Experimentelle Optimierung des Teillastverhaltens einer Hochtemperatur-Wärmepumpe

1. Einleitung

Einen Überblick über den aktuellen Stand der Forschung in diesem Bereich sowie eine ausführliche Literaturliste ist online unter www.t1p.de/HTWP zu finden.

Aufgrund schwankender Wärmebedarfe und Wärmequellenbedingungen ist das Teillastverhalten von Hochtemperatur-Wärmepumpen (HTWP) ein kritischer Aspekt bei der Auslegung und dem Betrieb einer Wärmepumpe für verschiedene Anwendungen. Die vorliegende Arbeit zielt darauf ab, diese Forschungslücke zu schließen, indem das Teillastverhalten eines HTWP-Versuchsstands optimiert wird, wobei der Fokus auf dem Einfluss des Massenstromverhältnisses an einem IHX mit Bypass und der Überhitzung nach dem Verdampfer liegt. Die Ergebnisse dieser Studie werden wertvolle Erkenntnisse für die Integration von HTWP in industrielle Energiesysteme und Fernwärmenetze liefern.

2. Methodik

2.1 Versuchsstand

Der HTWP-Versuchsstand ist in mehreren Veröffentlichungen beschrieben (z. B. [7, 9, 10]); der Vollständigkeit halber wird das Konzept des HTWP-Versuchsstands hier nochmals kurz vorgestellt. Wie in Abbildung 1 dargestellt, veranschaulicht das Fließbild die Hauptkomponenten und den Aufbau des HTWP-Versuchsstands.

Das in dieser Studie verwendete Arbeitsfluid ist trans-1-Chlor-3,3,3-trifluorpropen (R1233zd(E)), ein HCFO mit einem Treibhausgaspotenzial (GWP) von 1 CO_2e und einem Ozonabbaupotenzial (ODP) von 0,00034 R11_e [5]. Aufgrund seines niedrigen GWP und seiner Nichtbrennbarkeit stellt dieses Kältemittel eine sichere und effiziente Wahl für experimentelle Untersuchungen im Labormaßstab dar. Der Wärmepumpenkreislauf mit isolierten Rohren und Wärmeübertragern wird im Folgenden anhand des Fließbildes beschrieben.

Bezugnehmend auf Abbildung 1 befindet sich der Verdichter zwischen den Zustandspunkten 1 und 2. Von dort gelangt das verdichtete und überhitzte Arbeitsfluid zum Ölabscheider (ESK Schultze, Modell: BOS2-R-35/28F), wo flüssige Öltröpfchen aus dem Hochdruckgas gefiltert werden, um eine Beeinträchtigung des Wärmeübergangs zu verhindern. Das Öl wird über einen elektronischen Ölspiegelregulator am Verdichtersumpf zurückgeführt, wenn der Ölstand sinkt. Vom Ölabscheider gelangt das Hochdruckgas am Zustandspunkt 3 in den Verflüssiger, um thermische Energie während der Kondensation und anschließenden Unterkühlung von ca. 3 K an die Wärmesenke abzugeben. Der Verflüssiger ist ein Plattenwärmeübertrager von SWEP (Modell: SWEP B15T). Alle Wärmeübertrager im System arbeiten im Gegenstrom, um eine möglichst hohe Wärmeübertragungseffizienz zu gewährleisten.

Das unterkühlte Arbeitsfluid gelangt dann in einen Flüssigkeitssammler, der Lastwechsel ausgleicht und als Reserve dient, bevor thermische Energie über den inneren Wärmeübertrager (IHX) auf die Niederdruckseite übertragen wird. Nach dem IHX erfährt das Arbeitsfluid vor dem Eintritt in den Verdampfer eine isenthalpe Expansion im Expansionsventil. Auch der Verdampfer ist ein Plattenwärmeübertrager von SWEP (Modell: SWEP V80 x 40HT). Er ist mit einer Verteilereinrichtung ausgestattet, die sicherstellt, dass das nach der Expansion im Nassdampfzustand vorliegende Arbeitsfluid gleichmäßig auf die Platten verteilt wird. Dies ist wichtig, um eine gleichmäßige Wärmeübertragung zu gewährleisten und das Auftreten von Trockendampf in einzelnen Kanälen zu verhindern. Die Verteilereinrichtung benötigt eine Druckdifferenz von ca. 1 bar, um eine optimale Wärmeübertragung zu gewährleisten; folglich expandiert das Expansionsventil das Fluid nicht direkt auf den Verdampferdruck, sondern ein Teil der Expansion findet in der Verteilereinrichtung selbst statt.

