5 m³/m²h und bei 10 g/kg bei einer
doppelt so hohen Berieselungsdichte von 5 m³/m²h. Bei einer Berieselungsdichte von 10 m³/m²h
bzw. 20 m³/m²h kann einem kg Prozessluft 12 g bzw. 13 g Wasser entzogen werden.
Je höher die Berieselungsdichte der Salzlösung desto geringer sind die zu erzielenden Austritts-
temperaturen der Prozessluft der untersuchten geometrischen Formen. Bei steigenden Volumen-
strömen der Prozessluft hingegen sind höhere Austrittstemperaturen der Prozessluft zu erwarten.
Es kann festgestellt werden, dass bei der geometrischen Form 1 sowohl bei den untersuchten Sat-
telkörpern als auch den Pallringe die höchsten Austrittstemperaturen der Prozessluft zu erwarten
sind. Diese liegen bei einem Volumenstrom der Prozessluft von 1500 m³/h und einer Berieselungs-
dichte von 2,5 m³/m²h bei ca. 34 °C. Im relevanten Bereich von V=1000 m³/h liegen die ermittelten
Austrittstemperaturen der Prozessluft bei 31,5 °C bis 32 °C bei einer Berieselungsdichte von
20 m³/m²h und bis zu 33,8°C bei einer Berieselungsdichte von 2,5 m³/m²h.
Die Simulationsergebnisse der Austrittstemperatur der Salzlösung zeigen bei beiden untersuchten
Füllkörperschüttungen sehr ähnliche Verläufe auf. Die geometrischen Formen 1 und 2 weisen
ebenfalls dieselbe Tendenz bei unterschiedlichen Volumenströmen der Prozessluft und Beriese-
lungsdichten der Salzlösung auf. Die höchste Temperaturerhöhung der Salzlösung ist bei hohen
Volumenströmen der Prozessluft und bei kleinen Berieselungsdichten der Salzlösung zu erkennen.
Die Temperaturerhöhung der Salzlösung ist im Vergleich zu der Temperaturerhöhung der Prozess-
luft dabei stärker ausgeprägt bei steigenden Berieselungsdichten der Salzlösung.
Im relevanten Bereich von V=1000 m³/h beträgt die Austrittstemperatur der Salzlösung zwischen
35 °C und 37,5 °C bei einer Berieselungsdichte von 2,5 m³/m²h und lediglich zwischen 31 °C und
32 °C bei einer Berieselungsdichte von 20 m³/m²h.
Anhand der Simulationsergebnisse des Entfeuchtungspotenzials und der Austrittstemperaturen der
Prozessluft und der Salzlösung nach der Sorptionseinheit stellt sich die geometrische Form 3 als
die geeignetste Konstruktion einer Sorptionseinheit für den kombinierten Betrieb mit einer Konvek-
tionstrocknungsanlage heraus. Sie besitzt ein ähnlich hohes Sorptionspotenzial wie die Formen 1
und 4, die zu erwartende Temperatur der Salzlösung am Austritt der Sorptionseinheit ist jedoch am
geringsten bei den untersuchten Konstruktionen. Dies bietet bei einem Betrieb der Anlage, in dem
Seite 113

die Salzlösung kontinuierlich im Umlauf durch die Sorptionseinheit geführt wird, den Vorteil, dass
das Entfeuchtungspotenzial für einen längeren Zeitraum auf einem höheren Niveau liegt aufgrund
der höheren Dampfdruckdifferenz zwischen der Salzlösung und der Prozessluft.
Der Aufbau und die Konstruktionszeichnungen der entwickelten Konvektionstrocknungsanlage, der
konstruierten Flüssigsorptionseinheit und der konzipierten Luftkonditionierungsanlage für den Be-
trieb der entwickelten Luftentfeuchtungskomponenten kann folgendem Kapitel entnommen werden.
Seite 114

8 Flüssigsorptionstrocknungsanlage
8.1 Trocknungseinheit
8.1.1 Konstruktion Trocknungseinheit
In Zusammenarbeit mit dem gewerblichen Partner global suntec wurde im Rahmen des For-
schungsvorhabens eine Konvektionstrocknungsanlage konzipiert, die sowohl in Kombination mit
einer Flüssigsorptionsanlage betrieben werden kann als auch als reiner solarer Konvektionstrock-
ner eingesetzt werden kann. Die Anlage wurde in Kastenbauform als Hordentrockner mit integrier-
tem Kollektor entwickelt und besitzt insgesamt 10 Trocknungsebenen. Abb. 8-1 zeigt eine System-
skizze der entwickelten Trocknungsanlage.
Abb. 8-1 Systemskizze Konvektionstrocknungsanlage.
Um die Wärmeverluste an die Umgebung möglichst gering zu halten, besteht das Gehäuse der
Trocknungsanlage aus Aluminiumsandwichelementen mit einem 25 mm dicken PU-Kern. Die An-
lage verfügt über eine Gesamtladekapazität von ca. 100 kg und besitzt eine Gesamttrocknungsflä-
che von ca. 16 m². Abb. 8-2 zeigt eine Abbildung der konstruierten Konvektionstrocknungsanlage.
Seite 115

Abb. 8-2 konstruierte Konvektionstrocknungsanlage.
Die einzelnen Trocknungshorden bzw. Trocknungsgitter der Anlage wurden aus lebensmittelechten
Materialien gefertigt. Das Trocknungssystem besitzt eine Gesamtlänge von ca. 2,70 m und eine
Höhe bzw. Breite von ca. 1,30 m.
Abb. 8-3 Trocknungskammer Konvektionstrocknungsanlage.
Seite 116

8.1.2 Strömungstechnische Gestaltung Trocknungsanlage
Beim Betrieb der Anlage als reiner Solartrockner wird dabei die Außenluft über einen Ventilator
über den Luftkollektor geführt. Je nach eingestellter gewünschter Trocknungstemperatur kann über
einen zweiten Ventilator in der Mischkammer zusätzlich Außenluft zugeführt werden. Im mittleren
Teil der Anlage befindet sich die eigentliche Trocknungskammer des Systems, die in zehn Ebenen
aufgeteilt ist. Über ein Verteilelement das auf den einzelnen Trocknungsebenen den jeweiligen
Strömungsverhältnissen angepasste Öffnungsquerschnitte besitzt wird die Trocknungsluft gleich-
mäßig auf die einzelnen Trocknungsebenen verteilt und das zu trockenende Gut überströmt. Die
Ausblasöffnung der Trocknungsanlage befindet sich in der letzten Kammer der entwickelten Anla-
ge. Die befeuchtete und abgekühlte Trocknungsluft sammelt sich nach dem Überströmen der ein-
zelnen Trocknungshorden in der Ausblaskammer und verlässt im unteren Bereich der Ausblas-
kammer die Trocknungsanlage.
Abb. 8-4 Schemaskizze Luftführung Konvektionstrocknungsanlage.
Im Vergleich zu herkömmlichen Hordentrocknern bietet diese Art der Luftführung, die in Abb. 8-4
dargestellt ist, den Vorteil, dass der Trocknungsluftvolumenstrom nicht über die gesamte Trock-
nungsfläche geführt wird. Bei herkömmlichen Hordentrocknungsanlagen besteht die Gefahr, dass
sich die Trocknungsluft noch während des Überströmens vollständig mit Wasserdampf aus den zu
trocknenden Lebensmitteln belädt und sich bereits in der Trocknungskammer ein Gleichgewichts-
zustand zwischen dem Trocknungsgut und der Trocknungsluft einstellt, was zu einem ungleichmä-
ßigen Trocknungsergebnis sowie zu einer längeren Trocknungsdauer führen kann und ein Um-
schichten des Trockenguts während des Trockenprozess nach sich zieht.
Beim Betrieb der Anlage mit einer Flüssigsorptionseinheit zur Luftentfeuchtung kann die Außenluft
vor dem Eintritt in die Flüssigsorptionseinheit ebenfalls zunächst über den integrierten Luftkollektor
Seite 117

geführt werden. Durch diese Vorerwärmung der Prozessluft kann das Absorptionspotenzial der
Flüssigsorptionseinheit zusätzlich gesteigert werden.
8.1.3 Konstruktionszeichnung Trocknungsanlage
Abb. 8-5 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit – 3d-Modell.
Abb. 8-6 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit
– Ansicht vorne.
Abb. 8-8 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit
– Ansicht links.
Abb. 8-7 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit
– Ansicht rechts
Abb. 8-9 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit
– Ansicht hinten
Seite 118

Abb. 8-10 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit – 3d-Modelle.
Abb. 8-11 Konstruktionszeichnung Trocknungseinheit – Schnitt .
Seite 119

8.2 Sorptionseinheit
8.2.1 Konstruktion Sorptionseinheit und Aufbau Sorptionsprüfstand
Anhand der in Kapitel 7.1 gewonnenen Simulationsergebnisse wurde im Folgenden eine Sorpti-
onseinheit konstruiert, die in Kombination mit einer Konvektionsanlage betrieben werden soll. In
der entwickelten Entfeuchtereinheit der Flüssigsorptionstrocknungsanlage wird die Salzlösung im
Kreuzstrom zu der konditionierten Luft geführt. Aufgrund der hohen Korrosivität der Salzlösung
wurden alle Bauteile die in direktem Kontakt mit der Salzlösung stehen aus korrosionsbeständigem
Acrylglas gefertigt. Die Rohrverbindungen und das Verteilsystem der Salzlösung bestehen aus
Polyvinylchlorid. Die Entfeuchtungseinheit besitzt eine Länge von 1010 mm, eine Höhe von
600 mm und eine Breite von 600 mm. Sie besteht aus drei Kammern, der Einblaskammer, der
eigentlichen Entfeuchtungskammer, in der sich die Füllkörperschüttung aus Pallringen befindet und
der Ausblaskammer. Die konditionierte Luft durchströmt horizontal die Entfeuchtereinheit und
kommt in der mittleren Kammer in Kontakt mit der wässrigen Salzlösung.
Abb. 8-12 Prüfstand Sorptionseinheit.
Der Flüssigkeitstransport erfolgt über eine mehrstufige Kreiselpumpe, die über einen Frequenzum-
richter stufenlos einstellbar ist. Die Salzlösung wird vor dem Eintritt in die Entfeuchtereinheit aus
einem Solefass durch einen mit Heiz-/Kühlwasser durchströmten Rohrplattenwärmetauscher aus
PP gepumpt und auf die gewünschte Temperatur erhitzt bzw. gekühlt.
Seite 120

Über zwei Öffnungen im oberen Teil der Entfeuchtungskammer wird die temperierte Salzlösung in
eine Verteilkammer gepumpt, die von der Einblaskammer durch eine Acrylglasplatte abgetrennt ist.
Diese besitzt über der gesamten Fläche der Füllkörperschüttung Öffnungen mit einem Durchmes-
ser von 2 mm in einem symmetrischen Raster. Da die Entfeuchtereinheit für den Einsatz in einer
Flüssigsorptionstrocknungsanlage konzipiert wurde, können keine Flüssigkeitsverteilsysteme wie
z.B. Düsen verwendet werden, die die Gefahr von Tropfenmitriss durch den Luftstrom aufweisen,
da Flüssigkeitstropfen bzw. Aerosole eine Beschädigung nachfolgender Anlagenteile in Form von
Korrosion hervorrufen würde und Ablagerungen von Aerosolen auf dem Trockengut zu Gesund-
heitsschäden führen könnten.
Abb. 8-13 Absorptionseinheit Flüssigsorptionstrocknungsanlage .
Beim Austreten der Salzlösungen aus den Öffnungen der Verteilkammer gelangt diese sofort in
Kontakt mit dem Füllkörpermaterial. Um sicherzustellen, das keine Tropfen mitgerissen werden,
wurde die Füllkörperschüttung länger als die Berieselungsfläche vorgesehen und zusätzlich ein
Tropfenabscheider aus einem PP-Drahtgestrick in der Ausblaskammer der Entfeuchtereinheit inte-
griert. Durch den Einsatz des oben beschriebenen Verteilsystems und der kurzen Verweildauer der
Salzlösung ohne Füllkörperkontakt wird verhindert, dass Flüssigkeitstropfen über die Luft mitgeris-
sen werden, und es kann eine gleichmäßige Verteilung der Salzlösung über der Füllkörperschüt-
tung erzielt werden.
Seite 121

8.2.2 Konstruktionszeichnung Sorptionseinheit
Abb. 8-14 Konstruktionszeichnung Sorptionseinheit – 3d-Modell.
Abb. 8-15 Konstruktionszeichnung Sorptionseinheit – Ansicht vorne. Abb. 8-16 Konstruktionszeichnung Sorptionseinheit – Ansicht Seite
Seite 122

8.3 Luftkonditionierungsanlage
8.3.1 Konstruktion Luftkonditionierungsanlage
Für den Flüssigsorptionsprüfstand wurde eine Luftkonditionierungsanlage konzipiert, die es ermög-
licht unterschiedliche Luftzustände zu erzeugen. Die aus Aluminiumsandwichelementen gefertigte
Anlage besteht aus vier übereinanderstehenden Kammern. Die Luft wird mit Hilfe eines Radialge-
bläses zunächst über einen mit Kühlwasser durchströmten Rippenrohrwärmeüberträger und einen
elektrischen Lufterhitzer geführt. Über einen Rieselbefeuchter und ein nachgeschaltetes elektri-
sches Heizregister wird die Außenluft dann auf den geforderten Wassergehalt befeuchtet und tem-
periert. Die einzelnen Komponenten der Luftkonditionierungsanlage können individuell geregelt
werden und beliebige Luftbedingungen bis zu einem Volumenstrom von ca. 1500m³/h eingestellt
werden. In Abb. 8-17 sind die Luftführung sowie die Sensorpositionen für die Steuerung der Luft-
konditionierungsanlage in einer Systemskizze dargestellt.
Konditionierte
Prozessluft nach
Heizregister 2
Prozessluft
nach
Heizregister 1
Abb. 8-17 Systemskizze Luftkonditionierung.
Aussenluft
Prozessluft
nach
Befeuchter
Prozessluft
nach Kühler
(Entfeuchter)
Seite 123

8.3.2 Konstruktionszeichnung Luftkonditionierung
Radialgebläse
Abb. 8-18 Konstruktionszeichnung Luftkonditionierung– 3d-Modell.
Heiz-
register
Befeuchter
Heiz-
register
Kühler
(Entfeuchter)
Seite 124

Abb. 8-19 konstruierte Luftkonditionierungsanlage .
Seite 125

8.4 System- und Messtechnik Gesamtanlage
8.4.1 Messtechnik Gesamtanlage
Zur messtechnischen Untersuchung der Entfeuchtereinheit und der Trocknungsanlage wurde das
gesamte System mit Sensoren ausgestattet, die mittels eines Datenloggers erfasst werden und
über eine auf LabView basierende programmierte Oberfläche visualisiert werden. Dabei wurden
mehrere Feuchte- und Temperatursensoren zur manuellen Regelung der einzelnen Komponenten
in die Luftkonditionierungsanlage eingebaut. Nach der Luftbehandlungsanlage wurde der Luftvolu-
menstrom messtechnisch über einen Druckdifferenzsensor erfasst.
Die Temperaturen und Feuchten der Luft sowie die Temperaturen der Salzlösung des Sorptions-
prüfstands wurden jeweils vor und nach der Entfeuchtereinheit gemessen. Zusätzlich wurden noch
der Massenstrom und die Konzentration der Salzlösung vor der Sorptionseinheit bestimmt.
In dem Trocknungsprüfstand wurden jeweils vor und nach der Trocknungsanlage Feuchte- und
Temperatursensoren angebracht. Um ein Temperaturprofil der Trocknungskammer erstellen zu
können wurden jeweils am Eintritt und am Austritt der Trocknungskammer auf den einzelnen
Trocknungsebenen Temperatursensoren installiert. In Abb. 8-26 und Abb. 8-27 sind die jeweiligen
Fühlerpositionen des Trocknungsprüfstands und des Sorptionsprüfstands in einer Systemskizze
dargestellt.
8.4.1.1 Messgeräte
In Tab. 8-1 sind die verwendeten Messgeräte des Sorptions- und Trocknungsprüfstands detailliert
beschrieben.
Volumenstrommessung Luft
Druckdifferenzsensor und
differenzdruckgeber Typ MFS und
Micaflex
Firma Micatrone
Messbereich 0-200Pa
Messgenauigkeit ± 3 %
Abb. 8-20 Druckdifferenzsensor MFS. Abb. 8-21 Differenzdruckgeber MicaFlex PFT.
Seite 126

Volumenstrommessung Salzlösung
Magnetisch induktiver
Durchflußmesser Typ MIK-5NA
Firma Kobold
Messbereich: 5-100l/min
Messgenauigkeit: ± 2 %
Temperaturmessung und
Feuchtemessung Luft
PT100 Platin Temperatursensoren
und kapazitiver
Feuchtesensormodul Typ CGM2/5
Firma Galltec+mela
Messbereich:
Temperatur: 0-150°C
Feuchtigkeit: 0-100 %r.F.
Messgenauigkeit:
Temperatur: Toleranzklasse 1/3 DIN
Rel. Feuchte: +-2% bei 5-95%r.F.
Temperaturmessung Lösung
PT100 Kabeltemperaturfühler Typ
KT/E
Firma fuehlersysteme
Messbereich: -50 – 250 °C
Messgenauigkeit: Toleranzklasse A
Abb. 8-22 magnetisch induktiver Durchflußmesser MIK-5NA.
Abb. 8-23 Pt-100 Widerstandthermometer und Feuchtigkeits-Sensormodul CGM2/5.
Abb. 8-24 Kabeltemperaturfühler KT/E.
Seite 127

Dichtemessung Salzlösung
Biegeschwinger – Dichtetransmitter
Typ L-Dens 313
Firma Anton Paar
Messbereich: 0,5-2,0 g/cm³
Messgenauigkeit: 0,001g/cm³
Abb. 8-25 Dichtetransmitter L-Dens 313.
Tab. 8-1 Messgeräte Sorptions- und Trocknungsprüfstand.
8.4.1.2 Messstellenbezeichnung / Messstellenskizze
In Abb. 8-26 und Abb. 8-27 sind alle Messstellen des Sorptionsprüfstands und der Trocknungsein-
heit dargestellt. Tab. 8-2 beinhaltet die Messtellennummerierungen und Messstellenbezeichnungen
der Flüssigsorptionstrocknungsanlage.
V 1
ϑ 1
ϕ 1
ϑ 10
ϑ 11
Abb. 8-26 Systemskizze – Messstellen Trocknungseinheit.
ϑ 2
ϑ 3
ϑ 4
ϑ 5
ϑ 6
ϑ 7
ϑ 8
ϑ 9
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
ϑ 12
ϕ 2
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
ϑ 13
ϑ 14
ϑ 15
ϑ 16
ϑ 17
ϑ 18
ϑ 19
ϑ 20
ϑ 21
ϑ 22
ϑ 23
ϕ 3
Seite 128

