Strategien zur Vermeidung von Luftproblemen und der Einfluss von
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Strategien zur Vermeidung von Luftproblemen und der Einfluss von
Strategien zur Vermeidung von Luftproblemen und der Einfluss von inhomogener Felddurchströmung auf das Betriebsverhalten von Solaranlagen 1 2 Dipl. -Phys. Ralph Eismann , Dr. –Ing. Karin Rühling 1 Ernst Schweizer AG Metallbau, Bahnhofplatz 11, CH – 8908 Hedingen Tel.: +41 (0) 44 763 62 30, [email protected] 2 TU Dresden, Institut für Energietechnik, Helmholtzstraße 10, D-01069 Dresden Tel.: +49 (0) 351 463 – 3 23 75, [email protected] Zusammenfassung Betriebsstörungen als Folge ungenügender Entlüftung von Solaranlagen sind ein häufiges Übel. Diese lassen sich durch optimale hydraulische Gestaltung und durch geeignetes Vorgehen beim Füllen der Anlage weitgehend vermeiden. Bei grossen Kollektorfeldern mit vielen parallel geschalteten Kollektoren muss grundsätzlich mit inhomogener Felddurchströmung und der daraus resultierenden inhomogenen Temperaturverteilung gerechnet werden. Dies muss bei der Platzierung des Kollektorfühlers berücksichtigt werden, hat aber auf den energetischen Wirkungsgrad praktisch keinen Einfluss, sofern die Strömung ausgebildet und ungestört ist. In den weniger gut durchströmten Absorbern können jedoch die entsprechend höheren Temperaturen die Desorption von gelösten Gasen ermöglichen. Regelprobleme und Betriebsstörungen können die Folge sein. Grosse Anlagen sollten daher zusätzlich über die Vorlauftemperatur geregelt werden. 1 Einleitung Solaranlagen müssen so geplant und gebaut werden, dass sie innerhalb der normalen Wartungsintervalle störungsfrei funktionieren. Während es zur energetischen Auslegung sehr viel Literatur und gute Planungssoftware gibt, besteht im Hinblick auf Betriebssicherheit und Störungsfreiheit noch einiger Handlungsbedarf. Neben der Stagnationsproblematik sind Luftprobleme und ungünstige Fühlerplatzierung eine häufige Quelle von Ausfällen und Fehlfunktionen. In diesem Beitrag werden einige ausgewählte Ursachen dieser Probleme beschrieben und Massnahmen zu deren Vermeidung diskutiert. Hierbei handelt es sich um Praxiserfahrungen und durch Theorie gestützte Überlegungen. Luftprobleme äussern sich in der Regel als Durchflussstörung, die zu partieller Stagnation einzelner Bereiche oder zur Blockade des ganzen Solarkreises führen kann. Die wohl häufigsten Ursachen sind ungünstiges Vorgehen bei der Füllung und zu geringe Fliessgeschwindigkeiten beim Spülen. Dadurch können bereits nach der Inbetriebnahme grosse Mengen Luft im Kreislauf vorhanden sein. Eine weitere Ursache ist die Desorption von Gasen aus der Wärmeträgerflüssigkeit, die nach dem Spülen mit Atmosphärengasen gesättigt ist. Dabei kann es je nach Gestaltung der Anlage und Betriebssituation Tage oder Wochen dauern, bis sich die Gasblasen am Ort mit dem geringsten Druck und der höchsten Temperatur so weit angesammelt haben, dass sich Durchflussstörungen manifestieren. Typischerweise treten Luftprobleme häufig nach Revisionen mit Neubefüllung und nach Stagnationsphasen auf. Grosse Kollektorfelder mit vielen parallel geschalteten Kollektoren werden naturgemäss ungleichmässig durchströmt. Die maximale Abweichung vom Mittelwert der Durchströmung