Vom Verdampfer gelangt das überhitzte Arbeitsfluid zum IHX, der über einen Bypass umgangen werden kann. Der IHX ist ein Plattenwärmeübertrager der Firma Alfa Laval (Modell: CB30-34H) und dient dazu, im Verflüssiger nicht genutzte thermische Energie auf die Niederdruckseite zurückzuführen. Der Bypass ermöglicht die elektronische Regelung der rekuperierten Wärmemenge und damit die Regelung der Sauggasüberhitzung. Vom IHX kehrt das Arbeitsfluid zum Verdichter zurück und der Kreislauf wiederholt sich.

Der Versuchsstand ist zudem mit vier Probenahmestellen ausgestattet, die die Entnahme von sowohl Kältemittel- als auch Ölproben ermöglichen. Diese Probenahmestellen sind mit handelsüblichen Kugelventilen und Swagelok-Ventilen ausgestattet, was eine einfache und schnelle Probenahme ohne Beeinträchtigung des Systems ermöglicht. Die in Abbildung 1 dargestellten Probenahmestellen befinden sich an der Hochdruckgasleitung, der Ölrückführleitung, im Abschnitt zwischen Ölabscheider und Verflüssiger sowie nach dem Flüssigkeitssammler zwischen den Zustandspunkten 4 und 5. Diese Anschlüsse ermöglichen eine Fluidanalyse zur Untersuchung des Einflusses des Hochtemperaturbetriebs, ohne dass das System entleert werden muss.

2.2 Sekundärkreisläufe

Die Sekundärkreisläufe sind für den Wärmeübergang zwischen dem Arbeitsfluid und der Wärmequelle sowie der Wärmesenke verantwortlich, die beide mit Wasser betrieben werden. Die Wärmequelle wird durch ein Temperiergerät (Modell: HB-Therm Thermo-5) simuliert. Ein Drei-Wege-Ventil regelt den Volumenstrom der Wärmequelle (WQ) und ermöglicht die Regelung der Rücklauftemperatur T_2.02. Die Vorlauftemperatur wird vom Temperiergerät automatisch auf den Sollwert geregelt.

Die Wärmesenke erfordert eine komplexere Regelstrategie, um konstante Vor- und Rücklauftemperaturen aufrechtzuerhalten. Zu diesem Zweck wird ein Sekundärkreislauf zwischen dem Gebäudekühlnetz (hellblau) und der Hochtemperatur-Wärmepumpe (HTWP) verwendet, der in Abbildung 1 rot dargestellt ist. Dieser Kreislauf wird von einer frequenzgeregelten Umwälzpumpe von Danfoss (Modell: Magna3) angetrieben. Der Wärmesenkenkreislauf ist über einen Plattenwärmeübertrager von SWEP (Modell: B15H x 60) mit dem Gebäudekühlnetz verbunden. Das heiße Wasser verlässt den Verflüssiger am Zustandspunkt 3.01 und wird durch den Plattenwärmeübertrager auf die eingestellte Rücklauftemperatur T_3.02 gekühlt. Ein elektrischer Heizer ist dem Plattenwärmeübertrager nachgeschaltet, um regelungsbedingte Schwankungen auszugleichen. Um die Umwälzpumpe vor hohen Temperaturen zu schützen, befindet sie sich auf der kalten Seite nach dem elektrischen Heizer. Zusätzlich zur Frequenzregelung wird der Volumenstrom über einen Bypass um die Pumpe geregelt, um besonders niedrige Durchflussraten und damit große Temperaturdifferenzen zu ermöglichen.

2.3 Regelungskonzept

Der Versuchsstand wird über ein LabVIEW-System von National Instruments gesteuert, das eine einfache und schnelle Anpassung der Betriebsparameter und eine automatische Datenerfassung ermöglicht. Die Regelung basiert auf einem PID-Reglerkonzept, das variable Prozessparameter regelt. Die implementierten Regelkreise sind in Abbildung 1 mit gestrichelten Linien gekennzeichnet.