V 1
ϑ 24
ϕ 4
Abb. 8-27 Systemskizze – Messstellen Sorptionsprüfstand.
Messtellennummerierung in
Abb. 8-26 und Abb. 8-27
ϑ 26
ϑ 27
Messstellenbezeichung Einheit
Messwert
ϑ1 Temperatur Luft vor Trocknungseinheit [°C]
ϕ1 Rel. Feuchte Luft vor Trocknungseinheit [%]
ϑ2 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 1 [°C]
ϑ3 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 2 [°C]
ϑ4 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 3 [°C]
ϑ5 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 4 [°C]
ϑ6 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 5 [°C]
ϑ7 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 6 [°C]
ϑ8 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 7 [°C]
ϑ9 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 8 [°C]
ϑ10 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 9 [°C]
ϑ11 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 10 [°C]
ϑ12 Temperatur Luft Mitte Trocknungskammer [°C]
ϕ2 Rel. Feuchte Luft Mitte Trocknungskammer [%]
ϑ13 Temperatur Abluft Trocknungsebene 1 [°C]
ϑ14 Temperatur Abluft Trocknungsebene 2 [°C]
ϑ15 Temperatur Abluft Trocknungsebene 3 [°C]
ϑ16 Temperatur Abluft Trocknungsebene 4 [°C]
ϑ17 Temperatur Abluft Trocknungsebene 5 [°C]
ϑ18 Temperatur Abluft Trocknungsebene 6 [°C]
ϑ19 Temperatur Abluft Trocknungsebene 7 [°C]
ϑ20 Temperatur Abluft Trocknungsebene 8 [°C]
ϑ21 Temperatur Abluft Trocknungsebene 9 [°C]
ϑ22 Temperatur Abluft Trocknungsebene 10 [°C]
ϑ23 Temperatur Abluft Trocknungskammer [°C]
ϕ3 Rel. Feuchte Abluft Trocknungskammer [%]
ϑ24 Temperatur Luft vor Sorptionseinheit [°C]
ρ 1
ϑ 30
V 2
ϑ 25
ϕ 5
ϑ 29
ϑ 28
Seite 129

ϕ4 Rel. Feuchte Luft vor Sorptionseinheit [%]
ϑ25 Temperatur Luft nach Sorptionseinheit [°C]
ϕ5 Rel. Feuchte Luft nach Sorptionseinheit [%]
ϑ26 Temperatur Lösung vor Sorptionseinheit [°C]
ϑ27 Temperatur Lösung nach Sorptionseinheit [°C]
ϑ28 Temperatur Lösung vor Wärmetauscher [°C]
ϑ29 Temperatur Lösung nach Wärmetauscher [°C]
ϑ30 Temperatur Lösung vor Dichtetransmitter [°C]
V1 Volumenstrom Luft [m³/h]
V2 Volumenstrom Lösung vor Sorptionseinheit [l/h]
ρ1 Dichte Lösung vor Sorptionseinheit [kg/m³]
Tab. 8-2 Messstellenbezeichnungen.
8.4.1.3 Messdatenerfassung
Die Signale der Sensoren werden mit einem Datenlogger des Typs 34970 A der Firma Hewlett
Packard erfasst und über eine RS 232 Schnittstelle an einen PC übertragen. Ein auf LabView ba-
sierendes Messdatenerfassungsprogramm zeichnet die Messdaten alle 5 Sekunden auf und spei-
chert die gemittelten Werte. Die erfassten Messwerte werden direkt in LabView über ein Blockdia-
gramm ausgelesen. Alle für die Versuchsdurchführung relevanten Größen wie z.B. die Anströmge-
schwindigkeit der Prozessluft und die Konzentration der Salzlösung werden über programmierte
Berechnungsknoten und Iterationsschleifen ermittelt und über ein Frontpanel in LabView visuali-
siert (Abb. 8-28 und Abb. 8-29).
Abb. 8-28 Blockdiagramm in LabView –
Sorptionseinheit.
Abb. 8-29 Blockdiagramm in LabView –
Trocknungseinheit.
8.4.2 Systemtechnik Luftkonditionierung und Sorptionseinheit
In Tab. 8-3 sind die Systemkomponenten der Luftkonditionierungsanlage und des Sorptions- und
Trocknungsprüfstandes detailliert beschrieben.
Seite 130

Radial Gebläse :CE 9-090/D2,
Firma Fischbach.
Einseitig saugendes Compact-Gebläse mit Laufrädern
die durch eine scheibenanker-Motor angetrieben werden.
Luftmenge: max. 6255 m³/h
Elektro-Lufterwärmer Typ: L10 bzw. L15;
Firma Engels.
Elektro-Lufterhitzer in niedertemperaturausführung
Leistung: 12 bzw. 30 kW
Temperiergerät Typ: BT 6 WT,
Firma Braun
Wärmeträger: Wasser
Heizleistung: max 6 kW
Kühlleistung: 8 kW
Abb. 8-30 Radial-Gebläse.
Abb. 8-31 Lufterhitzer.
Abb. 8-32 Temperiergerät.
Seite 131

Befeuchtungseinheit,
Wärmeübertragerkassette aus dünnen parallel
angeordneten Aluminiumplatten mit Besprühvorrichtung.
Horizontale mehrstufige Kreiselpumpe Ebara Mat-
rix 5-3T,
Firma BSO Pumpentechnik
230/400 V Edelstahl-Druckwasserpumpe, für mäßig
aggresive Medien
Max. Förderleistung: 130 l/min.
Kunststoff-Wärmetauscher, Typ: RPL-PE-RT,
Firma Calorplast.
Rohrplattenwärmetauscher für korrosive Medien aus PP.
Rohrplattenpakete mit integrierten Rohrebenen und einer
Austauschfläche von 1,6 m².
Abb. 8-33 Luftbefeuchter.
Abb. 8-34 Kreiselpumpe Ebara Matrix.
Abb. 8-35 Wärmetauscher RLP.
Tab. 8-3: Systemkomponeten Sorptions- und Luftkonditionierungsprüfstand.
Seite 132

8.5 Messergebnisse
Zur Analyse der Entfeuchtungsbreiten der entwickelten Sorptionseinheit wurden zunächst mehrere
Messreihen bei unterschiedlichen Berieselungsdichten der Salzlösung durchgeführt. Die Randbe-
dingungen der Prozessluft und der Salzlösung am Eintritt in die Sorptionseinheit wurden dabei mit
Hilfe der Luftkonditionierungsanlage luftseitig und mittels eines Temperiergerätes lösungsseitig
konstant geregelt. Weiterhin wurde der Absorptionsprozess bei konstanten Lufteintrittsbedingun-
gen und einem zirkulierenden Solemassenstroms in einer Langzeitmessung untersucht. Die Unter-
suchungsergebnisse des Absorptionspotenzials bei verschiedenen Berieselungsdichten der Sorp-
tionseinheit sowie des Entfeuchtungspotenzials der mit einer LiCl-Lösung berieselten Pallringschüt-
tung bei einem kontinuierlich umlaufenden Solemassenstrom kann Kapitel 8.5.1 entnommen wer-
den. Abb. 8-36 bis Abb. 8-37 zeigen das in LabView programmierte Messdatenerfassungssystem
der messtechnischen Untersuchung der Sorptionseinheit.
Abb. 8-36 Frontpanel in LabView –Systemskizze –
Sorptionseinheit.
Abb. 8-37 Frontpanel in LabView –Messverlauf
Sorptionseinheit..
Zur Analyse der Strömungsverhältnisse und Temperaturverteilung der Konvektionstrocknungsan-
lage wurden zunächst verschiedene Temperaturprofile der Trocknungskammer erstellt. Zur Unter-
suchung des Entfeuchtungspotenzials der Trocknungsanlage wurden weiterhin mehrere Verduns-
tungsmessreihen durchgeführt. Die einzelnen Trocknungshorden wurden hierfür mit Wasser ge-
tränkten Schaumstoffmatten belegt und unter konstanten Randbedingungen der Zuluft mehrere
Stunden getrocknet. Die verdunstete Wassermenge wurde messtechnisch erfasst und ein Ent-
feuchtungsprofil der Trocknungskammer erstellt. Abschließend wurde ein Vergleich der Verduns-
tungsleistung der Trocknungsanlage bei unterschiedlichen Zuluftbedingungen durchgeführt. Die
Ergebnisse des Entfeuchtungspotenzials der Konvektionstrocknungsanlage sowie die ermittelten
Temperaturprofile der Trocknungskammer können Kapitel 8.5.2 entnommen werden. Abb. 8-38
und Abb. 8-39 zeigen das in LabView programmierte Messdatenerfassungssystem der messtech-
nischen Untersuchung der Trocknungsanlage.
Seite 133

Abb. 8-38 Frontpanel in LabView –Systemskizze
Trocknungseinheit.
8.5.1 Messergebnisse Sorptionseinheit
8.5.1.1 Absorptionsprozess – konstante Randbedingungen
Abb. 8-39 Frontpanel in LabView –Messverlauf
Trocknungseinheit.
Im Folgenden sind die Untersuchungsergebnisse des Absorptionsprozess der konstruierten Sorpti-
onseinheit dargestellt. Es wurde jeweils das Entfeuchtungspotenzials der Prozessluft bei einem
Volumenstrom von 1000m³/h und drei verschieden Berieselungsdichten von 2, 4 und 6m³/m²h un-
tersucht. Abb. 8-40 bis Abb. 8-42 zeigen die Messergebnisse der Entfeuchtungsbreiten der Pro-
zessluft sowie der Temperaturen der Prozessluft und Salzlösung nach der Sorptionseinheit.
Die Randbedingungen der Prozessluft und der Salzlösung zur Leistungsbestimmung der Sorpti-
onseinheit kann Tab. 8-4 entnommen werden.
Parameter Größe Einheit
Zulufttemperatur 30 °C
Relative Feuchte Zuluft 75 %
Absolute Feuchte Zuluft 20,3 g/kg
Lösungskonzentration: 41 %
Lösungstemperatur 30 °C
Tab. 8-4 Randbedingungen Prozessluft und Salzlösung – Absorptionsprozess.
Seite 134

Entfeuchtngsbreite [g/kg]
15
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
1 2
2 m³/m²h - 1000m³/h
Entfeuchtungsbreiten Luft - LiCl -TLösung 30°C
Abb. 8-40 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl 30°C .
Temperatur Lösung [°C]
38,0
37,5
37,0
36,5
36,0
35,5
35,0
34,5
34,0
33,5
33,0
32,5
32,0
Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit - LiCl -TLösung 30°C
1 2
2 m³/m²h - 1000m³/h
3 4 5 6
Berieselungsdichte [m³/m²h]
4 m³/m²h - 1000m³/h 6 m³/m²h - 1000m³/h
3 4 5 6 7
Berieselungsdichte [m³/m²h]
4 m³/m²h - 1000m³/h 6 m³/m²h - 1000m³/h
Abb. 8-41 Temperatur Lösung nach Sorptionseinheit - LiCl 30°C .
7
Seite 135

Temperatur Luft [°C]
Abb. 8-42 Temperatur Luft nach Sorptionseinheit - LiCl 30°C .
8.5.1.2 Diskussion Absorptionsprozess – konstante Randbedingungen
In Abb. 8-40 sind die Untersuchungsergebnisse des Entfeuchtungspotenzials der Prozessluft der
entwickelten Sorptionseinheit bei konstanten Zuluft- und Salzlösungsbedingungen dargestellt. Aus
dem Diagramm wird deutlich, dass durch eine Erhöhung der Berieselungsdichte der Sorptionsei Sorptionsein-
heit die Entfeuchtungsbreite der Prozessluft deutlich gesteigert werden kann. Die Dies ist auf eine bes-
sere Flüssigkeitsbenetzung ng der Füllkörperschüttung bei steigenden Berieselungsdichten und de der
damit verbundenen größeren effektiven Stoffaustauschflächen sowie einemm
besseren Stoffaus-
tausch zwischen den beiden Phasen zurückzuführen. Weiterhin führen höhere Massenströme des
Sorptionsmittels zu einer geringeren Temperaturhöhung der Salzlösung beim Durchströmen der
Sorptionseinheit, wodurch höhere Entfeuchtungsbreiten der Prozessluft bei zunehmender Beries Beriese-
lungsdichte erzielt werden können können.
Die gemessenen Entfeuchtungsbreiten der Prozessluft bei einer Berieselung der Sorptionseinheit
mit einer 41 %igen wässrigen Lithiumchloridlösung und einer Lösungstemperatur von 30 °C liegen
abhängig von der Berieselungsdichte in der untersuchten Sorptionseinheit zwi zwischen 8,5 g/kg und
11,6 g/kg.
36,0
35,5
35,0
34,5
34,0
33,5
33,0
32,5
32,0
Temperatur Luft nach Absorptionseinheit - LiCl -TLösung 30°C
1 2
2 m³/m²h - 1000m³/h
3 4 5 6 7
Berieselungsdichte [m³/m²h]
4 m³/m²h - 1000m³/h 6 m³/m²h - 1000m³/h
Die gemessenen Austrittstemperaturen der Prozessluft und der Salzlösungen nach der Sorption Sorptions-
einheit (siehe Abb. 8-41 und Abb. 8-42) sinken mit zunehmender Berieselungsdichte der Schüt-
tung. Dies ist, wie bereits erwähnt erwähnt, auf den höheren Massenstrom der Salzlösung bei steigenden
Berieselungsdichten zurückzuführen
rückzuführen. Aufgrund der geringeren Temperaturerhöhung der Salzlö-
sung bei höheren Berieselungsdich
Berieselungsdichten en kann eine höhere Dampfdruckdifferenz zwischen der Sal Salz-
Seite 136

lösung und der Prozessluft erreicht werden, wodurch ein effektiverer Stoffaustausch zwischen den
beiden Phasen erzielt werden kann.
Die ermittelte Temperaturerhöhung der Prozessluft bei einer Berieslung der Sorptionseinheit mit
einer wässrigen Lithiumchloridlösung beträgt ca. 5,5 K bei einer Eintrittstemperatur der Prozessluft
von 30 °C und einer Berieselungsdichte der Sorptionseinheit von 2m³/m²h. Eine Erhöhung der
Berieselungsdichte auf 6m³/m²h führt hingegen zu einer Temperaturerhöhung der Prozessluft von
2,5 K am Austritt der Sorptionseinheit.
Der Anstieg der Lösungstemperatur beträgt bei gleichen Randbedingungen der Prozessluft und
einer Berieselungsdichte von 2m³/m²h der Salzlösung bei der untersuchten Füllkörperschüttung
7,3 K. Eine Erhöhung der Berieselungsdichte auf 6m³/m²h führte zu einer Austrittstemperatur der
Salzlösung von 33,1°C, das heißt eine Temperaturerhöhung von nur 3,1 K.
In Tab. 8-5 sind die Untersuchungsergebnisse des Absorptionsprozesses der untersuchten Sorpti-
onseinheit bei einer Berieselung mit einer wässrigen Lithiumchloridlösung bei einer Lösungskon-
zentration von 41% dargestellt.
Salzlösung
Trägermaterial
Temperatur
Lösung
Berieselungsdichte
Lösung
Volumenstro
m Prozessluft
Temperatur Luft nach
Sorptionseinheit
Temperatur Lösung
nach Sorptionseinheit
Entfeuchtungsbreite
°C m³/m²h m/s °C °C g/kg
LiCl
30 2 1000 35,5 37,3 8,5
LiCl
Pallringschüttung
30 4 1000 34,2 35,0 10,3
LiCl 30 6 1000 32,5 33,1 11,6
Tab. 8-5: Messergebnisse – Absorptionsprozess.
Insgesamt konnte bei der Untersuchung der entwickelten Entfeuchtereinheit festgestellt werden,
dass durch eine Erhöhung der Berieselungsdichte der wässrigen Lithiumchloridlösung deutlich
höhere Entfeuchtungspotenziale der Sorptionseinheit erzielt werden können. Die erzielte Entfeuch-
tungsbreite der Prozessluft von 11,6 g/kg bei einer Berieselungsdichte von 6 m³/m²h wird in Kapitel
5.4.1 las Randbedingungen der Trocknungszuluft für die Untersuchung des Entfeuchtungspotenzi-
als der Konvektionstrocknungsanlage angesetzt.
8.5.1.3 Absorptionsprozess Langzeitmessung
Folgende Abbildungen zeigen das Entfeuchtungspotenzial der Sorptionseinheit bei einem ständi-
gen Umlauf der Salzlösung. Die Eintrittskonditionen der Prozessluft wurden dabei konstant gehal-
ten, der Luftvolumenstrom betrug bei der Untersuchung des Entfeuchtungspotenzials 1000m³/h.
Aufgrund der Untersuchungsergebnisse aus Kapitel 8.5.1.1 wurde die Berieselungsdichte konstant
auf 6m³/m²h begrenzt. Hier zeigten sich die geringste Temperaturerhöhung der Salzlösung nach
der Sorptionseinheit sowie das höchste Entfeuchtungspotenzial der Prozessluft. Abb. 8-40 bis Abb.
8-42 zeigen die Messergebnisse der Langzeituntersuchung der Sorptionseinheit.
Die Randbedingungen der Prozessluft und der Salzlösung zur Leistungsbestimmung der Sorpti-
onseinheit kann Tab. 8-6 entnommen werden.
Seite 137

Parameter Größe Einheit
Zulufttemperatur 30 °C
Relative Feuchte Zuluft 75 %
Absolute Feuchte Zuluft 20,3 g/kg
Lösungskonzentration Start Messung: 40,8 %
Lösungstemperatur Start Messung 30 °C
Tab. 8-6 Randbedingungen Prozessluft und Salzlösung – Absorptionsprozess Langzeitmessung.
Temperatur [°C]
50
48
46
44
42
40
38
36
34
32
30
28
26
24
22
20
Temperatur - rel. Feuchte Sorptionseinheit
0:00:00 0:28:48 0:57:36 1:26:24 1:55:12 2:24:00
Zeit [min]
T(Luft,vor Sorptionseinheit) T(Luft,nach Sorptionseinheit) T(Lösung,vor Sorptionseinheit)
T(Lösung,nach Sorptionseinheit) F(Luft,vor Sorptionseinheit) F(Luft,nach Sorptionseinheit)
Abb. 8-43 Temperaturen und rel. Feuchte Prozessluft – Langzeitmessung.
80
76
72
68
64
60
56
52
48
44
40
36
32
28
24
20
rel. Feuchte [%]
Seite 138

Abb. 8-44 Temperaturen, abs. Feuchte und Entfeuchtungsbreite Prozessluft – Langzeitmessung.
Dampfdruck [Pa]
Temperatur [°C]
50
48
46
44
42
40
38
36
34
32
30
28
3500
3000
2500
2000
1500
1000
500
Temperatur - abs. Feuchte - Entfeuchtungsmenge Sorptionseinheit
0:00:00 0:28:48 0:57:36 1:26:24 1:55:12 2:24:00
Zeit [min]
T(Luft,vor Sorptionseinheit) T(Luft,nach Sorptionseinheit) T(Lösung,vor Sorptionseinheit)
T(Lösung,nach Sorptionseinheit) Fa(Luft,vor Sorptionseinheit) Fa(Luft,nach Sorptionseinheit)
Entfeuchtungsmenge
Dampfdruck - Entfeuchtungsleistung Sorptionseinheit
0:00:00 0:28:48 0:57:36 1:26:24 1:55:12 2:24:00
Zeit [min]
Dampfdruck Luft vorSorptionseinheit Dampfdruck Luft nach Sorptionseinheit
Dampfdruck Lösung nach Sorptionseinheit Dampfdruck Lösung vor Sorptionseinheit
Entfeuchtungsleistung
Abb. 8-45 Dampfdruck Prozessluft und Salzlösung , Entfeuchtungsleistung – Langzeitmessung.
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
14000
12000
10000
8000
6000
4000
2000
0
abs. Feuchte - Entfeuchtungsmenge [g/kg]
Entfeuchtungsleistung [g/h]
Seite 139