soll aus zwei Gründen einen zulässigeni Wert nicht überschreiten. Erstens ist dann die Verschlechterung des energetischen Wirkungsgrades gegenüber homogener Durchströmung vernachlässigbar und zweitens besteht keine Gefahr, dass einzelne Stränge durch Dampfbildung blockiert werden. Dabei wird als hinreichend vorausgesetzt, dass der Druck an allen Stellen des Kreislaufes über dem Dampfdruck des Wärmeträgermediums liegt. Dampf allein ist aber selten der Grund für Durchflussstörungen. Meist sind dafür freie Gasblasen verantwortlich, die durch Desorption von gelösten Gasen noch vor dem eigentlichen Sieden der Flüssigkeit in Teilen des Kollektorfeldes entstehen. 2 Ursachen von Luftproblemen Im Gegensatz zu Solaranlagen werden Heizungsanlagen gleichzeitig über Vor- und Rücklauf gefüllt und am Hochpunkt grundentlüftet. Die Füllgarnituren in den handelsüblichen Pumpengruppen für Solaranlagen sind jedoch so angeordnet, dass die Anlage über den Rücklauf befüllt wird (Abbildung 2). Dies hat zur Folge, dass in den fallenden Leitungen eine Durchmischung von Luft und Wärmeträgermedium stattfindet, und zwar umso stärker, je grösser der Leitungsquerschnitt ist. Das korrekte Vorgehen beim Füllen der Anlage ist daher eine entscheidende Voraussetzung für den störungsfreien Betrieb. Im Folgenden werden Fehlermöglichkeiten aufgezeigt Vermeidung dargestellt. i und anschliessend Massnahmen zu deren nach VDI 6002 gelten +-10% als zulässig, die ENV 12977-1 gibt 20% an, wobei vermutlich dasselbe gemeint ist. 2.1 Zu rasches Füllen der Solaranlage Die üblicherweise verwendeten Jet-Pumpen sind sehr leistungsfähig und verleiten dazu, die Anlage "in einem Rutsch" durchzuspülen, in der Meinung, dadurch die Luft am ehesten aus dem Kreislauf zu fördern. Tatsächlich aber bleibt der Luft, die in Winkeln und Taschen des Leitungssystems sitzt, keine Zeit, durch ihren Auftrieb als grössere Luftblase an die Oberfläche der einströmenden Wärmeträgerflüssigkeit zu steigen. Durch die stark turbulente Strömung werden die Luftblasen in feinste Mikroblasen zerrissen, die sich nur schwer abscheiden lassen. Zudem ist der Binnendruck in solchen Mikroblasen sehr viel höher als in grossen Blasen, so dass die Atmosphärengase entsprechend rascher in Lösung gehen. Günstig ist langsames Füllen zu Beginn des Füllvorganges. Dadurch wird erreicht, dass die strömende Flüssigkeit in den steigenden Leitungen nur wenige und eher grosse Luftblasen enthält. In den horizontalen und fallenden Leitungen können sich grössere Lufttaschen und Blasen aufhalten. Wenn nur noch wenige Luftblasen den Nachspeisebehälter erreichen, ist der Solarkreis grösstenteils gefüllt und die noch vorhandenen Lufttaschen sind stationär. Nun kann der Volumenstrom schrittweise erhöht werden, damit auch diese Lufttaschen aus dem Kollektorfeld nach unten gefördert und im Nachspeisebehälter abgeschieden werden. 