Im Kältekreislauf regelt der Öffnungsgrad des Expansionsventils die Überhitzung nach dem Verdampfer (Zustandspunkt 9), und die Bypass-Position vor dem IHX regelt die Sauggasüberhitzung (Zustandspunkt 1). Auf der Wärmequellenseite regelt ein Bypass die Rücklauftemperatur T_2.02, während die Vorlauftemperatur direkt am Temperiergerät eingestellt wird. Auf der Wärmesenkenseite wird die Vorlauftemperatur T_3.01 über die Position des Drei-Wege-Ventils geregelt, während die Rücklauftemperatur T_3.02 über die Bypass-Position vor dem Kühlwasserwärmeübertrager und dem Heizelement geregelt wird. Im Zylinderkopfkühlkreislauf regelt ein manuell betätigtes Drei-Wege-Ventil den Durchfluss, und ein PID-Regler steuert den Durchfluss durch den Kühlwasserwärmeübertrager, um die Eintrittstemperatur T_4.01 zu regeln.

2.4 Versuchsdurchführung

Die Messunsicherheiten sowie die Fehleranalyse mittels Gaußscher Fehlerfortpflanzung sind in Jeßberger et al. [7] zu finden. Die stationären Randbedingungen für die experimentelle Datenerfassung sind wie folgt definiert: Wärmesenkeneintritts- und -austrittstemperatur (T_3.01 und T_3.02) sowie die Austrittstemperatur (T₂) müssen über einen Zeitraum von 10 min mit einer Unsicherheit von ±1,5 K konstant sein. Die erste Messkampagne untersucht das Off-Design-Verhalten der HTWP durch Variation des Temperaturhubs von 17 K bis 80 K bei einer Verdichterdrehzahl von 1517 U/min und einer Netzfrequenz von 50 Hz.

Die zweite Messkampagne konzentriert sich auf die Variation der Verdichterdrehzahl von 750 U/min bis 2100 U/min unter Basisbedingungen. Diese Basisbedingungen sind wie folgt definiert:

Wärmequelle: Eintrittstemperatur 60 °C, Temperaturdifferenz 10 K

Wärmesenke: Austrittstemperatur 120 °C, Temperaturdifferenz 60 K

Basierend auf diesen Randbedingungen wird das Teillastverhalten der HTWP durch Anpassung der Überhitzung am Verdampferaustritt und der rekuperierten thermischen Energie im IHX optimiert. Die Optimierung wird für jede Verdichterdrehzahl durchgeführt, wobei die Frequenz in 5-Hz-Schritten von 25 Hz bis 70 Hz variiert wird, um die beste Kombination aus Verdampferüberhitzung und IHX-Massenstromverhältnis zu ermitteln. Die Sauggastemperatur ist aus Sicherheitsgründen auf 90 °C begrenzt.

Das optimierte Szenario ist definiert als der Betriebspunkt mit dem höchsten COP bei jeder Verdichterdrehzahl. Zur besseren Übersicht sind die Ergebnisse des Einflusses der Sauggasüberhitzung, beeinflusst durch das IHX-Massenstromverhältnis, für den Auslegungspunkt bei 1517 U/min (50 Hz) detailliert dargestellt. Tabelle 1 veranschaulicht die Bereiche der experimentell variierten Parameter, einschließlich Verdichterdrehzahl n, Sauggasüberhitzung und Temperaturen.

3. Ergebnisse

3.1 Off-Design-Verhalten

Das Off-Design-Verhalten der HTWP wird bei einer festen Überhitzung von 5 K am Verdampferaustritt am Zustandspunkt 9 (siehe Abbildung 1) analysiert, während das IHX-Massenstromverhältnis bis zu einer Vorlauftemperatur von 120 °C auf 50 % eingestellt ist. Bei Temperaturen über 120 °C regelt der Bypass das Massenstromverhältnis, um sicherzustellen, dass die Austrittstemperatur 150 °C nicht überschreitet. Abbildung 2 zeigt, dass der höchste COP von 4,1 beim niedrigsten Temperaturhub von 17 K auftritt und linear auf 2,1 bei 80 K abnimmt. Der exergetische Wirkungsgrad zeigt ein Optimum von 46 % bei einer Vorlauftemperatur von 130 °C und einem Temperaturhub von 70 K. Diese Ergebnisse zeigen, dass auch in einem einstufigen System hohe Temperaturhübe mit akzeptablen Effizienzen erreichbar sind. Weitere Studien sollten jedoch das Potenzial mehrstufiger Systeme untersuchen.