Abb. 8-46 Konzentration und Dichte Salzlösung – Langzeitmessung.
Volumensrtrom[m³/h Massenstrom [kg/h]]
Konzentration [%]
41,0
40,5
40,0
39,5
39,0
38,5
38,0
37,5
37,0
3000
2500
2000
1500
1000
500
0
Konzentration - Dichte Sorptionseinheit
0:00:00 0:28:48 0:57:36 1:26:24 1:55:12 2:24:00
Zeit [min]
Abb. 8-47 Volumen- und Massenstrom, Berieselunsdichte, Anströmgeschwindigkeit – Langzeitmessung.
8.5.1.4 Diskussion Absorptionsprozess Langzeitmessung
Bei der Untersuchung des Entfeuchtungspotenzials der Sorptionseinheit bei einem kontinuierlichen
Umlauf der Salzlösung konnte festgestellt werden, dass das Entfeuchtungspotenzials das in Abb.
8-44 dargestellt ist, innerhalb von 30min sehr rasch abfällt. Die erzielte Entfeuchtungsmenge der
1270
1260
1250
1240
1230
1220
1210
1200
1190
K(Lösung,vor Sorptionseinheit) K(Lösung,nach Sorptionseinheit) D(Lösung,vor Sorptionseinheit)
Volumenstrom - Massenstrom - Berieselungsdichte - Anströmgeschwindigkeit
Sorptionseinheit
0:00:00 0:28:48 0:57:36 1:26:24 1:55:12 2:24:00
Zeit [min]
V(Luft) V(Lösung) m(Lösung,vor Sorptionseinheit)
m(Lösung,nach Sorptionseinheit) m(Wasser,vor Sorptionseinheit) m(Wasser,nach Sorptionseinheit)
v(Luft) Berieselungsdichte
7,0
6,0
5,0
4,0
3,0
2,0
1,0
Dichte [kg/m³]
Berieselungsdichte [m³/m²h] Anströmgeschwindigkeit [m/s]
Seite 140

Prozessluft lag zu Beginn der Messung bei ca. 10,7 g/kg. Nach einer Messdauer von 30 min redu-
ziert sich das Entfeuchtungspotenzial um ca. 50 % und liegt bei 5,4 g/kg. Nach einer weiteren
Messdauer von 30min. sinkt die Entfeuchtungsbreite auf ca. 4,3 g/kg ab und reduziert sich in Ver-
lauf der Messung auf ca. 3,8 g/kg nach einer Messdauer von 120 min. Anhand der in Abb. 8-45
dargestellten Dampfdrucklinien der Prozessluft und der Salzlösung wird deutlich wie sich die
Dampfdruckdifferenz und damit die antriebende Kraft für den Stoffübergang zwischen der Prozess-
luft und der Salzlösung während der Messung kontinuierlich verkleinert. Der schnelle Anstieg des
Dampfdruckes der Salzlösung am Eintritt in die Sorptionseinheit, der durch die deutliche Tempera-
turerhöhung der Salzlösung durch die Aufnahme der frei werdenden Absorptionswärme entsteht,
führt zu einer drastischen Reduzierung der Dampfdruckdifferenz zwischen den beiden Phasen und
folglich zu einer Reduzierung des Entfeuchtungspotenzials der Prozessluft. Weiterhin sinkt durch
den Stoffaustausch die Konzentration der Lösung und führt ebenfalls zu einer Erhöhung des
Dampfdruckes der Salzlösung am Eintritt in die Sorptionseinheit und zu einer Reduzierung des
Entfeuchtungspotenzials. Aufgrund des übergehenden Wassermassenstroms von der Prozessluft
auf die Salzlösung sinkt die in Abb. 8-46 dargestellte Konzentration der Salzlösung während der
Messdauer von 120 min von 40,8 % auf ca. 37,5 % ab. Die Austrittstemperatur der Prozessluft
zeigt einen ähnlichen Verlauf wie die Temperaturen der Salzlösung am Eintritt und Austritt der
Sorptionseinheit und steigt im Verlauf der Messung aufgrund der frei werdenden Absorptionswär-
me und der Temperaturerhöhung der Salzlösung auf ca. 43°C an.
Zusammenfassend kann festgestellt werden, dass beim Betrieb der Flüssigsorptionseinheit mit
einem zirkulierenden Salzlösungsmassenstrom nach bereits 30 min das Entfeuchtungspotenzials
um ca. 50% aufgrund der Temperaturerhöhung der Salzlösung und der ansteigenden Lösungskon-
zentration reduziert wird. Vorteilhaft für den Trocknungsprozess der Konvektionstrocknungsanlage
wirkt sich die Temperaturerhöhung der Prozessluft nach der Sorptionseinheit aus. Diese Tempera-
turerhöhung der Prozessluft vor der Trocknungsanlage beschleunigt den Trocknungsprozess und
erhöht die Entfeuchtungsleistung der Trocknungsanlage. Die deutliche Reduzierung der Entfeuch-
tungsbreite der Prozessluft nach der Sorptionseinheit verringert wiederrum die Verdunstungsleis-
tung der Konvektionstrocknungsanlage.
Aufgrund der geringen zur Verfügung stehenden Salzlösungsmenge ist dieser Prozess für den
kombinierten Betrieb mit einer Konvektionstrocknungsanlage nicht geeignet. Durch ein größeres
Salzlösungsvolumen könnte die für den Entfeuchtungsprozess negativ auswirkende Temperaturer-
höhung der Salzlösung reduziert werden und somit die Entfeuchtungsbreite der Prozessluft länger
auf einem höheren Niveau gehalten werden. dies würde bei dem Trocknungsprozess der Konvek-
tionstrocknungsanlage zu einer Reduzierung der Trocknungsdauer und einer höheren Verduns-
tungsleistung der Anlage führen. Dieser Betrieb der Luftentfeuchtungseinheit setzt allerdings einen
großen Solespeicher mit aufkonzentrierter Salzlösung voraus, was mit sehr hohen Investitionskos-
ten verbunden wäre.
Seite 141

8.5.2 Messergebnisse Trocknungseinheit
8.5.2.1 Temperaturprofile Trocknungsanlage
Um ein möglichst gleichmäßiges Trocknungsergebnis auf den einzelnen Trocknungsebenen zu
erzielen, sollten die Strömungsgeschwindigkeiten sowie die Eintrittstemperaturen auf den einzel-
nen Horden ein möglichst homogenes Profil aufweisen.
Das Luftverteilsystem der entwickelten Konvektionstrocknungsanlage, das sich zwischen der Ein-
lass- und der Trocknungskammer befindet, ist mit variablen Luftaustrittsquerschnitten auf den je-
weiligen Ebenen der Anlage versehen (Abb. 8-48).
Diese ermöglichen eine Anpassung der Strömungsgeschwindigkeiten auf den einzelnen Trock-
nungsebenen entsprechend den Strömungs- bzw. Druckverhältnissen in der Trocknungskammer.
Abb. 8-48 Luftverteilsystem Konvektionstrocknungsanlage.
Nachdem die Querschnittsflächen an den optimalen Trocknungsluftvolumenstrom von 1000m³/h
angepasst wurden, wurden zwei Messreihen bei unterschiedlichen Trocknungslufttemperaturen
von 50°C und 30°C durchgeführt. Die Ergebnisse der untersuchten Temperaturprofilmessungen
der Trocknungskammer können Abb. 8-49 und Abb. 8-50 entnommen werden.
Seite 142

Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 1
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 2
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 3
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 4
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 5
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 6
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 7
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 8
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 9
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 10
Abb. 8-49 Temperaturprofil Trocknungsebenen - Temperatur Prozessluft Eintritt 50°C.
Die in Abb. 8-49 dargestellten Messergebnisse der Trocknungslufttemperaturen auf den einzelnen
Trocknungsebenen zeigen bei einer Zulufttemperatur von 50 °C ein sehr homogenes Temperatur-
profil auf. Die gemessenen Absoluttemperaturen auf den einzelnen Trocknungsebenen am Eintritt
der Trocknungskammer liegen zwischen 47,85 °C und 48,25 °C, die max. Abweichung zwischen
den einzelnen Trocknungsebenen beträgt max. 0,38 K.
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 1
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 2
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 3
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 4
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 5
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 6
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 7
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 8
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 9
Temperatur Zuluft
Trocknungsebene 10
Temperaturprofil Trocknungsebenen - Zulufttemperatur 50°C
47,5 47,6 47,7 47,8 47,9 48,0 48,1 48,2 48,3 48,4 48,5
Temperatur [°C]
Temperaturprofil Trocknungsebenen - Zulufttemperatur 30°C
29,5 29,6 29,7 29,8 29,9 30,0 30,1 30,2 30,3 30,4 30,5
Temperatur [°C]
Abb. 8-50 Temperaturprofil Trocknungsebenen - Temperatur Prozessluft Eintritt 30°C.
Seite 143

Bei einer Absenkung der Zulufttemperatur der Konvektionstrocknungsanlage auf 30 °C ist ebenfalls
ein sehr gleichmäßiges Temperaturprofil in der Trocknungskammer zu erkennen. Die Eintrittstem-
peraturen auf den einzelnen Trocknungshorden liegen dabei zwischen 29,70 °C und 30,05 °C. Die
Abweichung der Trocknungslufttemperaturen beträgt bei einer Zulufttemperatur von 30 °C maximal
0,35 K.
8.5.2.2 Entfeuchtungspotenzial - Verdunstungsleistung Trocknungsanlage
Zur Analyse der Verdunstungsleistung der entwickelten Konvektionstrocknungsanlage wurden
zunächst zwei verschiedene Messreihen bei unterschiedlichen Randbedingungen der Trocknungs-
luft durchgeführt. Zur messtechnischen Untersuchung des Entfeuchtungspotenzials der Trock-
nungsanlage wurden die einzelnen Trocknungsebenen mit feinporigen Schaumstoffmatten belegt,
die mit einer definierten Wassermenge beaufschlagt wurden (Abb. 8-51). Die Trocknungsluftbedin-
gungen wurden entsprechend den Untersuchungsergebnissen der Entfeuchtungsbreiten der Pro-
zessluft der entwickelten Sorptionseinheit aus Kapitel 8.5.1 mit Hilfe der Luftkonditionierungsanlage
geregelt. Nach einer Messdauer von jeweils 3 Stunden wurden die Verdunstungsmengen der ein-
zelnen Horden messtechnisch erfasst und mit den Untersuchungsergebnissen einer Referenzmes-
sung bei tropischen klimatischen Luftbedingungen verglichen.
Abb. 8-51 Untersuchung Verdunstungspotenzial Konvektionstrocknungsanlage.
Die messtechnische Untersuchung der Verdunstungsleistung der Konvektionsanlage wurde bei
einem Volumenstrom der Prozessluft von 1000m³/h durchgeführt. Die Luftkonditionen der Refe-
renzmessung entsprechen den in Kapitel 2.3 zu Grunde gelegten Zuluftbedingungen. Ausgehend
von einer Außenlufttemperatur von 30°C und einer relativen Feuchte von 75% sowie einer erforder-
Seite 144

lichen Trocknungslufttemperatur von 50 °C ergeben sich für die Untersuchung der Verdunstungs-
leistung der Konvektionstrocknungsanlage unter tropischen Klimaverhältnissen die in Tab. 8-7
dargestellten Zuluftkonditionen. Zur Analyse des Entfeuchtungspotenzials der Konvektionstrock-
nungsanlage bei einem kombinierten Betrieb mit einer Flüssigsorptionseinheit zur Luftentfeuchtung
der Trocknungszuluft werden die Messergebnisse des Entfeuchtungspotenzials der entwickelten
Sorptionseinheit aus Kapitel 8.5.1.1 herangezogen. Ausgehend von einer Entfeuchtungsbreite der
Prozessluft von 11,6 g/kg und einer ermittelten Temperatur der Prozessluft nach der Sorptionsein-
heit von 32,5 °C, ergeben sich für Untersuchung des Verdunstungspotenzials der Trocknungsanla-
ge bei einer vorherigen Luftentfeuchtung mittels einer Flüssigsorptionseinheit die in Tab. 8-7 dar-
gestellten Zuluftbedingungen.
Referenzmessung – ohne
Sorption
Messung mit Sorption
Zulufttemperatur 50 °C 32,5
Relative Feuchte Zuluft 26 % 28 %
Absolute Feuchte Zuluft 20,3g/kg 8,6 g/kg
Volumenstrom 1000 m³/h 1000 m³/h
Tab. 8-7 Randbedingungen Trocknungsluft – Entfeuchtungspotenzial Konvektionstrocknungsanlage.
Exemplarisch ist in folgender Abbildung der Temperaturverlauf einer Verdunstungsmessreihe bei
einer Trocknungstemperatur von 50 °C dargestellt. Zu Beginn der Messung lagen die Eintrittstem-
peraturen der Trocknungsluft auf den einzelnen Trocknungsebenen bei ca. 48 °C. Nachdem die
einzelnen Horden mit den in Wasser getränkten Schaumstoffmatten belegt wurden sinken die
Temperaturen sowohl am Eintritt als auch am Austritt der Trocknungskammer aufgrund der Ver-
dunstung des Wassers ab. Die Eintrittstemperatur auf den einzelnen Trocknungsebenen betragen
zu Beginn der Messung ca. 42 °C, am Austritt aus der Trocknungskammer ca. 40 °C. Während des
Trocknungsvorgangs steigen die Eintrittstemperaturen sowohl am Eintritt der Trocknungskammer
als auch am Austritt der Trocknungskammer an. Nach einer Messdauer von 3 Stunden betragen
die Austrittstemperaturen auf den einzelnen Trocknungshorden zwischen 43 °C und 45 °C.
Seite 145

Temperatur [°C]
Abb. 8-52 Temperaturen Zuluft und Abluft - Trocknungsprozess ϑzu 50°C –ϕzu 26%.
In Abb. 8-53 bis Abb. 8-54 sind die messtechnisch ermittelten Untersuchungsergebnisse der Ver-
dunstungsleistung der Konvektionstrocknungsanlage dargestellt. Zunächst sind die prozentualen
Verdunstungsmengen (verdunstete Wassermenge zu aufgebrachter Wassermenge) der einzelnen
Trocknungshorden und der gesamten Trocknungskammer dargestellt. Abb. 8-55 bis Abb. 8-56
zeigen die prozentuale Verteilung der Verdunstungsmenge der einzelnen Ebenen bezogen auf die
gesamte messtechnisch ermittelte Verdunstungsmenge.
80%
70%
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0%
51
49
47
45
43
41
39
37
Temperaturen - Konvektionstrocknungsanlage
00:00:00 00:28:48 00:57:36 01:26:24 01:55:12 02:24:00 02:52:48 03:21:36
Zeit [min]
Temperatur Luft vor Trocknungseinheit Temperatur Zuluft Trocknungsebene 1 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 3
Temperatur Zuluft Trocknungsebene 4 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 5 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 6
Temperatur Zuluft Trocknungsebene 7 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 8 Temperatur Zuluft Trocknungsebene 9
Temperatur Zuluft Trocknungsebene 10 Temperatur Luft Mitte Trocknungskammer Temperatur Abluft Trocknungsebene 1
Temperatur Abluft Trocknungsebene 2 Temperatur Abluft Trocknungsebene 3 Temperatur Abluft Trocknungsebene 4
Temperatur Abluft Trocknungsebene 5 Temperatur Abluft Trocknungsebene 6 Temperatur Abluft Trocknungsebene 7
Temperatur Abluft Trocknungsebene 8 Temperatur Abluft Trocknungsebene 9 Temperatur Abluft Trocknungsebene 10
Temperatur Abluft Trocknungskammer Temperatur Zuluft Trocknungsebene 2
Trocknungsprozess unter tropischen Klimabedingungen ohne Sorption
48% 49%
63%
59%
51%
61% 59%59%59% 62%
55%
Abb. 8-53 verdunstete Wassermenge je Trocknungsgitter - Trocknungsprozess ϑzu 50°C –ϕzu 26%.
25%
50%
44%43% 46%
37% 35%
29%
36% 34%
gesamte verdunstete Wassermenge 1a vorne 2a vorne 3a vorne
4a vorne 5a vorne 6a vorne 7a vorne
8a vorne 9a vorne 10a vorne 1b hinten
2b hinten 3b hinten 4b hinten 5b hinten
6b hinten 7b hinten 8b hinten 9b hinten
10b hinten
Seite 146

80%
70%
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0%
38%
44%
42%41%
44% 45%46%47% 46%
44%
42%
Abb. 8-54 verdunstete Wassermenge je Trocknungsgitter - Trocknungsprozess ϑzu 32,5°C –ϕzu 28%.
14%
12%
10%
8%
6%
4%
2%
0%
Trocknungsprozess unter tropischen Klimabedingungen ohne Sorption
Abb. 8-55 verdunstete Wassermenge je Trocknungseben bezogen auf gesamte Verdunstungsmenge -
Trocknungsprozess ϑzu 50°C –ϕzu 26%.
24%
34%
42%
39%
31%
29% 29%
25%
gesamte verdunstete Wassermenge 1a vorne 2a vorne 3a vorne
4a vorne 5a vorne 6a vorne 7a vorne
8a vorne 9a vorne 10a vorne 1b hinten
2b hinten 3b hinten 4b hinten 5b hinten
6b hinten 7b hinten 8b hinten 9b hinten
10b hinten
Trocknungsprozess unter tropischen Klimabedingungen mit Sorption
7,8%
11,4% 11,2%
9,9%
11,2%
10,0% 9,8%
9,3%
10,3%
Ebene 1 Ebene 2 Ebene 3 Ebene 4 Ebene 5 Ebene 6 Ebene 7 Ebene 8 Ebene 9 Ebene 10
9,3%
34%
29%
Seite 147