2.2 Zu geringe Strömungsgeschwindigkeit beim Spülen Luftblasen werden jedoch nur dann zuverlässig gefördert, wenn die Fliess- Selbstentlüftungsgeschwindigkeit [m/s] geschwindigkeit mindestens die Selbstentlüftungsgeschwindigkeit erreicht, ab der die Lufttaschen allein durch die auf sie wirkenden Kräfte in der Strömung wegtransportiert werden. Bei grossen Solaranlagen kann eine Jet-Pumpe leicht an ihre Grenzen kommen. Zur Diagramm 1 Selbstentlüftung von Rohrlei0.9 tungen gibt es viele Unter0.8 suchungen1, leider jedoch mehrheitlich für Wasser und 0.7 für grosse Rohrdurchmesser 0.6 ab 100 mm. Diagramm 1 zeigt die Selbstentlüftungsgeschwindigkeit für Wasser 0.5 0.4 horizontal 0.3 fallend (45°) 0.2 10 20 30 40 50 60 70 Rohrdurchmesser [mm] 80 90 100 nach dem Modell 2 Walther und Günthert, auf der Grundlage Messungen an einem von das von PE- Rohr 63x5.8 mm entwickelt wurde. Die VDI 6002 gibt als Anhaltswert eine Mindestfliessgeschwindigkeit von 0.4 m/s an. Wieweit die Resultate für Wasser auf Wasser-Glykol Gemische übertragen werden dürfen, muss durch künftige Experimente geklärt werden. Es ist also ratsam, den Volumenstrom und die Strömungsgeschwindigkeiten in den kritischen Rohrabschnitten bei voller Leistung der Jet-Pumpe im Voraus zu berechnen. Bei einer Solaranlage mit mehreren parallel geschalteten Strängen lässt sich jeder Strang einzeln spülen, indem die anderen Stränge durch einen Kugelhahn blockiert werden. 2.3 Sieden des Wärmeträgermediums am Hochpunkt der Anlage bei der Befüllung Am Ende des Schlauches, der das Wärmeträgermedium zurück in den Nachspeisebehälter leitet, herrscht Atmosphärendruck. In den darüber liegenden Teilen des Kreislaufes ist der Druck um die geodätische Höhe vermindert, wobei der Druckverlust der Rohrströmung wieder addiert werden muss. Daher kann es bei großen Anlagenhöhen durchaus zum Sieden des Wärmeträgermediums kommen. Das bringt folgende Schwierigkeiten mit sich: • Die Füllpumpe muss zusätzlich die Druckdifferenz überwinden, die durch die vertikale Ausdehnung der Dampfblase entsteht. Der erreichbare Volumenstrom ist dadurch kleiner. • Bei Anlagen mit vielen parallel geschalteten Strängen kann es sein, dass einer oder mehrere Stränge nicht durchspült werden und die nebst dem Dampf vorhandene Luft nicht aus dem System gefördert wird. 2.3.1 Drosselung zur Vermeidung des Siedens Um das Sieden des Wärmeträgermediums an hochgelegenen Stellen des Kreislaufes zu vermeiden, kann man den Druck am Austritt des Schlauches durch ein Drosselventil D erhöhen. Praktisch ist es, wenn der Druck durch ein Manometer angezeigt wird. Dann kann man so weit Abbildung 2 drosseln, dass gerade kein Sieden auftritt. D p H Die Anordnung nach Abbildung 2 hat zudem den Vorteil, dass bei geschlossenem Hahn H nur das Kollektorfeld gespült wird und bei geöffnetem Hahn der grösste Teil des Volumenstroms den Wärmeübertrager passiert. Dadurch erreicht man auch bei Glattrohrwärmeübertragern in jenen Brauchwasserspeichern ausreichende Fliessgeschwindigkeiten, deren untere Windungen wegen des Reinigungsflansches ein Gegengefälle aufweisen. 2.3.2 Ausnutzung des Unterdrucks zur Entgasung des Wärmeträgermediums Andererseits kann man die Unterdruckbildung im Anschluss an den eigentlichen Füllvorgang auch gezielt zur mindestens teilweisen Entgasung des Mediums nutzen. Dies ist jedoch nur dann möglich, wenn der Kreislauf in den Bereichen mit Unterdruck absolut luftdicht ist. Naturgemäss sind die Leckraten bei Gasen wesentlich grösser als bei Flüssigkeiten, wo aufgrund der Oberflächenspannung ein Leck erst ab einem gewissen Überdruck aktiv wird. Eine erfolgreiche Dichtigkeitsprüfung durch Abdrücken mit Flüssigkeit bietet daher noch