3.2 Basisszenario

Der COP, das Druckverhältnis (Π), die Wärmesenkenleistung und die Leistungsaufnahme des Verdichters bei einer Vorlauftemperatur von 120 °C und einer Wärmequellentemperatur von 60 °C in Abhängigkeit von den Verdichterdrehzahlen sind in Abbildung 3 dargestellt. Der COP erreicht ein Maximum von 2,78 bei Verdichterdrehzahlen von 1211 U/min. Im Auslegungspunkt von 50 Hz und 1517 U/min und einer standardisierten Sauggasüberhitzung von 20 K beträgt der COP 2,75. Jenseits des Maximums bei 1211 U/min sinkt der COP sowohl bei höheren als auch bei niedrigeren Verdichterdrehzahlen.

Dieses Verhalten kann auf verschiedene Effekte zurückgeführt werden. Bei niedrigen Verdichterdrehzahlen wird der beobachtete Effizienzabfall hauptsächlich durch erhöhte relative Wärmeverluste im Verflüssiger verursacht. Diese resultieren aus reduzierten Massenströmen, die zu niedrigeren Reynolds-Zahlen und damit reduzierten Wärmeübergangskoeffizienten führen. Außerdem nehmen der isentrope und der volumetrische Gütegrad des Verdichters bei niedrigen Drehzahlen ab. Bei hohen Verdichterdrehzahlen sinkt die Effizienz aufgrund des deutlich erhöhten Druckverhältnisses, was die Verdichterleistung negativ beeinflusst. Dieser Effekt kann nicht durch reduzierte Wärmeverluste oder verbesserte Wärmeübergangskoeffizienten kompensiert werden.

Der Anstieg des Druckverhältnisses kann auf höhere Druckverluste im Ölabscheider zurückgeführt werden, die einen höheren Austrittsdruck erfordern, um eine konstante Vorlauftemperatur aufrechtzuerhalten. Zusätzlich sinkt der Verdampfungsdruck mit zunehmender Verdichterdrehzahl aufgrund höherer Druckverluste im Verdampfer, beeinflusst durch einen höheren Massenstrom. Die Wärmesenkenleistung und die Leistungsaufnahme des Verdichters zeigen beide einen linearen Anstieg mit zunehmender Verdichterdrehzahl.

Die maximale thermische Leistung von 31,8 kW wird bei 2100 U/min (70 Hz) beobachtet, mit einer maximalen Verdichterleistungsaufnahme von 12,2 kW. Der volumetrische und isentrope Gütegrad des Verdichters sind in Abbildung 4 dargestellt. Der isentrope Gütegrad wird in Bezug auf die Verdichterleistungsaufnahme geschätzt, während der volumetrische Gütegrad (Liefergrad) als das Verhältnis zwischen dem realen und dem theoretischen Volumenstrom auf der Saugseite definiert ist. Bemerkenswert ist, dass der Verlauf des isentropen Gütegrads der COP-Kurve sehr ähnelt. Der volumetrische Gütegrad zeigt ein lokales Optimum von 0,71 bei 1211 U/min und nimmt bei sowohl höheren als auch niedrigeren Verdichterdrehzahlen nahezu linear ab. Dieses Verhalten erklärt sich durch wechselnde Sauggasbedingungen aufgrund der festen IHX-Größe, während der Massenstrom und die rekuperierte Wärme im IHX variieren.