14%
12%
10%
8%
6%
4%
2%
0%
Trocknungsprozess unter tropischen Klimabedingungen mit Sorption
8,9%
10,0% 10,5%
11,4%
Abb. 8-56 verdunstete Wassermenge je Trocknungseben bezogen auf gesamte Verdunstungsmenge -
Trocknungsprozess ϑzu 32,5°C –ϕzu 28%.
8.5.3 Diskussion Messergebnisse
10,0% 9,9%
Die in Abb. 8-53 bis Abb. 8-54 dargestellte prozentuale Verteilung der verdunsteten Wassermen-
gen der einzelnen Trocknungshorden weisen bei den durchgeführten Messreihen ein sehr homo-
genes Entfeuchtungsprofil in der Trockenkammer der Konvektionstrocknungsanlage auf. Aufgrund
der höheren Trocknungslufttemperatur im vorderen Teil der Trocknungskammer liegen die Ent-
feuchtungsmengen der vorderen Trocknungshorden bei allen Messreihen insgesamt auf einem
höheren Niveau. Die durchschnittliche Verdunstungsmenge liegt im vorderen Teil der Trocknungs-
kammer bei einer Trocknungslufttemperatur von 50°C um ca. 20% höher als auf den hinteren Hor-
den der Trocknungskammer. Bei einer Trocknungslufttemperatur von 32,5°C beträgt der Unter-
schied zwischen dem Entfeuchtungspotenzial der vorderen und hinteren Trocknungshorden etwa
10%. Die Trocknungsluft nimmt beim Überströmen der Trocknungshorden Feuchtigkeit aus den mit
Wasser getränkten Schaumstoffmatten auf und kühlt sich dabei ab. Das für die Verdunstung erfor-
derliche Dampfdruckgefälle zwischen der Trocknungsluft und dem Trockengut wird aufgrund der
Wasseraufnahme der Trocknungsluft reduziert wodurch das Entfeuchtungspotenzial im hinteren
Teil der Trocknungskammer herabgesetzt wird. Die in Abb. 8-55 und Abb. 8-56 dargestellte mess-
technisch ermittelte Verdunstungsmenge auf den einzelnen Ebenen bezogen auf die gesamte ver-
dunstete Wassermenge weist bei beiden durchgeführten Messreihen eine sehr gleichmäßige Ver-
teilung auf. Die maximale Abweichung der prozentualen Verteilung liegt bei ca. 2%, bei den durch-
geführten Messreihen, ausgenommen der obersten Trocknungsebene. Hier zeigt sich bei beiden
Untersuchungen ein geringeres Entfeuchtungspotenzial, das auf die geringere Strömungsge-
9,6%
9,9%
10,3%
Ebene 1 Ebene 2 Ebene 3 Ebene 4 Ebene 5 Ebene 6 Ebene 7 Ebene 8 Ebene 9 Ebene 10
9,5%
Seite 148

schwindigkeit auf der obersten Trocknungshorde zurückzuführen ist. Aus konstruktiven Gründen
der Konvektionstrocknungsanlage ist der Strömungsquerschnitt der obersten Trocknungsebene
größer als bei den darunter liegenden Trocknungsebenen.
Insgesamt wird aus den Abb. 8-53 und Abb. 8-54 deutlich, dass bei einer Trocknung unter tropi-
schen Klimabedingungen und einer Nacherwärmung der Trocknungsluft auf 50°C ein deutlich hö-
heres Entfeuchtungspotenzial der Konvektionstrocknungsanlage im Vergleich zu einer Trocknung
mit vorheriger sorptiver Luftentfeuchtung erreicht werden kann. Bei einer Trocknungslufttemperatur
von 50°C und einer relativen Feuchte von 26% wurden insgesamt 48% der aufgebrachten Was-
sermenge verdunstet. Im Vergleich dazu konnte bei einem Trocknungsprozess mit vorheriger sorp-
tiver Luftentfeuchtung nur 38% der eingebrachten Wassermenge verdunstet werden.
Da es sich bei der in diesem Vorhaben untersuchten sorptiven Luftentfeuchtung um keinen
isenthalpen Prozess handelt und ein Großteil der frei werdenden Absorptionsenergie von der Salz-
lösung in der Sorptionseinheit aufgenommen wird, steigt die Austrittstemperatur der Prozessluft nur
sehr gering an. Ausschlaggebend für den übergehenden Wassermassenstrom in einer Konvekti-
onstrocknungsanlage ist jedoch das Dampfdruckgefälle zwischen der Trocknungsluft und dem
Trocknungsgut bzw. der Flüssigkeitsoberfläche auf dem Trocknungsgut. Der Wasserdampfpartial-
druck der Trocknungsluft sollte folglich möglichst gering sein. Durch eine sorptive Luftentfeuchtung
kann dieser Wasserdampfpartialdruck der Trocknungsluft im Vergleich zu den Luftkonditionen oh-
ne sorptive Luftentfeuchtung um ca. 50% reduziert werden. Weit aus bedeutender ist allerdings der
Wasserdampfsättigungsdruck der Flüssigkeitsoberfläche des Trocknungsguts. Dieser Sättigungs-
dampfdruck ist entscheidend von der Temperatur der Flüssigkeitsoberfläche abhängig. Aufgrund
der deutlich höheren Trocknungslufttemperatur von 50°C wird diese Oberflächentemperatur ange-
hoben und somit auch der Sättigungsdampfdruck an der Flüssigkeitsoberfläche deutlich erhöht.
Diese höhere Erwärmung der Oberflächentemperatur der Flüssigkeit des Trocknungsguts bei einer
Trocknungslufttemperatur von 50°C führt zu einer deutlich höheren Dampfdruckdifferenz zwischen
der Trocknungsluft und der Flüssigkeitsoberfläche des Trocknungsguts. Dementsprechend kann
ein höheres Entfeuchtungspotenzial der Trocknungsanlage unter tropischen Klimabedingungen mit
einer Nacherwärmung der Trocknungsluft auf 50°C als bei einer vorherigen sorptiven Luftentfeuch-
tung und einer daraus resultierenden Trocknungslufttemperatur von 32,5°C erreicht werden.
Aufgrund der gewonnenen Erkenntnisse der Untersuchungen des Verdunstungspotenzials der
Konvektionstrocknungsanlage wurde im Folgenden eine weitere Messreihe mit vorheriger Luftent-
feuchtung der Trocknungsluft von 11,6g/kg und einer nachträglichen Erwärmung der Trocknungs-
zuluft auf 50°C durchgeführt. Die Ergebnisse dieses Verdunstungsversuchs sollen anschließend
mit den Untersuchungen der Referenzmessung verglichen werden. Die Trocknungsluftbedingun-
gen der Referenzmessung sowie der Messreihe mit vorheriger sorptiver Luftentfeuchtung und einer
Nacherwärmung der Trocknungszuluft auf 50°C kann folgender Tabelle entnommen werden.
Seite 149

Referenzmessung – ohne
Sorption
Messung mit Sorption und
Nacherwärmung
Zulufttemperatur 50 °C 50°C
Relative Feuchte Zuluft 26 % 11%
Absolute Feuchte Zuluft 20,3g/kg 8,6 g/kg
Volumenstrom 1000 m³/h 1000 m³/h
Tab. 8-8 Randbedingungen Trocknungsluft – Entfeuchtungspotenzial Konvektionstrocknungsanlage.
In Abb. 8-56 und Abb. 8-57 sind die Untersuchungsergebnisse der Verdunstungsleistung der Kon-
vektionstrocknungsanlage bei einer Trocknungslufttemperatur von 50°C und einer relativen Feuch-
te von 11% dargestellt.
90%
80%
70%
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0%
60% 60%
66%
Trocknungsprozess unter tropischen Klimabedingungen
mit Sorption und Nacherwärmung
76%
75%
73%72%
71%71%
74%
66%
Abb. 8-57 verdunstete Wassermenge je Trocknungsgitter - Trocknungsprozess ϑzu 50°C –ϕzu 11%.
39%
53%
60%61%
50%
46%
48%
gesamte verdunstete Wassermenge 1a vorne 2a vorne 3a vorne
4a vorne 5a vorne 6a vorne 7a vorne
8a vorne 9a vorne 10a vorne 1b hinten
2b hinten 3b hinten 4b hinten 5b hinten
6b hinten 7b hinten 8b hinten 9b hinten
10b hinten
41%
51%
46%
Seite 150

14%
12%
10%
8%
6%
4%
2%
0%
8,3%
Abb. 8-58 verdunstete Wassermenge je Trocknungseben bezogen auf gesamte Verdunstungsmenge -
Trocknungsprozess ϑzu 50°C –ϕzu 11%.
Aus den abgebildeten Messergebnissen der Verdunstungsleistung wird deutlich, dass durch eine
nachträgliche Erwärmung der zuvor entfeuchteten Trocknungsluft von 32,5°C auf 50°C das Ent-
feuchtungspotenzial der Konvektionstrocknungsanlage im Vergleich zu einer Trocknung ohne vor-
herige Luftentfeuchtung deutlich gesteigert werden kann. Die messtechnisch ermittelten Verduns-
tungsmengen der einzelnen Ebenen weisen wie bei den zuvor durchgeführten Messreihen ein sehr
homogenes Profil auf.
Trocknungsprozess unter tropischen Klimabedingungen
mit Sorption und Nacherwärmung
9,9%
11,4% 11,0%
9,8%
10,4% 10,1%
Die gesamte verdunstete Wassermenge die bei der messtechnischen Untersuchung der Verduns-
tungsleistung mit vorheriger sorptiver Luftentfeuchtung und einer Nacherwärmung der Trocknungs-
luft auf 50°C ermittelt wurde, liegt mit 60% deutlich höher im Vergleich zu den Untersuchungser-
gebnissen des Entfeuchtungspotenzials bei tropischen Klimabedingungen. Aufgrund der höheren
Trocknungslufttemperatur und des geringeren absoluten Feuchtegehalts der Trocknungsluft konnte
das Entfeuchtungspotenzial der Trocknungsanlage durch eine vorherige sorptive Luftentfeuchtung
der Trocknungsluft deutlich gesteigert werden. Zur Veranschaulichung der Untersuchungsergeb-
nisse sind in Tab. 8-8 alle Randbedingungen der untersuchten Trocknungsprozesse sowie die
erzielte Steigerung des Entfeuchtungspotenzials der Konvektionstrocknungsanlage bei einer vor-
herigen Entfeuchtung der Trocknungszuluft dargestellt.
9,4%
10,4%
Ebene 1 Ebene 2 Ebene 3 Ebene 4 Ebene 5 Ebene 6 Ebene 7 Ebene 8 Ebene 9 Ebene 10
9,3%
Seite 151

Messreihe
Messung ohne Sorption
(mit Nacherwärmung)
Messung mit Sorption
(mit Nacherwärmung)
Temperatur
Trocknungsluft
Rel. feuchte
Trocknungsluft
Trocknungsdauer
eingebrachteWassermenge
Verdunstete
Wassermenge
Entfeuchtungsbreite
Steigerung
Entfeuchtungspoten
zial
50 °C 26% 3 h 14 kg 6,7 kg 2,07 g/kg -
50°C 11% 3 h 14 kg 8,5 kg 2,55 g/kg 23 %
Tab. 8-9: Verdunstungsmessungen Konvektionstrocknungsanlage – Vergleich mit/ohne Sorption.
Die Messergebnisse aus Tab. 8-8 zeigen, dass durch eine sorptive Luftentfeuchtung mit nachträg-
licher Erwärmung der Trocknungszuluft die Entfeuchtungsbreite der Trocknungsanlage von
2,07g/kg auf 2,55g/kg erhöht werden kann. Dementsprechend kann die Entfeuchtungsleistung der
Konvektionstrocknungsanlage um ca. 23% gesteigert werden und die Trocknungsdauer um 23%
reduziert werden.
Insgesamt konnte bei der Untersuchung des Entfeuchtungspotenzials der Konvektionstrocknungs-
anlage festgestellt werden, dass die Verdunstungsleistung der Trocknungsanlage maßgeblich von
der Trocknungslufttemperatur, aufgrund des höheren Dampfdruckgefälles zwischen der Trock-
nungsluft und der Flüssigkeitsoberfläche des Trocknungsguts abhängt. Eine Reduzierung des ab-
soluten Feuchtegehalts der Prozessluft durch eine vorherige sorptive Luftentfeuchtung führt nicht
zu der gewünschten Erhöhung der Trocknungslufttemperatur da es sich bei dem Prozess der sorp-
tiven Luftentfeuchtung um keinen isenthalpen Prozess handelt.
Durch eine Absenkung des absoluten Feuchtegehalts um 11,6g/kg und einer nachträglichen Anhe-
bung der Trocknungslufttemperatur auf 50°C kann die Verdunstungsleistung der Konvektionstrock-
nungsanlage um 23% gesteigert werden im Vergleich zu einem Trocknungsprozess unter tropi-
schen Klimabedingungen bei einer Trocknungslufttemperatur von 50°C. Die Trocknungsdauer der
Konvektionstrocknungsanlage kann dementsprechend um 23% reduziert und die spezifischen
Trocknungskosten gesenkt werden.
Um eine gesamtenergetische Beurteilung des Trocknungsprozess einer Konvektionstrocknungsan-
lage mit vorheriger sorptiver Luftentfeuchtung durchführen zu können soll abschließend ein Anla-
genkonzept eines kombinierten Betriebes einer Konvektionstrocknungsanlage mit einer Flüssig-
sorptionseinheit entwickelt werden.
Seite 152

9 Anlagenkonzept und energetische Bewertung Gesamtsystem
9.1 Anlagenkonzepte Flüssigsorptionstrocknungsanlage
Der Betrieb einer Konvektionstrocknungsanlage in Kombination mit einer Flüssigsorptionseinheit
zur Luftentfeuchtung kann durch zwei verschiedene Anlagenkonzepte realisiert werden. Zum einen
besteht die Möglichkeit die Luftentfeuchtungseinheit über einen Solespeicher mit einem zirkulie-
renden Salzlösungsmassenstrom zu betreiben. Sobald die erforderliche Entfeuchtungsmenge der
Prozessluft aufgrund des geringeren Stoffaustauschpotenzials, das durch eine Erhöhung der Tem-
peratur und Konzentration der Salzlösung hervorgerufen wird, nicht mehr erreicht werden kann,
muss die verdünnte Salzlösung durch eine aufkonzentrierte Salzlösung ausgetauscht werden.
Hierfür muss die verdünnte Salzlösung parallel in einer Regenerationseinheit wieder auf die erfor-
derliche Salzlösungskonzentration aufbereitet werden. In Abb. 9-1 ist eine Systemskizze dieses
Anlagenkonzepts dargestellt.
Trocknungsabluft
Konvektionstrocknungsanlage
Abb. 9-1 Anlagenkonzept – Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorptionseinheit und Solespeicher .
Der Vorteil dieser Systemvariante ist der unabhängige Betrieb der Absorptions- und Regenerati-
onseinheit, da diese Prozesse parallel oder zeitversetzt stattfinden können. Weiterhin kann durch
dieses Anlagenkonzept bei einem entsprechend großen Solespeicher ein Betrieb der Anlage für
einen bestimmten Zeitraum auch ohne eine Regeneration der Salzlösung stattfinden. Vorausset-
zung hierfür ist allerdings ein großes Salzlösungsvolumen um die Konvektionstrocknungsanlage
über einen längeren Zeitraum betrieben zu können, was erhebliche Investitionskosten für das
Sorptionsmittel zur Folge hat.
Trocknungszuluft Außenluft
Außenluft Abluft
Absorber Desorber
Um eine Reduzierung der Trocknungsdauer um 23 % zu erzielen ist aus den Untersuchungser-
gebnissen der Verdunstungsleistung der Konvektionstrocknungsanlage eine Entfeuchtungsbreite
der Prozessluft von ca. 12 g/kg erforderlich. Diese Entfeuchtungsbreite wurde in der untersuchten
Sorptionseinheit bei einer Eintrittstemperatur der Salzlösung von 30 °C und Berieselungsdichte von
Seite 153

6 m³/m²h erzielt, was einem Salzlösungsvolumenstrom von ca. 2200 l/h entspricht. Um konstante
Trocknungsluftbedingungen über einen längeren Zeitraum, beispielsweise bei einem Trocknungs-
prozess bei Nacht, aufrechtzuerhalten, müsste in diesem Fall ein Solespeicher von mehreren tau-
send Litern zur Verfügung stehen.
Ein weiterer Nachteil dieser Systemvariante sind die sich ständig ändernden Zuluftbedingungen
der Trocknungszuluft bei kleinen Salzlösungsmengen, da sich aufgrund des zirkulierenden Salzlö-
sungsvolumenstroms in der Sorptionseinheit der absolute Feuchtegehalt der Trocknungsluft stetig
erhöht.
Auf Grund der erheblichen Investitionskosten, die für einen ausreichend großen Solespeicher bei
diesem Anlagekonzept entstehen würden, wird diese Systemvariante eines kombinierten Betriebs
einer Konvektionstrocknungsanlage mit einer Flüssigsorptionseinheit nicht weiter betrachtet.
Ein weiteres Anlagenkonzept einer Konvektionstrocknungsanlage in Kombination mit einer Flüs-
sigsorptionseinheit ist in Abb. 9-2 dargestellt. Bei dieser kombinierten Betriebsweise der Trock-
nungsanlage mit einer Flüssigsorptionseinheit findet gleichzeitig zur Entfeuchtung der Trocknungs-
luft im Absorber eine Regeneration der Salzlösung im Desorber statt. Die aus dem Absorber aus-
tretende verdünnte Salzlösung wird dabei zunächst auf das erforderliche Temperaturniveau nach-
erhitzt und direkt in die Regenerationseinheit gepumpt, wo sie im Kreuzstrom zu der aus der
Trocknungsanlage austretenden Abluft geführt und regeneriert wird. Im Vergleich zum Betrieb der
Regenerationseinheit mit Außenluft, bietet die Nutzung der Trocknungsabluft für den Befeuch-
tungsprozess den Vorteil, dass aufgrund der Temperatur und des Feuchtegehalts der Trocknungs-
abluft das Befeuchtungspotenzial des Desorbers gesteigert werden kann und die erforderliche
Temperaturerhöhung der Salzlösung vor dem Regenerator reduziert werden kann. Zudem kann
auf den Einsatz eines weiteren Ventilators für den Betrieb der Regenerationseinheit bei dieser Sys-
temvariante verzichtet werden. Um die im Desorber aufkonzentrierte und erwärmte Salzlösung
dem Absorber wieder zuführen zu können, muss diese wiederum abgekühlt werden um das Ent-
feuchtungspotenzial des Absorbers nicht zu reduzieren. Um die erforderliche Verdunstungsleistung
der Trocknungsanlage zu erzielen und die Trocknungsdauer zu reduzieren muss die im Absorber
entfeuchtete Trocknungszuluft vor dem Eintritt in die Konvektionstrocknungsanlage auf die not-
wendige Trocknungslufttemperatur nacherhitzt werden.
Seite 154

Abb. 9-2 Anlagenkonzept – Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorptionseinheit.
9.2 Befeuchtungspotenzial Regenerationseinheit im kombinierten Betrieb
Um bei dem entwickelten Anlagenkonzept einer Flüssigsorptionstrocknungsanlage mit einem
gleichzeitigen Absorptions- und Regenerationsbetrieb konstante Trocknungsluftbedingungen zu
erzielen, ist es notwendig die Salzlösungskonzentration im Desorber auf die Ausgangskonzentrati-
on der Lösung vor der Absorptionseinheit zu erhöhen. In dem betrachteten Beispiel, bei der ein
Entfeuchtungspotenzial des Absorbers von 11,6 g/kg erzielt wird, muss folglich im Desorber die-
selbe Menge Wasser der Salzlösung entzogen werden. Ausschlaggebend für den Regenerations-
prozess der Salzlösung bzw. das Befeuchtungspotenzial der Regenerationseinheit sind die Ein-
trittstemperatur der Salzlösung sowie die Temperatur der im Kreuzstrom zur Salzlösung geführten
Prozessluft.
Konvektionstrocknungsanlage
befeuchtete
Trocknungsabluft
nacherhitzte
Trocknungszuluft
entfeuchtete Luft
nach Absorber
verdünnte Lösung
nach Absorber
nacherhitzte Lösung
vor Desorber
9.2.1 Messtechnische Untersuchung Regenerationseinheit
Absorber
Desorber
Die Luftkonditionen der Prozessluft für den Regenerationsbetrieb ergeben sich aus dem Entfeuch-
tungspotenzial der Trocknungsanlage bzw. den ermittelten Luftkonditionen der Trocknungsabluft
nach der Konvektionstrocknungsanlage und liegen in dem untersuchten System bei einer Prozess-
lufttemperatur von 43,6°C und einem absoluten Feuchtegehalt von 11,2g/kg.
Außenluft
Zur Analyse des Befeuchtungspotenzials der Regenerationseinheit bzw. der Ermittlung der erfor-
derlichen Salzlösungstemperatur vor dem Regenerator wurden weitere messtechnische Untersu-
chungen durchgeführt. Unter konstanten Prozessluftbedingungen wurde dabei die Eintrittstempera-
tur der Salzlösung variiert und das Befeuchtungspotenzial des Regenerators untersucht. Die
Abluft
konzentrierte Lösung
nach Desorber
gekühlte Lösung
vor Absorber
Seite 155