keine Gewähr, dass der Kreislauf auch gegen Teilvakuum dicht ist. 2.3.3 Entlüften nach der Inbetriebnahme und während des Betriebs Kommen bei der Befüllung keine Entgasungsmethoden zur Anwendung, muss die Anlage während einer gewissen Zeit nach der Inbetriebnahme periodisch entlüftet werden. Sofern die Selbstentlüftungsgeschwindigkeit in allen Strängen erreicht wird, kann dies durch einen geeigneten Luftabscheider an beliebiger Stelle im Kreislauf geschehen. Die Wirkungen der im System integrierten Entlüfter werden aber häufig überschätzt. Es lassen sich ausschliesslich die freien Gase aus dem System entfernen, unter der nicht immer gegebenen Voraussetzung, dass die Gastaschen und Blasen durch die Strömung auch zuverlässig an den Ort des Entlüfters gefördert werden. 2.3.4 Füllen der Anlage unter Anwendung der Vakuumentgasung Die Vakuumentgasung ist zweifellos die sicherste Methode, den Kreislauf von Anfang an luftfrei in Betrieb zu nehmen und die einzige Möglichkeit, um die Desorption von Gasen bei hohen Temperaturen zu vermeiden. In Vakuumentgasern wird zur Gasdesorption gezielt ein Unterdruck erzeugtii, der möglichst nahe am Siededruck des einströmenden Wärmeträgermediums liegt. Während derartige Anlagen bezüglich des Systemdrucks praktisch keinerlei Einsatzgrenzen unterliegen, ist das Verfahren temperaturseitig auf 90 °C limitiert, da sonst in der Phase des aktiven Gasausschubs Verdampfung eintritt. ii Es dürfen nur solche Entgaser zum Einsatz kommen, die den Zutritt von Luft sicher ausschließen. Sonst besteht erhöhte Korrosionsgefahr. Im unmittelbaren Anschluss an den Füll- und Spülvorgang sollte der Vakuumentgaser in der Betriebsart „Dauerentgasung“ arbeiten. Als Serienprodukte sind heute auf die Entgasung von Wasser-Glykolgemische zugeschnittene Spezialausführungen für den stationären und mobilen Einsatz erhältlich, die auch grosse Anlagen bis zu einigen Kubikmetern Inhalt in weniger als einer Woche ausreichend untersättigen. Der unbeaufsichtigte Betrieb ist nur zulässig, wenn durch eine Regelung das Überschreiten der Grenztemperatur von 90 °C verhindert wird. 2.4 Desorption von Luft beim Betrieb der Anlage Der Idealfall, dass der Kreislauf bei der Inbetriebnahme vollkommen luftfrei gespült ist, lässt sich in der Praxis ohne Entgasungsverfahren nicht erreichen. Der erfahrene Installateur stellt den Fülldruck daher etwas über den Solldruck ein, da er nach einer gewissen Betriebszeit nochmals entlüften wird, oder weil die Lufttaschen über automatische Entlüfter nach und nach ausgeschieden werden. Solange aber freie Gase vorhanden sind, werden diese unter dem Betriebsdruck teilweise in Lösung gehen, im Extremfall bis zur Sättigung der Solarflüssigkeit. Als Beispiel sei einerseits auf das Messergebnis3 beim ordnungsgemäßen Befüllen einer Heizungsanlage verwiesen. Der Sauerstoffgehalt lag dort mit 20 mg/l etwa beim Doppelten der atmosphärischen Sättigung! Andererseits lässt sich mit Hilfe des Diagramms 3 abschätzen, dass bereits ein kleines, bei Atmosphärendruck im Kreislauf verbliebenes, Luftvolumen von rund 1% des Anlageninhaltes ausreicht, um das Wärmeträgermedium bei einem absoluten Betriebsdruck von 1.8 bar und 15°C zu sättigen. Die Annahme, dass das Wärmeträgermedium bei diesem Zustand gesättigt ist, scheint daher gerechtfertigt. Die Prozesse der Lösung und Desorption im strömenden Medium sind sehr komplex und theoretisch kaum geschlossen darstellbar. Trotzdem soll versucht werden, eine obere Grenze für das Volumen der durch Desorption auftretenden freien Gase zu finden. Hierzu werden weitere Annahmen getroffen, die zwar in einer realen Anlage nur näherungsweise zutreffen, mit denen sich aber bequem rechnen lässt: • Da die erforderlichen Stoffdaten für das übliche Wärmeträgermedium aus 40% Propylenglykol und Wasser nicht verfügbar sind, wird die Abschätzung für Wasser durchgeführt. Für andere Medien gelten die Überlegungen sinngemäss. • Der Druck sei im ganzen Kreislauf gleich. Dies trifft näherungsweise für den Spezialfall zu, bei dem die Kollektoren, die Leitungen und der Speicher auf derselben Höhe liegen. • Der Beitrag der Spurengase und der Gase, die durch chemische und biologische Reaktionen entstehen können, werden nicht berücksichtigt. • Der gesamte Sauerstoff sei durch Oxidation in Korrosionsprodukten gebunden • iii Als Druckhaltung kommt eine Kompressor- oder Pumpendruckhaltung mit einer kleinen Regelhysterese zum Einsatz, sodass konstantem Betriebsdruck gerechnet werden darf. näherungsweise mit Zunächst wird das Lösungsvermögen von Gasen in Lösungsmitteln dargestellt und dann auf Stickstoff in Wasser angewandt: 2.4.1 Der Löslichkeit von Gasen in Flüssigkeiten: technische Löslichkeitskoeffizient4 λi , L , N beschreibt das maximale Lösungsvermögen eines Gases i in einem Lösungsmittel L als Funktion der Temperatur ϑ , und zwar in Normkubikmetern Vi , L , N pro Masse Lösungsmittel mL für den Fall, dass der Partialdruck des Gases über dem Lösungsmittel gleich dem Normdruck pi , N = 1.013bar ist λi , L , N (ϑ ) = Vi , L, N mL ⋅ pi , N Mit der Normdichte ρi , N sowie der Kenntnis der Temperatur und des effektiven Partialdruckes pi kann die Masse des gelösten Gases bei Sättigung für beliebige Zustände berechnet werden: mi , L = Vi , L, N ρi , N pi / pi , N = λi , L, N (ϑ ) mL ρi , N pi In unserem Fall steht L für Wasser und i für Stickstoff. 2.4.2 Partialdruck von Stickstoff beim Füllen und im Betrieb: Trockene Luft besitzt die Zusammensetzung in Volumenprozenten von 78% Stickstoff, 21% Sauerstoff und 1% weiteren Gasen. Luft kann in guter Näherung als ideales Gas betrachtet werden. Daher können die Volumenanteile den Molanteilen xi gleichgesetzt werden. Die im Kreislauf eingeschlossenen Luftblasen bestehen jedoch nicht aus trockener Luft, sondern sind mit dem Dampf des Wärmeträgermediums gesättigt. Die Summe der Partialdrücke von Stickstoff, Sauerstoff und Spurengasen ist also um den Dampfdruck pD des Wassers reduziert, wobei die Mischungsverhältnisse der Luftbestandteile gleich bleiben. Beim Füllvorgang, der bei einem Gesamtdruck von pF stattfindet, ist der Partialdruck des Stickstoffs in den iii Ob diese Annahme zutrifft, muss durch Untersuchungen an Kreisläufen mit inhibierten WasserGlykol Gemischen geklärt werden. Luftblasen pi , F = ( pF − pD (ϑF ) ) xi . Falls im Betrieb bei einem Gesamtdruck pB Stickstoff aus der Lösung tritt, ist der Partialdruck des Stickstoffs pi , B = ( pB − pD (ϑB ) ) . 