Randbedingungen der Prozessluft und der Salzlösung zur Ermittlung der erforderlichen Salzl Salzlö-
sungstemperatur vor dem Regenerator kann Tab. 9-1 entnommen werden.
Parameter
Zulufttemperatur
Relative Feuchte Zuluft 20 %
Absolute Feuchte Zuluft 11,2g/kg
Volumenstrom
Konzentration Sazlösung vor Regenerator 40,9%
Tab. 9-1 Randbedingungen Prozessluft und Salzlösung–Befeuchtungspotenzial Befeuchtungspotenzial Regenerator.
Die Ergebnisse der messtechnischen Untersuchung des Befeuchtungspotenzials der Regenerat Regenerati-
onseinheit können Abb. 9-3 bis Abb. 9-5 entnommen werden.
Befeuchtngsbreite [g/kg]
12,4
12,2
12,0
11,8
11,6
11,4
11,2
11,0
10,8
10,6
Größe
43,6 °C
1000 m³/h
Befeuchtungsbreiten Luft - LiCl -Konzentration Lösung 40,9%
58,0 58,5 59,0 59,5 60,0 60,5 61,0 61,5 62,0
Temperatur Lösung vor Sorptionseinheit [°C]
T_Luft 43,6°C - 6 m³/m²h - 1000m³/h - T_Lösung 59,2 59,2°C T_Luft 43,6°C - 6 m³/m²h - 1000m³/h - T_Lösung 59,9°C C
T_Luft 43,6°C - 6 m³/m²h - 1000m³/h - T_Lösung 60,5 60,5°C T_Luft 43,6°C - 6 m³/m²h - 1000m³/h - T_Lösung 60,9°C C
Abb. 9-3 Befeuchtungsbreiten Prozessluft Prozessluft– Regenerationsbetrieb.
Seite 156

Temperatur Lösung [°C]
55,9
55,8
55,7
55,6
55,5
55,4
55,3
55,2
55,1
55,0
Temperatur Lösung nach Sorptionseinheit - LiCl -Konzentration Lösung 40,9%
58,0 58,5 59,0 59,5 60,0 60,5 61,0 61,5 62,0
T_Luft 43,6°C - 6 m³/m²h - 1000m³/h - T_Lösung 59,2 59,2°C T_Luft 43,6°C - 6 m³/m²h - 1000m³/h - T_Lösung 59,9 59,9°C
T_Luft 43,6°C - 6 m³/m²h - 1000m³/h - T_Lösung 60,5 60,5°C T_Luft 43,6°C - 6 m³/m²h - 1000m³/h - T_Lösung 60,9 60,9°C
Abb. 9-4 Temperatur Salzlösung nach Sorptionseinheit
Sorptionseinheit– Regenerationsbetrieb.
Temperatur Luft [°C]
53,6
53,4
53,2
53,0
52,8
52,6
52,4
52,2
Temperatur Lösung vor Sorptionseinheit [°C]
Temperatur Luft nach Sorptionseinheit - LiCl -Konzentration Lösung 40,9%
58,0 58,5 59,0 59,5 60,0 60,5 61,0 61,5 62,0
Temperatur Lösung vor Sorptionseinheit [°C]
T_Luft 43,6°C - 6 m³/m²h - 1000m³/h - T_Lösung 59,2°C T_Luft 43,6°C - 6 m³/m²h - 1000m³/h - T_Lösung 59,9 59,9°C
T_Luft 43,6°C - 6 m³/m²h - 1000m³/h - T_Lösung 60,5°C T_Luft 43,6°C - 6 m³/m²h - 1000m³/h - T_Lösung 60,9 60,9°C
Abb. 9-5 Temperatur Prozessluft nach Sorptionseinheit
Sorptionseinheit– Regenerationsbetrieb.
Seite 157

9.2.2 Diskussion Regenerationsprozess – kombinierter Betrieb
In Abb. 9-3 sind die Ergebnisse des Befeuchtungspotenzials der Prozessluft der untersuchten
Sorptionseinheit bei konstanten Eintrittsbedingungen der Prozessluft und unterschiedlichen Ein-
trittstemperaturen der Salzlösung dargestellt. Aus dem Diagramm wird deutlich, dass durch eine
Erhöhung der Eintrittstemperatur der Salzlösung in die Sorptionseinheit die Befeuchtungsbreite der
Prozessluft deutlich gesteigert werden kann. Dies ist auf einen größeren Dampfdruckunterschied
zwischen der Prozessluft und der Salzlösung und dem damit verbundenen höheren Stoffaustausch
zwischen den beiden Phasen bei steigenden Salzlösungstemperaturen zurückzuführen. Die ge-
messenen Befeuchtungsbreiten der Prozessluft bei einer Berieselung der Sorptionseinheit mit ei-
ner 40,9%igen wässrigen Lithiumchloridlösung liegen abhängig von der Salzlösungstemperatur in
der untersuchten Sorptionseinheit zwischen 10,7 g/kg und 12,3 g/kg. Die Befeuchtungsbreite von
11,6 g/kg, die notwendig ist, um die Konzentration der Salzlösung nach dem Desorber auf die er-
forderliche Ausgangskonzentration vor dem Absorber von 41,1% zu erhöhen, konnte bei einer
Salzlösungstemperatur von 60,5°C erzielt werden.
Die gemessenen Austrittstemperaturen der Prozessluft und der Salzlösung nach der Sorptionsein-
heit (siehe Abb. 9-4 und Abb. 9-5) steigen bei einer zunehmenden Eintrittstemperatur der Salzlö-
sung an. Die ermittelte Temperaturerhöhung der Prozessluft bei einer Berieslung der Sorptionsein-
heit mit einer 40,9%-igen Lithiumchloridlösung beträgt ca. 9,7 K bei einer Eintrittstemperatur der
Prozessluft von 43,6 °C und der ermittelten erforderlichen Salzlösungstemperatur von 60,5°C.
Die messtechnisch ermittelte Austrittstemperatur der Salzlösung nach der Sorptionseinheit liegt bei
55,6°C bei einer erforderlichen Befeuchtungsbreite der Prozessluft von 11,6 g/kg.
In Tab. 8-5 sind die Ergebnisse des Regenerationsprozesses der mit einer 40,9%-igen Lithiumchlo-
ridlösung berieselten Sorptionseinheit, die in Kapitel 9 der energetischen Bewertung des Gesamt-
systems zu Grunde gelegt werden, dargestellt.
Prozessluft vor
Desorber
Salzlösung vor
Desorber
Berieselungsdichte
Lösung
Volumenstrom
Prozessluft
Temperatur
Luft nach
Sorptionseinheit
Temperatur
Lösung nach
Sorptionseinheit
Befeuchtungsbreite
°C - % °C - % m³/m²h m/s °C °C g/kg
43,6°C – 20% 60,5 °C – 40,9% 6 1000 53,3 55,6 11,6
Tab. 9-2: Messergebnisse – Regenerationsprozess.
Anhand der in Tab. 9-2 dargestellten Untersuchungsergebnisse des Regenerationsbetriebs sowie
den Untersuchungsergebnissen des Entfeuchtungsprozesses aus Tab. 8-5 und den Messergeb-
nissen der Verdunstungsleistung der Konvektionstrocknungsanlage aus Tab. 8-9 soll abschließend
in Kapitel 9 eine energetische Bewertung des entwickelten Anlagenkonzepts einer Flüssigsorpti-
onstrocknungsanlage erfolgen.
Seite 158

9.3 Energetische Bewertung und Optimierung Anlagenkonzept
9.3.1 Ermittlung der erforderlichen Heiz- und Kühlleistungen
Um eine energetische Bewertung des entwickelten Anlagenkonzepts durchführen zu können, müs-
sen zunächst die erforderlichen Heiz- bzw. Kühlleistungen der verschiedenen Systemvarianten
ermittelt werden.
Zunächst soll ein Betrieb der Konvektionstrocknungsanlage ohne Flüssigsorptionseinheit, das heißt
ohne eine sorptive Luftentfeuchtung vor der Trocknungsanlage betrachtet werden. In Abb. 9-6 ist
eine Systemskizze dieses Systemvariante dargestellt.
3
Abb. 9-6 Anlagenkonzept Konvektionstrocknungsanlage ohne WRG ohne Flüssigsorption.
Bei dieser konventionellen Betriebsweise der Trocknungsanlage wird Außenluft vom Zustands-
punkt 1 über einen Nachheizregister auf die erforderliche Trocknungslufttemperatur von 50°C er-
wärmt. Die nacherhitzte Trocknungsluft wird vom Zustandspunkt 2 durch die Trocknungsanlage
geführt und durch die Wasserdampfaufnahme aus dem Trocknungsgut auf den zustandspunkt 3
nach der Konvektionstrocknungsanlage gebracht.
Die für die Ermittlung der Heizleistung Qheiz erforderlichen Zustandsgrößen der Prozessluft erfolgt
mit den in Kapitel 4 aufgeführten Berechnungsgleichungen. Die Berechnung der erforderlichen
Leistung für eine Temperaturerhöhung der Trocknungszuluft erfolgt dabei nach folgender Glei-
chung:
Q m *c , ∆T
mit
Konvektionstrocknungsanlage
befeuchtete
Trocknungsabluft
Q
cp,LP
m
= Heizleistung [kW]
nacherhitzte
Trocknungszuluft
= spez. Wärmekapazität Prozessluft [J/kgKs]
= Massenstrom Prozessluft [kg/s]
∆T = Temperaturdifferenz Prozessluft [K]
2
A
Nacherwärmung
Trocknungsluft
1
Außenluft
(9-1)
Seite 159

Die Zustandsgrößen der Prozessluft sowie die Berechnungsergebnisse der erforderlichen Heizleis-
tung kann folgender Tabelle entnommen werden.
1
2
3
A
Zustandsgrößen
Temperatur
Prozessluft
Relative
Feuchte
Prozessluft
Absolute
Feuchte
Prozessluft
Leistung
°C % g/kg kW
Außenluft 30,0 75,0 20,3
Nacherhitzte Trocknungszuluft 50,0 26,0 20,3
Befeuchtete Trocknungsabluft 45,1 36,5 22,4
Heizleistung Trocknungszuluft von 1 2 6,04
Tab. 9-3: Zustandsgrößen Prozessluft und Heizleistung Konvektionstrocknungsanlage ohne Flüssigsorption.
Aus den in Tab. 9-3 dargestellten Berechnungsergebnissen ergibt sich eine benötigte Heizleistung
von ca. 6 kW um die Trocknungsluft auf die erforderliche Trocknungslufttemperatur von 50°C zu
erhöhen. Bei einem Entfeuchtungspotenzial der Trocknungsanlage von 2,07 g/kg Trocknungsluft
ergibt sich eine Austrittstemperatur der Trocknungsabluft von 45,1°C bei einer relativen Feuchte
von 36,5%.
Um einen Vergleich des Leistungsbedarfs der konventionellen Betriebsweise der Konvektionsanla-
ge mit dem entwickelten Anlagenkonzept einer Flüssigsorptionstrocknungsanlage durchführen zu
können, wird im Folgenden eine Leistungsanalyse des entwickelten Anlagenkonzepts einer Kon-
vektionstrocknungsanlage die in Kombination mit einer Flüssigsorptionseinheit betrieben werden
soll erstellt. Bei dieser Systemvariante (Abb. 9-7) muss die aus dem Absorber austretende Trock-
nungsluft ebenfalls nachträglich von 32,5°C auf die erforderliche Trocknungslufttemperatur von
50°C erhitzt werden, da die Temperatur der Prozessluft beim Durchströmen des Absorbers durch
die frei werdende Absorptionswärme auf nur 32,5°C erhöht wird.
Seite 160

Abb. 9-7 Anlagenkonzept Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorption ohne WRG.
Weiterhin muss die aus dem Absorber austretende verdünnte Salzlösung auf die ermittelte erfor-
derliche Salzlösungstemperatur von 60,5°C vor dem Eintritt in den Desorber erhöht werden, um
das erforderliche Befeuchtungspotenzial der Prozessluft bzw. die erforderliche Salzlösungskon-
zentration von 41,1% nach dem Desorber zu erzielen. Da das Temperaturniveau der regenerierten
Salzlösung nach dem Desorber sehr hoch ist, muss diese wiederum vor dem Eintritt in den Absor-
ber auf die erforderliche Ausgangstemperatur von 30°C gekühlt werden. Die Berechnung der benö-
tigten Heizleistung für die Erwärmung der Prozessluft auf die geforderte Trocknungslufttemperatur
und der Salzlösung auf die erforderliche Salzlösungstemperatur vor dem Desorber sowie der Kühl-
leistung die notwendig ist um das Ausgangstemperaturniveau der Salzlösung vor dem Absorber zu
erreichen erfolgt nach folgenden Berechnungsgleichungen. Dabei wird auf die in Kapitel 4 angege-
benen Berechnungsgrundlagen zurückgegriffen.
Q , m *c , ∆T
mit
Q
cp,LP
m
= Heizleistung [kW]
= spez. Wärmekapazität Prozessluft [J/kgKs]
= Massenstrom Prozessluft [kg/s]
∆T = Temperaturdifferenz Prozessluft [K]
Q , m *c , ∆T
mit
Konvektionstrocknungsanlage
befeuchtete
Trocknungsabluft
4
nacherhitzte
Trocknungszuluft
3
entfeuchtete Luft
nach Absorber
A
2
7
verdünnte Lösung
nach Absorber
Absorber
8
nacherhitzte Lösung
vor Desorber
Desorber
9
6
B
Außenluft
Abluft
1
5
konzentrierte Lösung
nach Desorber
6
(9-2)
(9-3)
Seite 161
gekühlte Lösung
vor Absorber
C

Q ,,ü
cp,SL
m
= Heiz- Kühlleistung Salzlösung[kW]
= spez. Wärmekapazität Salzlösung[J/kgKs]
= Massenstrom Salzlösung [kg/s]
∆T = Temperaturdifferenz Sazlösung [K]
Die Zustandsgrößen der Prozessluft und der Salzlösung sowie die Berechnungsergebnisse der
erforderlichen Leistungen, die für eine kombinierten Betrieb einer Konvektionstrocknungsanlage
mit einer Flüssigsorptionseinheit notwendig sind, kann folgender Tabelle entnommen werden.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
A
B
C
Zustandsgrößen
Temperatur
Prozessluft /
Salzlösung
Relative
Feuchte
Prozessluft
Absolute
Feuchte
Prozessluft
KonzentrationSalzlösung
Seite 162
Leistung
°C % g/kg % kW
Außenluft 30,0 75,0 20,3
Entfeuchtete Luft nach Absorber 32,5 28,0 8,6
Nacherhitzte Trocknungszuluft 50,0 11,0 8,6
Befeuchtete Trocknungsabluft 43,6 20,0 11,2
Befeuchtete Luft nach Desorber 53,3 24,7 22,8
Gekühlte Salzösung vor Absorber 30,0 41,1
Verdünnte Salzlösung nach Absorber 33,0 40,9
Erhitzte Salzlösung vor Desorber 60,5 40,9
Konzentrierte Salzlösung nach Desorber 55,6 41,1
Heizleistung Trocknungszuluft von 23 5,6
Heizleistung Salzlösung von 78 56,9
Kühlleistung Salzlösung von 96 52,7
Tab. 9-4: Zustandsgrößen Prozessluft Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorption ohne WRG.
Ein Vergleich der Leistungsanalysen eines konventionellen Konvektionstrocknungsverfahrens mit
einer Flüssigsorptionstrocknungsanlage zeigt, dass bei einer reinen Konvektionstrocknung eine
luftseitige Heizleistung von ca. 6 kW notwendig ist um die erforderliche Trocknungstemperatur von
50°C zu erreichen. Beim Konvektionstrocknungsverfahren mit vorheriger Luftentfeuchtung mittels
einer wässrigen Salzlösung werden ca. 5,6 kW für die luftseitige Nacherwärmung der Trocknungs-
luft benötigt und zusätzlich insgesamt 110kW Heiz- und Kühlleistung für den Betrieb der Sorptions-
einheit. Durch eine vorherige sorptive Entfeuchtung der Trocknungsluft kann in dem betrachteten
Beispiel die Trocknungsdauer zwar um ca. 23 % verringert werden und die erforderliche Heizleis-
tung für die Erwärmung der Trocknungszuluft reduziert werden, jedoch wird zusätzlich eine enorm
hohe Leistung für das Erwärmen und Kühlen der Salzlösung benötigt

Aufgrund der gewonnenen Erkenntnisse aus den aufgestellten Leistungsbilanzen der beiden un-
tersuchten Anlagenkonzepte soll im Folgenden eine systemtechnische Optimierung der Anlagen-
konzepte sowie eine energetische Untersuchung eines Gesamttrocknungsprozesses erfolgen und
das Einsparpotenzial einer Flüssigsorptionstrocknungsanlage im Vergleich zu einer konventionel-
len Konvektionstrocknungsanlage untersucht werden.
9.3.2 Optimierung Anlagenkonzepte und Leistungsanalyse
Das in Abb. 9-7 dargestellt Anlagenkonzepts einer Konvektionstrocknungsanlage die in Kombinati-
on mit einer Flüssigsorptionseinheit betrieben wird, wurde gesamtenergetisch optimiert und mit
einer Wärmerückgewinnungseinheit luftseitig und lösungsseitig ergänzt. Die Anlagenskizze der
optimierten Systemvariante einer Konvektionstrocknungsanlage mit einer Flüssigsorptionseinheit
und integrierten Wärmerückgewinnungssystemen ist in Abb. 9-8 dargestellt.
Konvektionstrocknungsanlage
befeuchtete
Trocknungsabluft
4
Trocknungszuluft
nach WRG
3
Absorber
Desorber
Abb. 9-8 optimiertes Anlagenkonzept Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorption und WRG.
Durch die Integration eines Luft-Luft-Wärmetauschers wird dabei die aus dem Absorber austreten-
de Trocknungsluft durch die im Desorber erhitzte Trocknungsabluft erwärmt. Ausgehend von ei-
nem Wirkungsgrad der luftseitigen Wärmerückgewinnung von 84 % kann dadurch die Trocknungs-
zuluft auf die erforderliche Trocknungslufttemperatur von 50°C erhöht und auf eine nachträgliche
Erwärmung der Trocknungsluft verzichtet werden. Dementsprechend entfällt durch die Optimierung
der Flüssigsorptionstrocknungsanlage die zuvor ermittelte notwendige luftseitige Heizleistung von
5,6 kW. Weiterhin wird in den Flüssigkeitsumlauf der Sorptionseinheiten eine Wärmerückgewin-
nungseinheit vorgesehen. Durch die Integration eines Lösungswärmetauschers zwischen der ab-
sorptions- und Regenerationseinheit kann die aus dem Absorber austretende verdünnte Lösung
Abluft
6
WRG
entfeuchtete Luft
nach Absorber
2
verdünnte Lösung
nach Absorber
erwärmte Lösung
nach WRG 9
nacherhitzte Lösung
vor Desorber
befeuchtete Luft
nach Desorbert
5
8
10
7
B
Außenluft
4
1
12
WRG
7
gekühlte Lösung
vor Absorber
11
C
gekühlte Lösung
nach WRG
konzentrierte Lösung
nach Desorber
Seite 163

durch die aus dem Desorber austretende heiße Lösung vorerwärmt und die erforderliche Heizleis-
tung der armen Lösung reduziert werden. Im Gegenzug kühlt sich die aus dem Desorber austre-
tende aufkonzentrierte Salzlösung durch den Lösungswärmetauscher ab und die erforderliche
Kühlleistung der reichen Lösung wird verringert. Ausgehend von einem Wirkungsgrad von 87% des
Lösungswärmetauschers kann demnach die verdünnte Lösung nach dem Absorber von 33 auf
52,7°C erhöht werden und die heiße reiche Salzlösung nach dem Desorber von 55,6°C auf 36°C
abgekühlt werden. Entsprechend den in Kapitel 9.3.1 aufgestellten Berechnungsgleichungen zur
Ermittlung der Heiz- und Kühlleistungen ergeben sich die in Tab. 9-5 dargestellten Zustandsgrößen
der Prozessluft und der Salzlösung sowie die erforderlichen Heiz- und Kühlleistung für das opti-
mierte Anlagenkonzept einer Flüssigsorptionstrocknungsanlage.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
B
C
Zustandsgrößen
Temperatur
Prozessluft /
Salzlösung
Relative
Feuchte
Prozessluft
Absolute
Feuchte
Prozessluft
KonzentrationSalzlösung
Seite 164
Leistung
°C % g/kg % kW
Außenluft 30,0 75,0 20,3
Entfeuchtete Luft nach Absorber 32,5 28,0 8,6
Trocknungszuluft nach WRG (Wirkungsgrad 84%) 50,0 11,0 8,6
Befeuchtete Trocknungsabluft 43,6 20,0 11,2
Befeuchtete Luft nach Desorber 53,3 24,7 22,8
Abluft nach WRG (Wirkungsgrad 84%) 35,8 60,9 22,8
Gekühlte Salzlösung vor Absorber 30,0 41,1
Verdünnte Salzlösung nach Absorber 33,0 40,9
erwärmte Salzlösung nach WRG (Wirkungsgrad 87%) 52,7 40,9
Erhitzte Salzlösung vor Desorber 60,5 40,9
Konzentrierte Salzlösung nach Desorber 55,6 41,1
gekühlte Salzlösung nach WRG (Wirkungsgrad 87%) 36,0 41,1
Heizleistung Salzlösung von 9 10 16,3
Kühlleistung Salzlösung von 12 7 12,1
Tab. 9-5: Zustandsgrößen Prozessluft Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorption und WRG luftseitig
und lösungsseitig.