2.4.3 Masse und Volumen des im Betrieb desorbierten Stickstoffs Die Masse des aus der Lösung getretenen Stickstoffs ist gleich der Differenz der maximal gelösten Mengen zwischen Füllzustand und Betriebszustand mi = mL ρi , N λi , L , N (ϑF ) pi , F − λi , L , N (ϑB ) pi , B , sofern der Klammerausdruck positiv ist. Diagramm 3 Stickstoffvolumen [l/kg Wasser] 0.1 0.09 Betriebsdruck (absolut) [bar] Sättigung bei 1.8 bar (absolut) und 15°C Wassertemperatur 0.08 1.0 0.07 1.2 0.06 1.4 0.05 1.6 0.04 1.8 0.03 2.0 0.02 0.01 2.2 0 2.4 Andernfalls ist die Lösung ungesättigt und es findet keine Desorption statt. In guter Näherung gilt die Gleichung des idealen Gases piV = ni RT . Die Anzahl Mole ist ni = mi / M i . Die Molmasse des zweiatomigen Stickstoffmoleküls ist M i = 0.028 kg / mol . Der technische Löslichkeitskoeffizient ist für den Normdruck in bar definiert, während die Gasgleichung für den Druck in Pascal gilt. Es ist 15 25 35 45 55 65 75 Temperatur [°C] 85 95 105 daher zweckmässig, den technischen Löslichkeitskoeffizienten ebenfalls auf diese Einheit zu beziehen: λi , L V= m3 1 = λi , L , N Das Volumen der Gasblase ist dann 101325 kgPa mL ρ i , N λi , L (ϑF ) pi , F − λi , L (ϑB ) pi , B R (ϑ + 273) Dieses Volumen kann für einen pi , B M i gegebenen Betriebszustand aus dem Diagramm 3 abgelesen werden. Falls auch Sauerstoff berücksichtigt werden müsste, wäre das Volumen entsprechend grösser. Die 1.8 bar Kurve würde dann die Temperaturachse bei 15 °C schneiden. 3 Einfluss von inhomogener Felddurchströmung auf das Betriebsverhalten von Solaranlagen Die praktische Bedeutung des Druckverlaufes in der Anlage und der Temperaturverteilung in einem Kollektorfeld soll anhand des folgenden Beispieles diskutiert werden. Die Resultate sind natürlich nicht auf beliebige Anlagen übertragbar, sondern dienen nur zur Veranschaulichung. In diesem Abschnitt sollen außerdem die Möglichkeiten für das Auftreten von freien Gasen (Luft) diskutiert werden. Dabei werden zwei Fälle unterschieden: Nicht ausspülbare Gastaschen im Kollektorfeld, beispielsweise in den Sammelleitungen. • Erhöhung des Anteils freier Gase in der Flüssigkeit durch Gasdesorption bei hohen Temperaturen und/oder lokal niedrigen Drücken. • Beispiel: Das Kollektorfeld besteht aus einer einzigen Reihe mit 16 Flachkollektoren 2 mit 2.3 m Aperturfläche. Diese haben einen Vollflächenabsorber mit integrierten Sammelleitungen. Diese sind 2 m lang, haben einen Innendurchmesser von 20 mm und besitzen an einem Ende einen Balgkompensator mit derselben Dimension. Das Absorberrohr hat eine Länge von 24 m, einen Innendurchmesser von 7 mm. Es ist als Mäander auf die Rückseite des Absorberbleches geschweisst. Die Rechnungen wurden für spezifische Durchflüsse von 15 und 35 l/hm2 durchgeführt. Entsprechend wurde 20 mm bzw. 25 mm für die Innendurchmesser der Vor- und Rücklaufleitungen gewählt. Diese haben eine Länge von 20 m und beinhalten je 15 Winkel. Der Anlageninhalt beträgt 70 l. Für den Betriebszustand wurden eine Globalstrahlung in der Kollektorebene von 1000 W/m2 und eine Rücklauftemperatur von 30°C angenommen. Das Kollektormodell beinhaltet die Daten aus dem Prüfbericht C691 des SPF in Rapperswil. 3.1 Fliessgeschwindigkeiten beim Füllen und im Betrieb Fliessgeschwindigkeit [m/s] Die Anlage werde mit einer Jet-Pumpe vom Typ Grundfos JP5 gefüllt und anschliessend bei maximalem Volumenstrom gespült. Die Fliessgeschwindigkeiten beim Spülen und im Betrieb sind in Diagramm 4 dargestellt. Gase, die in den hinteren Kollektoren bei Diagramm 4 hohen Betriebstempera2.5 Grenze der Selbstentlüftung in der horizontalen Sammelleitung bei ca. 0.3 m/s 2.0 turen aus der Lösung treten, werden selbst im high-flow Betrieb nicht mehr ohne Weiteres durch die Strömung aus dem Kollektorfeld gefördert. Im low-flow Betrieb wird nur 1.5 1.0 0.5 0.0 1 2 3 4 5 6 Füllen einseitig Betrieb einseitig high-flow Betrieb einseitig low-flow 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 Kollektor Füllen Tichelmann Betrieb Tichelmann high-flow Betrieb Tichelmann low-flow noch in den Sammelleitungen der vordersten Kollektoren die Selbstentlüftungsgeschwindigkeit erreicht. Eventuell vorhandene Luft in den Sammelleitungen kann über ein Entlüftungsventil jedoch nur dann entfernt werden, wenn sie dorthin bewegt werden kann. Bei Flachdachmontage kann man versuchen, das Kollektorfeld mit leichtem Gefälle gegen die vorlaufseitige Strömungsrichtung zu montieren, um die Selbstentlüftungsgeschwindigkeit zu reduzieren. Bemerkenswert ist, dass die Verrohrung nach Tichelmann hinsichtlich Selbstentlüftung keine Vorteile bietet. 3.2 Druckverteilung im Betrieb Die Anlage sei so gefüllt, dass der Druck am obersten Punkt des Kollektorfeldes einen Überdruck von 0.8 bar bei stehender Anlage hat. Der Einfachheit halber wird angenommen, dass sich alle Leitungen auf derselben Höhe befinden. Der Betriebsdruck im MAG ist dann 0.8 bar. Infolge der Druckverluste ändern sich die Drücke bei Betrieb gegenüber dem Ruhezustand. Beim high-flow Betriebskonzept ist die Differenz zwischen der maximalen Kollektoraustrittstemperatur und der Vorlauftemperatur klein. Allein aufgrund der Temperatur scheint daher keine Gefahr für die Bildung freier Gase zu bestehen. Jedoch können aufgrund der höheren Druckverluste auf der Vorlaufseite lokal niedrigere Drücke herrschen, woraus u. U. ein beträchtliches Gasvolumen durch Desorption resultiert. Diagramm 5 MAG saugseitig, high-flow low-flow MAG druckseite, high-flow low-flow Druck (absolut) [bar] 2.4 2.2 2 1.8 1.6 1.4 1.2 1 Beim low-flow Betriebskonzept ist die Situation umgekehrt. Dort sind die Druckverluste niedriger und demzufolge der vorlaufseitige Druck höher, also bezüglich der Gefahr von Gasdesorption günstiger. Andererseits ist die Differenz zwischen maximaler Kollektoraustrittstemperatur und Vorlauftemperatur hoch, sodass nun wegen der tendenziell höheren Maximaltemperatur Gase aus der Lösung treten können. Es ist deutlich, dass beim high-flow Betrieb der druckseitige Anschluss des MAG sehr nachteilig ist, da im Betrieb eine Druckabsenkung um 0.58 bar in der vorlaufseitigen Sammelleitung auftritt. Bei einer Temperatur von 95 °C gibt das Diagramm 2 ein Volumen der Gasblase von 0.09 l/kg an. Bei einem Anlageninhalt von 70 l ist ein Gasvolumen allein durch Desorption von rund 6 l zu erwarten. 3.3 Strömungsverteilung im Betrieb Diagramm 6 stellt die Strömungsverteilung über dem Kollektorfeld dar. Bei einseitigem Anschluss ist die Abweichung vom mittleren Durchfluss mit +45% / -17% wesentlich grösser als der Diagramm 6 Grenzwert nach VDI spezifischer Durchfluss [l/hm2] 55 high-flow Tichelmann 50 45 40 high-flow einseitig 35 30 low-flow Tichelmann 25 20 low-flow einseitig 15 Promille verschlechtert. Dies kann getrost vernachlässigt werden. Hingegen ist der Temperaturverteilung grössere Beachtung zu schenken. 