Die in Abb. 9-7 dargestellte Ausgangsvariante ohne Flüssigsorptionseinheit wurde ebenfalls opti-
miert. Hierzu ist eine Wärmerückgewinnung mittels eines Luft-Luft-Wärmetauschers integriert, der
die warme Trockungsabluft nutzt, um die Außenluft vorzuwärmen (Abb. 9-9) und dadurch die Heiz-
leistung der Nacherwärmung zu reduzieren.
Abb. 9-9 Anlagenkonzept Konvektionstrocknungsanlage mit WRG ohne Flüssigsorption.
Durch den Einsatz dieses Wärmetauschers mit einer Rückwärmzahl von 84, kann die Außenluft
von 30°C auf 42,7°C erwärmt werden. Um die für den Trocknungsprozess erforderlichen 50°C zu
erreichen wird bei dieser Analgenvariante die dafür notwendige Heizleistung auf 2,3 kW reduziert.
Eine Verkürzung der Trocknungsdauer, wie dies bei der Systemvariante mit Flüssigsorptionseinheit
erreicht wird, ist bei dieser Variante nicht zu bewirken.
1
2
3
4
5
A
Konvektionstrocknungsanlage
befeuchtete
Trocknungsabluft
Zustandsgrößen
4
nacherhitzte
Trocknungszuluft
Temperatur
Prozessluft
Trocknungsluft
nach WRG
Relative
Feuchte
Prozessluft
Absolute
Feuchte
Prozessluft
Leistung
°C % g/kg kW
Außenluft 30,0 75,0 20,3
Trocknungsluft nach WRG (Wirkungsgrad 84%) 42,7 37,7 20,3
Nacherhitzte Trocknungszuluft 50,0 26,0 20,3
Befeuchtete Trocknungsabluft 45,1 36,5 22,37
Abluft nach WRG(Wirkungsgrad 84%) 32,4 72,3 22,37
HeizleistungTrocknungszuluft von 2 3 2,3
Tab. 9-6: Zustandsgrößen Prozessluft Konvektionstrocknungsanlage ohne Flüssigsorption.
3
A
Nacherwärmung
Trocknungsluft
2
Abluft
5
WRG
4
1
Außenluft
Seite 165

9.3.3 Untersuchung des Einsparpotenzials
Ausgehend von einer Gesamttrocknungsmenge von 100 kg und einer Restfeuchte des Trocken-
guts nach dem Trocknungsprozess von 8 % sowie einem Trockenmassenanteil von 10 % ergibt
sich für einen gesamten Trocknungsprozess eine zu verdunstete Wassermenge von 82 kg. Durch
eine sorptive Luftentfeuchtung der Prozessluft vor der Trocknungseinheit kann das Entfeuchtungs-
potenzial der Trocknungsanlage um 23 % erhöht werden. In folgender Tabelle ist ein Vergleich des
ermittelten Energiebedarfs des untersuchten Trocknungsprozess mit und ohne Flüssigsorptions-
einheit dargestellt. Demnach ergibt sich bei einem konventionellen Konvektionstrocknungsverfah-
ren ohne eine luftseitige Wärmerückgewinnung (WRG) ein Gesamtenergiebedarf von 222 kWh für
einen gesamten Trocknungsprozess. Durch den Einsatz einer luftseitigen Wärmerückgewinnungs-
einheit kann das konventionelle Konvektionstrocknungsverfahren optimiert werden und der Ge-
samtenergiebedarf auf 81 kWh reduziert werden. Im Vergleich dazu ergibt sich bei einem Konvek-
tionstrocknungsverfahren mit einer vorherigen sorptiven Luftentfeuchtung und einer luft- und lö-
sungsseitigen Wärmerückgewinnung ein Gesamtenergiebedarf von 841 kWh.
Entfeuchtungsbreite
Prozessluft
VerdunstungsleistungTrocknungsanlage
Trocknungsdauer
bei 82kg Wasser
erforderliche
HeizKühlleistung
GesamtenergiebedarfTrocknungsprozess
g/kg kg/h h kW kWh
Ohne Sorption ohne WRG 2,07 2,38 36,7 6,0 222
Ohne Sorption mit WRG 2,07 2,38 36,7 2,3 81
Mit Sorption und WRG 2,55 2,77 29,6 28,4 841
Mit Sorption und WRG und
WP
2,55 2,77 29,6 2,0 (elektrisch) 59
Tab. 9-7: Zustandsgrößen Prozessluft Konvektionstrocknungsanlage mit Flüssigsorption ohne WRG.
Dieser extrem hohe Energieeinsatz für die Erwärmung der verdünnten Salzlösung und für die Küh-
lung der konzentrierten Salzlösung lässt sich durch den Einsatz einer Wärmepumpe (WP) energe-
tisch erheblich optimieren. Bei der geringen Temperaturdifferenz zwischen der zu kühlenden und
der zu erwärmenden Seite des Lösungskreislaufs, kann für die Wärmepumpe von einer Leistungs-
zahl von mindestens 7 ausgegangen werden. Da hierbei sowohl die Energie auf der
Kondensatorseite als auch die auf der Verdampferseite genutzt wird, ergibt sich somit eine erfor-
derliche elektrische Leistung der Wärmepumpe von etwa 2 kW um die auf der Kondensatorseite
und der Verdampferseite benötigten Leistungen zu erreichen. Aus der reduzierten Trocknungsdau-
er und dem minimierten energetischen Bedarf kann durch dieses Anlagenkonzept der Gesamt-
energiebedarf für einen Trocknungsprozess mit den in Tab. 9-5 angegebenen Zustandsgrößen auf
59 kWh gesenkt werden. Dies entspricht einem energetischen Einsparpotenzial von 73 % gegen-
über der Ausgangsvariante ohne Sorption und ohne Wärmerückgewinnung auf der Prozessluftsei-
Seite 166

te. Auch gegenüber dem Anlagenkonzept mit Wärmerückgewinnung jedoch ohne Sorption lassen
sich mit dem optimierten System nochmal 27 % am Gesamtenergiebedarf einsparen.
Weiteres Optimierungspotenzial bietet die geometrische Konzeption des Absorbers und des Rege-
nerators. Die ursprünglich gewählte geometrische Form (Tab. 7-2, Form 3) wurde auf Grund der
Annahme gewählt einen kontinuierlichen Entfeuchtungsprozess ohne zeitgleiche Regeneration zu
gewährleisten. Hierfür ist deshalb die Geometrie des Absorbers so gewählt worden, dass die Er-
wärmung der Salzlösung so gering wie möglich ist. Bei dem nun optimierten System und der zeit-
gleichen Regeneration, ist die Erwärmung der Salzlösung nach dem Absorber sogar wünschens-
wert und deshalb die Geometrie des Absorbers und des Regenerators der Form 1 der messtech-
nisch untersuchten Form 3 vorzuziehen. Um mit der geometrischen Form 1 eine etwa gleich große
Entfeuchtungsleistung auf der Prozessluftseite zu erzielen, wird im Vergleich zu Form 3, wie in
Kapitel 7.1.3 beschrieben, nur etwa 50 % des Massenstroms auf der Lösungsseite benötigt. Resul-
tierend aus dem geringeren Massenstrom und den lösungsseitig höheren Austrittstemperaturen bei
der Verwendung der geometrischen Form 1 als Absorber- und Regeneratoreinheit, kann somit die
benötigte Energie zur Erwärmung und Kühlung der Salzlösung im Vergleich zu Form 3 nochmals
um etwa 50 % reduziert werden. Somit kann durch eine optimierte geometrische Form des Absor-
bers und des Regenerators der Gesamtenergiebedarf des Anlagenkonzepts auf etwa 30 kWh re-
duziert werden. Dies entspricht einem energetischen Einsparpotenzial von 86 % gegenüber der
Ausgangsvariante.
10 Wirtschaftliche Verwertung
Im Anschluss an das Projekt wird vom wissenschaftlichen Partner global suntec geplant eine opti-
mierte Pilotanlage aufzustellen und sowohl im Labortest, als auch im Feldtest zu erproben. Bei
erfolgreich durchgeführten Feldtests plant global suntec die Auflage einer Kleinserie zum Einsatz in
Entwicklungs- und Schwellenländern für die Erzeugung von Premium-Trockenprodukten im Ge-
würz-, Früchte- und Arzneimittelbereich. Mittelfristig sollen sorptionsunterstützte Trocknungsanla-
gen das Technologie-Portfolio von global suntec ergänzen und so deren Marktposition stärken.
Seite 167

11 Zusammenfassung
Aufgrund von Überproduktion verderben weltweit jährlich Millionen Tonnen von Obst und Gemüse,
speziell in den Regionen der Tropen und Subtropen beträgt der Anteil der marktfähigen landwirt-
schaftlichen Produkte, die nach der Ernte verderben, bis zu siebzig Prozent. Da diese Produkte
aufgrund ihres hohen Wassergehalts nur bedingt lagerungsfähig und transportfähig sind, bietet
sich als Alternative ihre Verarbeitung zu Trockenprodukten an. Eines der ältesten Konservierungs-
verfahren stellt dabei die solare Trocknung bzw. die Trocknung von Lebensmitteln in solarthermi-
schen Konvektionstrocknungsanlagen dar. Bei dieser Art der thermischen Trocknung über- oder
unterströmt die heiße Trocknungsluft das Tocknungsgut und nimmt dabei Feuchtigkeit aus dem
Gut auf und gibt Wärme ab. Die erforderliche Energie zur Verdunstung für die zu verdampfende
Wassermenge muss dabei von der Trocknungsluft aufgebracht werden. Die Trocknungsgeschwin-
digkeit hängt bei diesem Verfahren im Wesentlichen nur von der Temperatur und der relativen
Feuchte der Trocknungsluft bzw. dem Dampfdruckunterschied zwischen der Trocknungsluft und
dem Trocknungsgut sowie dem Stoffübergangskoeffizienten ab. Aufgrund der extremen Klimabe-
dingungen in den Tropen und Subtropen sind Konvektionstrocknungsverfahren jedoch grundsätz-
lich mit Problemen behaftet. Eine hohe Umgebungsluftfeuchte führt bei diesem Trocknungsverfah-
ren zu längeren Trocknungszeiten und damit verbundenen höheren Energiekosten für den Trock-
nungsprozess. Durch eine Absenkung des Feuchtegehalts der Trocknungsluft könnten folglich die
Probleme des Konvektionstrocknungsverfahrens unter tropischen Klimabedingungen reduziert
werden.
Eine Methode zur Luftentfeuchtung stellt dabei das Flüssigsorptionsverfahren mittels wässriger
Salzlösungen dar. Im Rahmen dieser Arbeit wird gezeigt, dass durch eine Kombination einer Kon-
vektionstrocknungsanlage mit einer Flüssigsorptionseinheit zur Luftentfeuchtung einer Steigerung
der Trocknungsleistung sowie eine Verringerung der Trocknungsdauer möglich ist.
Bei der Luftentfeuchtung findet bei Flüssigsorptionssystemen eine physikalische Absorption des
Wasserdampfs der Prozessluft in die wässrige Salzlösung statt. Die für den Stoffübergang des
Wasserdampfs von der Prozessluft auf die Salzlösung notwendige Antriebskraft wird bei hygrosko-
pischen Lösungen durch das Dampfdruckgefälle zwischen dem Partialdruck der Prozessluft und
dem Dampfdruck der Salzlösung erreicht. Die beim Absorptionsprozess frei werdende Absorpti-
onswärme wird dabei von der Prozessluft bzw. der Salzlösung aufgenommen. Da der Wasser-
dampfpartialdruck der Salzlösung von deren Konzentration und Temperatur abhängig ist, wird die
Absorptionsfähigkeit der Salzlösung durch die Aufnahme von Wasserdampf aus der Prozessluft
verringert und das Entfeuchtungspotenzial reduziert. Um die Hygroskopizität der Salzlösung wieder
herzustellen muss ein der Absorption gegenläufiger Prozess, die sogenannte Desorption oder Re-
generation der Salzlösung, stattfinden. Zur Regeneration wird die Salzlösung soweit erwärmt, dass
der Wasserdampfpartialdruck über der Salzlösung größer ist als der Wasserdampfpartialdruck der
mit ihr in Kontakt stehenden Prozessluft. Aufgrund des Dampfdruckgefälles wird von der Prozess-
Seite 168

luft Wasserdampf aus der Salzlösung aufgenommen und dadurch die Konzentration der verdünn-
ten Salzlösung erhöht.
Im Rahmen dieses Vorhabens wurden zwei flüssige hygroskopische Salzlösungen betrachtet, die
zur Luftentfeuchtung in offenen Systemen eingesetzt werden können.
Das Absorptions- bzw. Desorptionsverhalten der eingesetzten wässrigen Lithiumchlorid- und Cal-
ciumchloridlösung wurde in einem Sorptionsprüfstand messtechnisch untersucht und ein Vergleich
der untersuchten wässrigen Salzlösungen hinsichtlich ihres Sorptionspotenzials durchgeführt. Der
entwickelte Stoffaustauschapparat des Sorptionsprüfstandes, der sowohl als Absorptionseinheit als
auch als Regenerator untersucht wurde, ist als Kreuzstromapparat ausgeführt worden. Als Trä-
germaterial des Stoffaustauschapparates wurden zum einen zwei Rieselmatrizen sowie zwei ver-
schiedene Füllkörperschüttungen aus Keramik und Kunststoff eingesetzt und hinsichtlich ihrer Ei-
genschaften als Trägermaterial in Flüssigsorptionseinheiten untersucht. Zur messtechnischen Un-
tersuchung der Sorptionseigenschaften der eingesetzten Salzlösungen und Trägermaterialen wur-
de eine auf LabView basierende Datenerfassung programmiert.
Bei der Analyse des Sorptionspotenzials des Stoffaustauschapparats konnte festgestellt werden,
dass durch den Einsatz einer wässrigen Lithiumchloridlösung als Sorptionsmittel deutlich höhere
Entfeuchtungspotenziale der Sorptionseinheit erzielt werden können. Bei den verschiedenen un-
tersuchten Trägermaterialen zeigte eine glasfaserverstärkte Rieselmatrix das größte Entfeuch-
tungspotenzial der Prozessluft auf. Um einen möglichst effektiven Stoffaustausch erzielen zu kön-
nen erwies sich eine möglichst hohe Berieselungsdichte des Stoffaustauschapparats von Vorteil,
da bei einer Steigerung der Berieselungsstärke die Temperaturerhöhung der Salzlösung beim
Durchströmen der Absorptionseinheit deutlich geringer war und somit eine höhere Dampfdruckdif-
ferenz zwischen Salzlösung und Prozessluft erreicht werden konnte. Die untersuchten Füllkörper-
schüttungen aus Pallringen und Sattelkörpern wiesen im Vergleich zu der untersuchten Matrix et-
was geringere Absorptions- und Regenerationspotenziale auf, jedoch besitzen diese Füllkörper
hinsichtlich ihrer Flexibilität bei der Konstruktion einer geeigneten Sorptionseinheit für den Einsatz
in einer Flüssigsorptionstrocknungsanlage sowie ihrer Stabilität und Lebensdauer weitere Vorteile
gegenüber strukturierten Packungen. Bei der Untersuchung der Sorptionspotenziale konnte fest-
gestellt werden, dass es sich bei dem Absorptionsvorgang um keinen rein isenthalpen Prozess
handelt. Die bei dem Entfeuchtungsprozess frei werdende Absorptionswärme wurde dabei zum
Großteil von der Salzlösung aufgenommen.
In Zusammenarbeit mit dem gewerblichen Partner global suntec wurde im Rahmen des For-
schungsvorhabens eine Konvektionstrocknungsanlage konzipiert, die in Kombination mit einer
Flüssigsorptionsanlage betrieben werden kann. Die konstruierte Anlage verfügt über eine Gesamt-
ladekapazität von ca. 100 kg und besitzt 10 Trocknungsebenen mit einer Gesamttrocknungsfläche
von ca. 16 m². Beim Betrieb der Trocknungsanlage wird die Trocknungsluft über eine Verteilkam-
mer, die den jeweiligen Strömungsverhältnissen angepasste Öffnungsquerschnitte besitzt, gleich-
Seite 169

mäßig auf die einzelnen Trocknungsebenen der Trocknungskammer verteilt. Die Trocknungsluft
über- und unterströmt in der Trocknungskammer das Trocknungsgut und nimmt dabei Feuchtigkeit
aus dem Trocknungsgut auf.
Zur Auslegung und Dimensionierung einer Flüssigsorptionseinheit, die in Kombination mit der ent-
wickelten Konvektionstrocknungsanlage betrieben werden soll, wurde ein Simulationsmodell zur
Berechnung des Wärme- und Stoffübergangs in Füllkörperschüttungen bei Phasenführung im
Kreuzstrom erstellt. Bei der Validierung der Simulationsergebnisse mit den messtechnisch ermittel-
ten Daten des Sorptionsprüfstandes konnte eine sehr gute Übereinstimmung erzielt werden und
die Messergebnisse des Stoffaustauschapparats mit dem numerischen Berechnungsverfahren
realitätsnah nachgebildet werden.
Durch die erfolgte Modellierung des Wärme- und Stoffaustausches in Füllkörperschüttungen bei
Phasenführung im Kreuzstrom konnte entsprechend den Anforderungen des Stoffaustauschappa-
rats eine Auslegung der Sorptionseinheit, die in Kombination mit einer Konvektionstrocknungsan-
lage betrieben werden soll, erfolgen.
Zur Analyse des Entfeuchtungspotenzials der konstruierten Sorptionseinheit wurde eine Luftkondi-
tionierungsanlage konzipiert und konstruiert, die es ermöglicht, unterschiedliche Luftkonditionen zu
erzeugen. Die messtechnische Untersuchung der mit einer wässrigen Lithiumchloridlösung berie-
selten Sorptionseinheit ergab bei den Auslegungsbedingungen eine Entfeuchtungsbreite der Pro-
zessluft von 11,6 g/kg und eine Temperaturerhöhung der Prozessluft nach der Sorptionseinheit von
2,5 K bei einer Berieselungsdichte der Salzlösung von 6 m³/m²h. Auf Grundlage der gewonnenen
Untersuchungsergebnisse der entwickelten Sorptionseinheit wurde die Verdunstungsleistung der
Konvektionstrocknungsanlage bei unterschiedlichen Randbedingungen der Trocknungsluft analy-
siert.
Es konnte festgestellt werden, dass durch eine vorherige Entfeuchtung der Trocknungsluft mit ei-
ner Flüssigsorptionseinheit die Verdunstungsleistung im Vergleich zu einem Trocknungsprozess
ohne sorptive Luftentfeuchtung um 23 % gesteigert werden kann. Aufgrund der höheren Dampf-
druckdifferenz zwischen dem Trocknungsgut und der Trocknungsluft durch eine Absenkung des
absoluten Feuchtegehalts der Trocknungszuluft kann das Befeuchtungspotenzial der Konvektions-
trocknungsanlage deutlich gesteigert werden. Durch die Kombination einer Konvektionstrock-
nungsanlage mit einer Flüssigsorptionseinheit ist es somit möglich die Trocknungsdauer um 23%
zu reduzieren und dadurch die spez. Trocknungskosten zu senken.
Abschließend wurde ein Anlagenkonzept einer Flüssigsorptionstrocknungsanlage entwickelt und
durch einer Leistungsanalyse mit einem konventionellen Konvektionstrocknungsverfahren ohne
sorptive Luftentfeuchtung verglichen. Nach der energetischen Optimierung des entwickelten Anla-
genkonzepts der Flüssigsorptionstrocknungsanlage erfolgten eine energetische Bewertung sowie
die Ermittlung des Einsparpotenzials des Gesamtsystems. Aufgrund der reduzierten Trocknungs-
dauer von 23 % durch den Einsatz einer Flüssigsorptionseinheit und dem minimierten energeti-
schen Bedarf des optimierten Anlagenkonzepts kann der Gesamtenergiebedarf für einen Trock-
nungsprozess von 220 kWh auf 59 kWh gesenkt werden. Dies entspricht einem energetischen
Seite 170