10 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 Kollektor 3.4 6002. Der Wirkungsgrad ist gegenüber dem homogenen Idealfall lediglich um wenige Temperaturverteilung im Betrieb Die Unterschiede der Temperaturen am Kollektoraustritt erstrecken sich im low-flow Betrieb über bis zu 13 K. Für die Regelung der Anlage über die Kollektortemperatur ist also entscheidend, wo der Fühler platziert wird. Für den Anlagenstart könnte der Absorberfühler an einer beliebigen Stelle des Kollektorfeldes angeordnet werden, da Temperaturverteilung hinreichend isotherm ist. bei ruhendem Medium die Für den Überhitzungsschutz ist jedoch die Position des Temperatursensors an jenem Kollektor vorteilhaft, der am weitesten von den Feldanschlüssen entfernt ist, weil dieser Kollektor am Ende einer Stagnationsphase als letzter noch mit Dampf Diagramm 7 78 low-flow, Austritt Tichelmann Temperatur [°C] 76 74 low-flow, Sammelleitung Tichelmann 72 70 low-flow, Austritt einseitig 68 low-flow, Sammelleitung einseitig 66 64 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 gefüllt ist. Beim Anschluss nach Tichelmann ist dies der mittlere Kollektor einer Reihe, beim einseitigen Anschluss der letzte Kollektor. Dadurch wird verhindert, dass die Pumpe anläuft, solange das Kollektorfeld noch Dampf enthält, was unter Umständen heftige Kondensationsschläge zur Folge haben würde. Kollektor Nach Diagramm 7 sind dies aber gerade die Kollektoren, bei denen die höchsten Betriebstemperaturen auftreten. Diese Temperaturen eignen sich schlecht zur Regelung der Anlage. Bei grossen Anlagen ist die Vorlauftemperatur zur Regelung offensichtlich weit besser geeignet als die Absorbertemperatur. 4 Ausblick Für eine geschlossene theoretische Betrachtung des Einflusses von Luft und anderen Gasen auf den Betrieb sowie die energetische und exergetische Effizienz von thermischen Solaranlagen ist noch eine Reihe von Problemen zu lösen. Dazu gehören beispielsweise der Einfluss auf den Stagnationsfall, die Wirkungen auf das Korrosionsverhalten und die Wechselzyklen der Solarflüssigkeit. Trotzdem kann bei Kenntnis der im Beitrag beschriebenen wesentlichen Einflüsse von Luft auf den Betrieb von Solaranlagen und der praktischen Umsetzung ausgewählter Maßnahmen bei Anlagen- und Regelungskonzeption, Befüllung und Inbetriebnahme schon jetzt eine deutliche Verbesserung erreicht werden. 1 Putignano, J.; Casartelli, E; Staubli, T.; Förderfähigkeit von Luft in Wasser-(Glykol) Gemischen in Rohrströmungen. Semesterarbeit, Hochschule für Technik und Architektur HTA Luzern, Juli 2005 2 Walther, G.; Günthert, F.W.: Neue Untersuchungen zur Selbstentlüftungsgeschwindigkeit in Trinkwasserleitungen. gwf Wasser-Abwasser, 139 (1998) Nr.8: 475-481. www.bauv.unibw-muenchen.de 3 Uhlmann, D.; Rühling, K.: Gase in kleinen und mittleren Wasserheiznetzen. Schlussbericht zum AiFForschungsvorhaben 11103/B, p.67 Abbildung 5-1, TU Dresden Institut für Energietechnik, 1998 4 Rühling, K.: Gase in kleinen und mittleren Wasserheiznetzen und Kältekreisläufen. Schlussbericht zum AiF-Forschungsvorhaben 12086 B, TU Dresden Institut für Energietechnik, März 2002