Einsparpotenzial von 73% gegenüber dem konventionellen Konvektionstrocknungsverfahren ohne
Sorption und ohne Wärmerückgewinnung. Auch gegenüber einem optimierten konventionellen
Konvektionstrocknungsverfahren mit Wärmerückgewinnung lassen sich mit dem entwickelten An-
lagenkonzept einer Flüssigsorptionstrocknungsanlage 27% des Gesamtenergiebedarfs einsparen.
Seite 171

12 Literaturverzeichnis
[1] Prof. Dr.-Ing. B. Lohrengel. Physikalisch-chemische Verfahrenstechnik.
[2] Sönke Biel (2002). „Fluiddynamik und Stoffübertragung in Füllkörperschüttungen bei
Führung des Gases und der Flüssigkeit im Kreuzstrom“. Fortschritt-Bericht VDI Reihe
3, Nr. 755, ISBN 3-18-3 75503-3.
[3] M. Conde (2004). „Aqueous solutions of lithium and calcium chlorides: porperty formu-
lations for use in air conditioning equipment design“.
[4] Gerd Grabbert, Ralf Bonitz (1998). „Fluiddynamik bei der Zweiphasenströmung durch
Füllkörper- und Packungskolonnen“. Fortschrittfreiberger forschungshefte, ISBN 3-
86012-064-6.
[5] Frank Elsenheimer (2003). „energetische und exergetische Analyse unterschiedlicher
Regelungsstrategien mit Hilfe von Simulationsrechnungen und deren messtechnische
Validierung bei der sorptionsgestützten Klimatisierung auf Basis wässriger Salzlösun-
gen“. Doktorarbeit.
[6] Jürgen Röben (1997). „Sorptionsgestützte Entfeuchtung mit verschiedenen wässrigen
Salzlösungen“. Doktorarbeit. Shaker Verlag. ISBN 3-8265-3776-9.
[7] W. Klenke (1970). „Zur einheitlichen Beurteilung und Berechnung von Gegenstrom-
und Kreuzstromkühltürmen“. Kältetechnik-Klimatisierung. Jahrgang 22 – Heft10/1970.
[8] Sönke Biel, Fritz Steimle (2003). „Füllkörperschüttungen im Kreuzstrombetrieb“. KI
Luft- und Kältetechnik, 6/2003.
[9] Christian Dietl (1995). „Numerische und experimentelle Untersuchungen zum Trock-
nungsverhalten kapillarporöser, hygroskopischer Stoffe“. VDI Verlag. Fortschrittberich-
te. Reihe 3. Nr. 393.Düsseldorf. ISBN 3-18-339303-4.
[10] Dirk Pietruschka (2004). „Sorptionsgestützte Klimatisierung unter Einsatz flüssiger
Absorbenzien“. Master Thesis. HfT Stuttgart.
[11] Mei Geng Shi, Alfons Mersmann (1984). „Effektive Austauschfläche in Füllkörperko-
lonnen“. Chem.-Ing.-Tech. 56, Nr. 5. Weinheim.
[12] Alfons Mersmann (1986). „Stoffübertragung“. Springer Verlag. Berlin. ISBN 3-540-
15920-7.
[13] Hering Martin Stohrer (1992). „Physik für Ingenieure“. VDI Verlag. Düsseldorf. ISBN
3-18-401227-1.
[14] Michael Poppe (1972). „Wärme- und Stoffübertragung bei der Verdunstungskühlung
im Gegen- und Kreuzstrom“. Dissertation. Hannover.
[15] VDI Wärmeatlas (1988). „Berechnungsblätter für den Wärmeübergang“. VDI Verlag.
Düsseldorf. ISBN-3-18-400760-x
Seite 172

13 Anhang
13.1 Messergebnisse Absorptionsprozess Sorptionseinheit
In Abb. 13-1 sind die Symbole der einzelnen nachfolgend dargestellten Messreihen abgebildet. Die
gefüllten Markierungen entsprechen einer Salzlösungstemperatur von 30 °C, die ungefüllten einer
Temperatur von 40 °C. Bei den Dreiecken betrug die Berieselungsdichte 6 m³/m²h, den Rauten
4 m³/m²h und den Quadraten 2 m³/m²h. Die farbliche Kennzeichnung stellt die unterschiedlichen
Anströmgeschwindigkeiten der Prozessluft dar.
40°C - 6m³/m²h - 0,9m/s 40°C - 4m³/m²h - 0,9m/s 40°C - 2m³/m²h - 0,9m/s
40°C 10 - 6m³/m²h - 0,7m/s 40°C - 4m³/m²h - 0,7m/s 40°C - 2m³/m²h - 0,7m/s
9
8
7
6
5
4
40°C -
3
26m³/m²h
- 0,5m/s 40°C - 4m³/m²h - 0,5m/s 40°C - 2m³/m²h - 0,5m/s
1
0
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Abb. 13-1 Legende Diagramme - Messergebnisse Absorption.
13.1.1 Entfeuchtungsbreiten Prozessluft - LiCl-Lösung
Entfeuchtungsbreite [g/kg]
30°C - 6m³/m²h-0,9m/s 30°C - 4m³/m²h -0,9m/s 30°C - 2m³/m²h- 0,9m/s
30°C - 6m³/m²h - 0,7m/s 30°C - 4m³/m²h -0,7m/s 30°C - 2m³/m²h 0,7m/s
30°C - 6m³/m²h 0,5m/s 30°C - 4m³/m²h 0,5m/s 30°C - 2m³/m²h 0,5m/s
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
Entfeuchtungsbreite Luft - LiCl - Sattelkörperschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Abb. 13-2 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl - SK. Abb. 13-3 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl – PR.
Entfeuchtungsbreite [g/kg]
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
Entfeuchtungsbreite Luft - LiCl - Pallringschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Seite 173

Entfeuchtungsbreite [g/kg]
Abb. 13-4 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl – GM. Abb. 13-5 Entfeuchtungsbreiten Luft – LiCl – KP.
13.1.2 Entfeuchtungsbreiten Prozessluft - CaCl2-Lösung
Entfeuchtungsbreite [g/kg]
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Abb. 13-6 Entfeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 - SK. Abb. 13-7 Entfeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 – PR.
Entfeuchtungsbreite [g/kg]
15
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12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
15
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11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
Entfeuchtungsbreite Luft - LiCl - Glasdek-Matrix
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Entfeuchtungsbreite Luft - CaCl - Sattelkörperschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Entfeuchtungsbreite Luft - CaCl - Glasdekmatrix
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Abb. 13-8 Entfeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 – GM. Abb. 13-9 Entfeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 – KP.
Entfeuchtungsbreite [g/kg]
Entfeuchtungsbreite [g/kg]
Entfeuchtungsbreite [g/kg]
14
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10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
15
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13
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9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
15
14
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11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
Entfeuchtungsbreite Luft - LiCl - Kunststoffpackung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Entfeuchtungsbreite Luft - CaCl - Pallringschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Entfeuchtungsbreite Luft - CaCl - Kunststoffpackung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Seite 174

13.1.3 Temperatur Prozessluft nach Absorptionseinheit – LiCl-Lösung
Temperatur [°C]
Abb. 13-10 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – LiCl - SK. Abb. 13-11 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – LiCl – PR.
Temperatur [°C]
44
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30
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Abb. 13-12 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – LiCl – GM. Abb. 13-13 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – LiCl – KP.
13.1.4 Temperatur Prozessluft nach Absorptionseinheit – CaCl2-Lösung
Temperatur [°C]
44
42
40
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30
44
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32
30
Temperatur Luft nach Absorptionseinheit - LiCl - Sattelkörperschüttung
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Luft nach Absorptionseinheit - LiCl - Glasdek-Matrix
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Luft nach Absorptionseinheit - CaCl - Sattelkörperschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Abb. 13-14 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – CaCl2 - SK. Abb. 13-15 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – CaCl2 - PR.
Temperatur [°C]
Temperatur [°C]
Temperatur [°C]
44
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30
Temperatur Luft nach Absorptionseinheit - LiCl - Pallringschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Luft nach Absorptionseinheit - LiCl - Kunststoffpackung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Luft nach Absorptionseinheit - CaCl - Pallringschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Seite 175

Temperatur [°C]
Abb. 13-16 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – CaCl2 – GM. Abb. 13-17 Temperatur Luft nach Absorptionseinheit – CaCl2 – KP.
13.1.5 Temperatur Salzlösung nach Absorptionseinheit – LiCl-Lösung
Temperatur [°C]
44
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0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Abb. 13-18 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – LiCl - SK. Abb. 13-19 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – LiCl – PR.
Temperatur [°C]
50
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48
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38
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30
Temperatur Luft nach Absorptionseinheit - CaCl - Glasdekmatrix
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit - LiCl - Sattelkörperschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit - LiCl - Glasdek-Matrix
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Abb. 13-20 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – LiCl – GM .Abb. 13-21 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – LiCl – KP.
Temperatur [°C]
Temperatur [°C]
Temperatur [°C]
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44
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40
38
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30
Temperatur Luft nach Absorptionseinheit - CaCl - Kunststoffpackung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit - LiCl - Pallringschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit - LiCl - Kunststoffpackung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Seite 176

13.1.6 Temperatur Salzlösung nach Absorptionseinheit – CaCl2-Lösung
Temperatur [°C]
Abb. 13-22 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – CaCl2 - SK. Abb. 13-23 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – CaCl2 – PR.
Temperatur [°C]
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Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit - CaCl - Sattelkörperschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit - CaCl - Glasdekmatrix
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Abb. 13-24 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – CaCl2 – GM. Abb. 13-25 Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit – CaCl2 – KP.
13.2 Messergebnisse Regenerationsprozess Sorptionseinheit
In Abb. 13-26 sind die Symbole der einzelnen nachfolgend dargestellten Messreihen abgebildet.
Die gefüllten Markierungen entsprechen einer Lösungstemperatur von 30 °C, die ungefüllten einer
Lösungstemperatur von 40 °C. Bei den Dreiecken betrug die Berieselungsdichte 6 m³/m²h, den
Rauten 4 m³/m²h und den Quadraten 2 m³/m²h. Die farbliche Kennzeichnung stellt die unterschied-
lichen Anströmgeschwindigkeiten der Prozessluft dar.
Temperatur [°C]
Temperatur [°C]
50
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Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit - CaCl - Pallringschüttung
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0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Lösung nach Absorptionseinheit - CaCl - Kunststoffpackung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Seite 177

Befeuchtungsbreite [g/kg]
70°C - 6m³/m²h - 0,9m/s
30
28
70°C - 4m³/m²h - 0,9m/s 70°C - 2m³/m²h - 0,9m/s
26
24 70°C - 6m³/m²h - 0,7m/s
22
70°C - 4m³/m²h - 0,7m/s 70°C - 2m³/m²h - 0,7m/s
20
18 70°C - 6m³/m²h - 0,5m/s
16
14
70°C - 4m³/m²h - 0,5m/s 70°C - 2m³/m²h - 0,5m/s
12 60°C - 6m³/m²h-0,9m/s
10
8
60°C - 4m³/m²h -0,9m/s 60°C - 2m³/m²h- 0,9m/s
6
60°C - 6m³/m²h - 0,7m/s
4
2
60°C - 4m³/m²h -0,7m/s 60°C - 2m³/m²h 0,7m/s
0
60°C - 6m³/m²h 0,5m/s
0,4 0,5
60°C - 4m³/m²h 0,5m/s
0,6 0,7 0,8
60°C - 2m³/m²h 0,5m/s
0,9
Abb. 13-26 Legende Diagramme - Messergenisse Regeneration.
13.2.1 Befeuchtungsbreiten Prozessluft – LiCl-Lösung
Befeuchtungsbreite [g/kg]
Abb. 13-27 Befeuchtungsbreiten Luft – LiCl - SK. Abb. 13-28 Befeuchtungsbreiten Luft – LiCl – PR.
Befeuchtungsbreite [g/kg]
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Befeuchtungsbreite Luft - LiCl - Sattelkörperschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Befeuchtungsbreite Luft - LiCl - Glasdekmatrix
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Abb. 13-29 Befeuchtungsbreiten Luft – LiCl – GM. Abb. 13-30 Befeuchtungsbreiten Luft – LiCl – KP.
Befeuchtungsbreite [g/kg]
Befeuchtungsbreite [g/kg]
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Befeuchtungsbreite Luft - LiCl - Palringschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Befeuchtungsbreite Luft - LiCl - Kunststoffpackung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Seite 178

13.2.2 Befeuchtungsbreiten Prozessluft – CaCl2-Lösung
Befeuchtungsbreite [g/kg]
Abb. 13-31 Befeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 - SK. Abb. 13-32 Befeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 – PR.
Befeuchtungsbreite [g/kg]
30
28
26
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Abb. 13-33 Befeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 – GM. Abb. 13-34 Befeuchtungsbreiten Luft – CaCl2 – KP.
13.2.3 Temperatur Prozessluft nach Regenerationseinheit – LiCl-Lösung
Temperatur [°C]
30
28
26
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
55
53
51
49
47
45
43
41
39
37
35
Befeuchtungsbreite Luft - CaCl - Sattelkörperschüttung
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Befeuchtungsbreite Luft - CaCl - Glasdekmatrix
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Luft nach Desorptionseinheit - LiCl - Sattelkörperschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Abb. 13-35 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – LiCl - SK. Abb. 13-36 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – LiCl – PR.
Befeuchtungsbreite [g/kg]
Befeuchtungsbreite [g/kg]
Temperatur [°C]
30
28
26
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
30
28
26
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
55
53
51
49
47
45
43
41
39
37
35
Befeuchtungsbreite Luft - CaCl - Pallringschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Befeuchtungsbreite Luft - CaCl - Kunststoffpackung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Luft nach Desorptionseinheit - LiCl - Palringschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Seite 179

Temperatur [°C]
Abb. 13-37 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – LiCl – GM. Abb. 13-38 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – LiCl – KP.
13.2.4 Temperatur Prozessluft nach Regenerationseinheit – CaCl2-Lösung
Temperatur [°C]
57
55
53
51
49
47
45
43
41
39
37
35
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Abb. 13-39 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – CaCl2 - SK. Abb. 13-40 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – CaCl2 – PR.
Temperatur [°C]
55
53
51
49
47
45
43
41
39
37
35
55
53
51
49
47
45
43
41
39
37
35
Temperatur Luft nach Desorptionseinheit - LiCl - Glasdekmatrix
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Luft nach Desorptionseinheit - CaCl - Sattelkörperschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Luft nach Desorptionseinheit - CaCl- Glasdekmatrix
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Abb. 13-41 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – CaCl2 – GM. Abb. 13-42 Temperatur Luft nach Regenerationseinheit – CaCl2 – KP.
Temperatur [°C]
Temperatur [°C]
Temperatur [°C]
55
53
51
49
47
45
43
41
39
37
35
55
53
51
49
47
45
43
41
39
37
35
55
53
51
49
47
45
43
41
39
37
35
Temperatur Luft nach Desorptionseinheit - LiCl - Kunststoffpackung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Luft nach Desorptionseinheit - CaCl - Pallringschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Luft nach Desorptionseinheit - CaCl - Kunststoffpackung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Seite 180

13.2.5 Temperatur Salzlösung nach Regenerationseinheit – LiCl-Lösung
Temperatur [°C]
Abb. 13-43 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – LiCl - SK. Abb. 13-44 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – LiCl – PR.
Temperatur [°C]
60
58
56
54
52
50
48
46
44
42
40
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Abb. 13-45 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – LiCl – GM. Abb. 13-46 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – LiCl – KP.
13.2.6 Temperatur Salzlösung nach Regenerationseinheit – CaCl2-Lösung
Temperatur [°C]
60
58
56
54
52
50
48
46
44
42
40
60
58
56
54
52
50
48
46
44
42
40
Temperatur Lösung nach Desorptionseinheit - LiCl - Sattelkörperschüttung
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Lösung nach Desorptionseinheit - LiCl -Glasdekmatrix
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Lösung nach Desorptionseinheit - CaCl - Sattelkörperschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Abb. 13-47 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – CaCl2 - SK. Abb. 13-48 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – CaCl2 – PR.
Temperatur [°C]
Temperatur [°C]
Temperatur [°C]
60
58
56
54
52
50
48
46
44
42
40
Temperatur Lösung nach Desorptionseinheit - LiCl - Palringschüttung
64
62
60
58
56
54
52
50
48
46
44
42
40
60
58
56
54
52
50
48
46
44
42
40
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Lösung nach Desorptionseinheit - LiCl -Kunststoffpackung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Temperatur Lösung nach Desorptionseinheit - CaCl - Pallringschüttung
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Seite 181

Temperatur [°C]
Abb. 13-49 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – CaCl2 – GM. Abb. 13-50 Temperatur Lösung nach Regenerationseinheit – CaCl2 – KP.
13.3 Tabelle Messergebnisse Sorptionsprüfstand
Salzlösung
LiCl
Trägermaterial
Sattelkörperschüttung
Temperatur
Lösung
Konzentration
Lösung
Berieselungsdichte
Lösung
Anströmgeschwindigkeit
Luft
Temperatur
Luft nach
Sorptionseinheit
Temperatur
Lösung nach
Sorptionseinheit
Entfeuchtungsbreit
e
°C % m³/m²h m/s °C °C g/kg
30 ~ 41 2,3 0,48 34,6 37,1 9,0
LiCl 30 ~ 41 4,5 0,48 33,1 34,4 9,6
LiCl 30 ~ 41 5,7 0,48 32 33,9 9,6
LiCl 30 ~ 41 2,3 0,67 34,2 37,4 7,8
LiCl 30 ~ 41 4,5 0,67 33,7 35,5 8,7
LiCl 30 ~ 41 5,7 0,67 33,7 34,6 9,2
LiCl 30 ~ 41 2,3 0,84 34,7 38,6 7,0
LiCl 30 ~ 41 4,5 0,84 33,3 35,9 7,8
LiCl 30 ~ 41 5,7 0,84 32,7 35,1 8,5
LiCl 40 ~ 41 2,3 0,48 39,0 42,6 6,9
LiCl 40 ~ 41 4,5 0,48 37,5 41,6 7,2
LiCl 40 ~ 41 5,7 0,48 38,1 41,3 7,8
LiCl 40 ~ 41 2,3 0,67 38,9 42,5 6,8
LiCl 40 ~ 41 4,5 0,67 38,1 41,7 7,3
LiCl 40 ~ 41 5,7 0,67 38,2 41,4 7,2
LiCl 40 ~ 41 2,3 0,84 38,9 42,7 6,2
LiCl 40 ~ 41 4,5 0,84 37,9 41,9 6,8
LiCl 40 ~ 41 5,7 0,84 37,7 41,8 7,0
LiCl
60
58
56
54
52
50
48
46
44
42
40
Temperatur Lösung nach Desorptionseinheit - LiCl - Glasdekmatrix
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Pallring-schüttung
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
30 ~ 41 2,3 0,48 34,8 36,6 8,9
LiCl 30 ~ 41 4,5 0,48 32,9 34,1 9,7
LiCl 30 ~ 41 5,7 0,48 32,0 33,5 10
LiCl 30 ~ 41 2,3 0,67 34,8 37,7 7,6
LiCl 30 ~ 41 4,5 0,67 33,4 35,2 8,8
LiCl 30 ~ 41 5,7 0,67 32,4 34,6 9,0
LiCl 30 ~ 41 2,3 0,84 35,1 38,2 7,2
LiCl 30 ~ 41 4,5 0,84 33,6 36,0 8,0
LiCl 30 ~ 41 5,7 0,84 32,7 35,2 8,5
LiCl 40 ~ 41 2,3 0,48 38,5 42,3 7,5
LiCl 40 ~ 41 4,5 0,48 37,7 41,6 7,6
LiCl 40 ~ 41 5,7 0,48 37,3 41,5 7,9
LiCl 40 ~ 41 2,3 0,67 37,3 42,5 6,0
LiCl 40 ~ 41 4,5 0,67 36,4 41,7 6,6
LiCl 40 ~ 41 5,7 0,67 37,5 41,5 7,2
Temperatur [°C]
Temperatur Lösung nach Desorptionseinheit - CaCl - Kunststoffpackung
60
58
56
54
52
50
48
46
44
42
40
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Anströmungsgeschwindigkeit Luft [m/s]
Seite 182

LiCl 40 ~ 41 2,3 0,84 38,6 43,3 6,3
LiCl 40 ~ 41 4,5 0,84 37,8 42,5 6,5
LiCl 40 ~ 41 5,7 0,84 37,0 42,0 6,7
LiCl
Glasdek-Matrix
30 ~ 41 2,3 0,48 35,8 38,6 12,4
LiCl 30 ~ 41 4,5 0,48 33,2 36,4 12,8
LiCl 30 ~ 41 5,7 0,48 31,9 34,5 13,5
LiCl 30 ~ 41 2,3 0,67 37,3 40,6 11,2
LiCl 30 ~ 41 4,5 0,67 34,9 37,5 12,8
LiCl 30 ~ 41 5,7 0,67 34,1 36,1 12,9
LiCl 30 ~ 41 2,3 0,84 38,7 42,0 10,3
LiCl 30 ~ 41 4,5 0,84 36,3 39,2 12,2
LiCl 30 ~ 41 5,7 0,84 35,1 37,4 12,3
LiCl 40 ~ 41 2,3 0,48 40,9 43,7 9,7
LiCl 40 ~ 41 4,5 0,48 39,4 42,4 10,8
LiCl 40 ~ 41 5,7 0,48 40,0 41,8 10,7
LiCl 40 ~ 41 2,3 0,67 41,9 44,5 9,6
LiCl 40 ~ 41 4,5 0,67 40,6 42,8 9,5
LiCl 40 ~ 41 5,7 0,67 40,2 42,4 10,1
LiCl 40 ~ 41 2,3 0,84 42,3 45,4 9,0
LiCl 40 ~ 41 4,5 0,84 41,3 43,8 9,3
LiCl 40 ~ 41 5,7 0,84 41,5 43,5 9,7
LiCl
Kunststoff-Packung
30 ~ 41 2,3 0,48 32,0 32,9 4,9
LiCl 30 ~ 41 4,5 0,48 31,4 31,8 5,4
LiCl 30 ~ 41 5,7 0,48 31,9 31,4 6,1
LiCl 30 ~ 41 2,3 0,67 31,8 33,6 4,2
LiCl 30 ~ 41 4,5 0,67 32,0 32,2 4,9
LiCl 30 ~ 41 5,7 0,67 32,1 32,0 5,1
LiCl 30 ~ 41 2,3 0,84 32,1 33,6 3,9
LiCl 30 ~ 41 4,5 0,84 32,1 32,2 4,5
LiCl 30 ~ 41 5,7 0,84 32,0 32,3 5,0
LiCl 40 ~ 41 2,3 0,48 34,4 40,4 3,8
LiCl 40 ~ 41 4,5 0,48 34,4 40,2 4,3
LiCl 40 ~ 41 5,7 0,48 33,9 40,3 4,2
LiCl 40 ~ 41 2,3 0,67 33,6 40,8 3,0
LiCl 40 ~ 41 4,5 0,67 34,1 40,8 3,5
LiCl 40 ~ 41 5,7 0,67 34,6 40,5 3,6
LiCl 40 ~ 41 2,3 0,84 33,8 40,9 3,0
LiCl 40 ~ 41 4,5 0,84 34,0 40,6 3,3
LiCl 40 ~ 41 5,7 0,84 33,7 40,5 3,2
Tab. 13-1: Messergebnisse – Absorptionsprozess - Lithiumchloridlösung.
Salzlösung
CaCl2
Trägermaterial
Sattelkörperschüttung
Temperatur
Lösung
Konzentration
Lösung
Berieselungsdichte
Lösung
Anströmgeschwindigkeit
Luft
Temperatur
Luft nach
Sorptionseinheit
Temperatur
Lösung nach
Sorptionseinheit
Entfeuchtungsbreit
e
°C % m³/m²h m/s °C °C g/kg
30 ~ 41 2,3 0,48 32,6 33,8 7,2
CaCl2 30 ~ 41 4,5 0,48 31,8 32,6 8,2
CaCl2 30 ~ 41 5,7 0,48 31,5 32,3 8,4
CaCl2 30 ~ 41 2,3 0,67 31,9 34,7 6,0
CaCl2 30 ~ 41 4,5 0,67 31,6 33,2 7,2
CaCl2 30 ~ 41 5,7 0,67 30,5 33 7,2
CaCl2 30 ~ 41 2,3 0,84 32,1 34,8 5,7
CaCl2 30 ~ 41 4,5 0,84 32,3 33,7 6,8
CaCl2 30 ~ 41 5,7 0,84 32,0 33,7 7,9
CaCl2
Pallringschüttung
30 ~ 41 2,3 0,48 31,2 33,7 5,2
CaCl2 30 ~ 41 4,5 0,48 31,3 32,7 6,6
Seite 183

CaCl2 30 ~ 41 5,7 0,48 30,2 32,2 6,0
CaCl2 30 ~ 41 2,3 0,67 32,7 34,5 4,9
CaCl2 30 ~ 41 4,5 0,67 31,2 33,0 5,4
CaCl2 30 ~ 41 5,7 0,67 30,8 32,8 5,4
CaCl2 30 ~ 41 2,3 0,84 32,1 35,0 4,0
CaCl2 30 ~ 41 4,5 0,84 32,3 33,7 5,3
CaCl2 30 ~ 41 5,7 0,84 31,4 33,0 5,3
CaCl2
Glasdek-Matrix
30 ~ 41 2,3 0,48 31,9 34,7 8,5
CaCl2 30 ~ 41 4,5 0,48 31,7 33,4 9,4
CaCl2 30 ~ 41 5,7 0,48 30,4 32,7 8,4
CaCl2 30 ~ 41 2,3 0,67 32,7 36,0 7,5
CaCl2 30 ~ 41 4,5 0,67 31,7 34,7 7,6
CaCl2 30 ~ 41 5,7 0,67 31,5 33,6 8,4
CaCl2 30 ~ 41 2,3 0,84 33,4 36,6 6,5
CaCl2 30 ~ 41 4,5 0,84 32,1 35,1 7,4
CaCl2 30 ~ 41 5,7 0,84 32,2 34,8 8,1
CaCl2
Kunststoff-Packung
30 ~ 41 2,3 0,48 31,2 31,9 3,4
CaCl2 30 ~ 41 4,5 0,48 31,1 31,1 3,7
CaCl2 30 ~ 41 5,7 0,48 30,9 30,5 3,0
CaCl2 30 ~ 41 2,3 0,67 31,9 32,2 2,9
CaCl2 30 ~ 41 4,5 0,67 30,7 31,7 2,8
CaCl2 30 ~ 41 5,7 0,67 30,4 30,3 2,7
CaCl2 30 ~ 41 2,3 0,84 31,0 32,5 2,2
CaCl2 30 ~ 41 4,5 0,84 31,1 32,2 2,5
CaCl2 30 ~ 41 5,7 0,84 31,3 31,9 2,1
Tab. 13-2: Messergebnisse – Absorptionsprozess - Calciumchloridlösung.
Salzlösung
LiCl
Trägermaterial
Sattelkörperschüttung
Temperatur
Lösung
Konzentration
Lösung
Berieselungsdichte
Lösung
Anströmgeschwindigkeit
Luft
Temperatur
Luft nach
Sorptionseinheit
Temperatur
Lösung nach
Sorptionseinheit
Entfeuchtungsbreit
e
°C % m³/m²h m/s °C °C g/kg
60 ~ 35 2,3 0,48 46,2 49,5 5,3
LiCl 60 ~ 35 4,5 0,48 47,2 52,4 7,9
LiCl 60 ~ 35 5,7 0,48 48,2 53,9 9,4
LiCl 60 ~ 35 2,3 0,67 45,0 47,6 3,7
LiCl 60 ~ 35 4,5 0,67 47,3 50,9 6,1
LiCl 60 ~ 35 5,7 0,67 48,2 52,2 7,4
LiCl 60 ~ 35 2,3 0,84 43,5 47,3 1,8
LiCl 60 ~ 35 4,5 0,84 46,0 50,0 4,9
LiCl 60 ~ 35 5,7 0,84 47,2 51,8 6,4
LiCl 70 ~ 35 2,3 0,48 50,0 53,0 10,6
LiCl 70 ~ 35 4,5 0,48 53,0 57,6 15,9
LiCl 70 ~ 35 5,7 0,48 54,0 59,8 18,8
LiCl 70 ~ 35 2,3 0,67 49,3 51,1 8,1
LiCl 70 ~ 35 4,5 0,67 51,8 55,6 12,6
LiCl 70 ~ 35 5,7 0,67 52,2 57,1 15,6
LiCl 70 ~ 35 2,3 0,84 47,7 49,36 6,6
LiCl 70 ~ 35 4,5 0,84 51,1 54,6 11,4
LiCl 70 ~ 35 5,7 0,84 51,6 56,5 13,0
LiCl
Pallring-schüttung
60 ~ 35 2,3 0,48 43,8 50,0 4,3
LiCl 60 ~ 35 4,5 0,48 47,0 53,1 7,2
LiCl 60 ~ 35 5,7 0,48 46,6 54,0 9,3
LiCl 60 ~ 35 2,3 0,67 43,2 49,0 3,3
LiCl 60 ~ 35 4,5 0,67 44,0 51,4 5,9
LiCl 60 ~ 35 5,7 0,67 44,6 52,8 8,1
LiCl 60 ~ 35 2,3 0,84 41,2 48,3 2,3
Seite 184

LiCl 60 ~ 35 4,5 0,84 43,1 51,2 4,6
LiCl 60 ~ 35 5,7 0,84 45,3 51,8 5,7
LiCl 70 ~ 35 2,3 0,48 47,6 54,7 10,5
LiCl 70 ~ 35 4,5 0,48 49,6 58,3 15,1
LiCl 70 ~ 35 5,7 0,48 49,5 60,0 18,5
LiCl 70 ~ 35 2,3 0,67 46,6 53,0 7,8
LiCl 70 ~ 35 4,5 0,67 47,9 56,8 12,5
LiCl 70 ~ 35 5,7 0,67 50,2 57,9 15,4
LiCl 70 ~ 35 2,3 0,84 46,0 52,2 6,1
LiCl 70 ~ 35 4,5 0,84 47,7 55,6 10,1
LiCl 70 ~ 35 5,7 0,84 48,2 56,6 11,9
LiCl
Glasdek-Matrix
60 ~ 35 2,3 0,48 47,9 47,4 6,7
LiCl 60 ~ 35 4,5 0,48 50,0 50,9 9,8
LiCl 60 ~ 35 5,7 0,48 50,7 52,1 11,5
LiCl 60 ~ 35 2,3 0,67 46,5 45,3 5,7
LiCl 60 ~ 35 4,5 0,67 49,3 49,6 9,5
LiCl 60 ~ 35 5,7 0,67 49,3 50,6 11,6
LiCl 60 ~ 35 2,3 0,84 45,8 44,9 4,2
LiCl 60 ~ 35 4,5 0,84 47,9 48,6 7,8
LiCl 60 ~ 35 5,7 0,84 49,3 49,5 8,8
LiCl 70 ~ 35 2,3 0,48 52,4 51,1 13,8
LiCl 70 ~ 35 4,5 0,48 55,9 57,0 22,0
LiCl 70 ~ 35 5,7 0,48 56,6 58,1 23,6
LiCl 70 ~ 35 2,3 0,67 51,5 49,4 11,4
LiCl 70 ~ 35 4,5 0,67 54,0 54,0 17,1
LiCl 70 ~ 35 5,7 0,67 54,3 55,4 21,5
LiCl 70 ~ 35 2,3 0,84 48,1 46,4 9,6
LiCl 70 ~ 35 4,5 0,84 52,7 51,3 16,3
LiCl 70 ~ 35 5,7 0,84 54,3 54,3 19,2
LiCl
Kunststoff-Packung
60 ~ 35 2,3 0,48 42,7 53,3 4,4
LiCl 60 ~ 35 4,5 0,48 43,7 55,0 6,0
LiCl 60 ~ 35 5,7 0,48 44,9 55,7 6,4
LiCl 60 ~ 35 2,3 0,67 41,2 53,0 3,5
LiCl 60 ~ 35 4,5 0,67 42,8 54,5 4,8
LiCl 60 ~ 35 5,7 0,67 43,1 55,1 5,3
LiCl 60 ~ 35 2,3 0,84 40,9 51,7 2,3
LiCl 60 ~ 35 4,5 0,84 42,3 54,1 3,5
LiCl 60 ~ 35 5,7 0,84 43,1 54,6 3,6
LiCl 70 ~ 35 2,3 0,48 45,3 60,7 9,2
LiCl 70 ~ 35 4,5 0,48 47,6 62,8 12,8
LiCl 70 ~ 35 5,7 0,48 48,1 63,4 14,2
LiCl 70 ~ 35 2,3 0,67 43,9 59,2 7,2
LiCl 70 ~ 35 4,5 0,67 46,5 61,3 10,3
LiCl 70 ~ 35 5,7 0,67 48,0 62,3 11,5
LiCl 70 ~ 35 2,3 0,84 42,5 58,6 6,0
LiCl 70 ~ 35 4,5 0,84 44,3 60,9 8,3
LiCl 70 ~ 35 5,7 0,84 45,1 62,1 9,8
Tab. 13-3: Messergebnisse – Regenerationsprozess - Lithiumchloridlösung.
Salzlösung
CaCl2
Trägermaterial
Sattelkörperschüttung
Temperatur
Lösung
Konzentration
Lösung
Berieselungsdichte
Lösung
Anströmgeschwindigke
it Luft
Temperatur
Luft nach
Sorptionseinheit
Temperatur
Lösung nach
Sorptionseinheit
Entfeuchtungsbreit
e
°C % m³/m²h m/s °C °C g/kg
60 ~ 35 2,3 0,48 45,2 48,8 11,7
CaCl2 60 ~ 35 4,5 0,48 45,9 51,2 17,0
CaCl2 60 ~ 35 5,7 0,48 45,5 52,2 17,5
CaCl2 60 ~ 35 2,3 0,67 48,7 45,7 10,5
Seite 185

CaCl2 60 ~ 35 4,5 0,67 46,0 48,6 12,7
CaCl2 60 ~ 35 5,7 0,67 44,7 49,9 14,1
CaCl2 60 ~ 35 2,3 0,84 44,3 45,0 8,7
CaCl2 60 ~ 35 4,5 0,84 45,8 47,5 11,8
CaCl2 60 ~ 35 5,7 0,84 43,8 49,3 10,1
CaCl2
Pallring-schüttung
60 ~ 35 2,3 0,48 43,2 47,1 14,7
CaCl2 60 ~ 35 4,5 0,48 45,8 50,1 20,2
CaCl2 60 ~ 35 5,7 0,48 46,0 51,3 22,0
CaCl2 60 ~ 35 2,3 0,67 41,8 45,6 11,7
CaCl2 60 ~ 35 4,5 0,67 43,7 48,5 15,2
CaCl2 60 ~ 35 5,7 0,67 44,3 49,8 17,2
CaCl2 60 ~ 35 2,3 0,84 41,5 44,6 9,8
CaCl2 60 ~ 35 4,5 0,84 42,8 47,5 13,9
CaCl2 60 ~ 35 5,7 0,84 42,3 49,0 13,3
CaCl2
Glasdek-Matrix
60 ~ 35 2,3 0,48 45,0 44,2 20,9
CaCl2 60 ~ 35 4,5 0,48 47,7 47,7 26,8
CaCl2 60 ~ 35 5,7 0,48 48,5 49,5 29,8
CaCl2 60 ~ 35 2,3 0,67 44,2 42,1 16,9
CaCl2 60 ~ 35 4,5 0,67 46,6 45,6 23,0
CaCl2 60 ~ 35 5,7 0,67 47,6 47,2 25,1
CaCl2 60 ~ 35 2,3 0,84 43,2 40,8 14,1
CaCl2 60 ~ 35 4,5 0,84 45,4 44,0 19,2
CaCl2 60 ~ 35 5,7 0,84 45,8 45,7 20,9
CaCl2
Kunsttoff-Packung
60 ~ 35 2,3 0,48 40,4 52,0 7,2
CaCl2 60 ~ 35 4,5 0,48 41,5 53,9 9,8
CaCl2 60 ~ 35 5,7 0,48 41,9 54,6 10,4
CaCl2 60 ~ 35 2,3 0,67 39,8 50,8 5,5
CaCl2 60 ~ 35 4,5 0,67 41,6 52,7 7,8
CaCl2 60 ~ 35 5,7 0,67 41,4 53,4 7,2
CaCl2 60 ~ 35 2,3 0,84 40,0 50,4 5,5
CaCl2 60 ~ 35 4,5 0,84 41,4 51,8 7,2
CaCl2 60 ~ 35 5,7 0,84 41,6 52,4 7,5
Tab. 13-4: Messergebnisse – Regenerationsprozess - Calciumchloridlösung.
Seite 186