3.3 Einfluss der IHX-Wärmeüber­tragerfläche

Der Einfluss des IHX-Massenstromverhältnisses auf den COP wird im Auslegungspunkt von 50 Hz (1517 U/min) analysiert. Die Sauggasüberhitzung wird von 13 K bis 45 K variiert, abhängig von der Verdichterdrehzahl und unter Berücksichtigung der Temperaturgrenzen, indem die IHX-Wärmeübertragerfläche variiert wird. Bei 0 % Massenstromverhältnis umgeht das Kältemittel den IHX, während bei 100 % der gesamte Kältemittelstrom den IHX passiert. Abbildung 5 zeigt, dass der COP ein Maximum von 3,0 bei 36 K Sauggasüberhitzung erreicht, bei einer Basisüberhitzung von 5 K nach dem Verdampfer. Eine Erhöhung des IHX-Durchflusses über 60 % führt dazu, dass die Verdichtungsendtemperatur bei dieser spezifischen Verdichterdrehzahl die Sicherheitsgrenze von 145 °C überschreitet, oder bei anderen Verdichterdrehzahlen die Sauggastemperaturgrenze von 90 °C. Ohne Verwendung des IHX beträgt der COP 2,63, was auf ein Optimierungspotenzial von 14 % durch Nutzung des IHX hinweist. Im Vergleich zum Basis-COP von 2,75 beträgt das Optimierungspotenzial 9 %.

3.4 Optimiertes Szenario

Die Messkampagne wurde für Verdichterdrehzahlen von 758 U/min bis 2100 U/min durchgeführt, wobei die Überhitzung nach dem Verdampfer auf 8 K eingestellt wurde, was sich in allen Fällen als beste Lösung erwies. Abbildung 6 zeigt den optimierten Auslegungspunkt-COP von 3,1 bei 1517 U/min (50 Hz) mit einem IHX-Massenstromverhältnis von 60 % und einer daraus resultierenden Sauggasüberhitzung von 38 K. Im Auslegungspunkt beträgt das Optimierungspotenzial im Vergleich zur Leistung mit einer standardisierten Sauggasüberhitzung von 20 K und einer Überhitzung von 5 K nach dem Verdampfer 12,7 %. Das Optimierungspotenzial ist bei niedrigeren Verdichterdrehzahlen aufgrund niedrigerer Austrittstemperaturen höher, mit einem Maximum von 22 % bei 758 U/min.

Die optimierten COP-Werte zeigen eine abnehmende Sauggasüberhitzung mit steigender Verdichterdrehzahl, was durch höhere Austrittstemperaturen aufgrund des sinkenden isentropen Gütegrads bei höheren Verdichterdrehzahlen erklärt werden kann. Durch eine stärkere Erhöhung der Sauggasüberhitzung wird die Austrittstemperaturgrenze von 145 °C bei höheren Verdichterdrehzahlen erreicht, was das Optimierungspotenzial begrenzt.

Diese Ergebnisse zeigen, dass ein überdimensionierter IHX in Kombination mit einem vorgeschalteten Bypass das Teillastverhalten einer HTWP im Betrieb durch eine intelligente Regelstrategie optimieren kann. Bei Verdichterdrehzahlen unter 1200 U/min kann unter Berücksichtigung der Temperaturgrenze eine höhere Sauggasüberhitzung verwendet werden. Bei höheren Verdichterdrehzahlen muss die Sauggasüberhitzung reduziert werden, um die Austrittstemperaturgrenze nicht zu überschreiten. Eine Verbesserung der Temperaturbeständigkeit von Verdichter und Motor könnte das Optimierungspotenzial weiter erhöhen.

4. Zusammenfassung

Diese Studie hebt die kritische Rolle des Teillastverhaltens von HTWP bei der Erreichung der Dekarbonisierungsziele hervor, insbesondere in industriellen Energiesystemen und Fernwärmenetzen. Es wurden umfassende experimentelle Messkampagnen für einen weiten Bereich von Teillast- und Off-Design-Bedingungen durchgeführt. Die wichtigsten Ergebnisse dieser Forschung lassen sich wie folgt zusammenfassen:

Die Charakterisierung des Teillastverhaltens ist wesentlich für die Dekarbonisierung, insbesondere in industriellen Energiesystemen und Fernwärmenetzen mit schwankendem Wärmebedarf.

Die Studie optimierte das Teillastverhalten eines HTWP-Versuchsstands und erzielte signifikante Leistungsverbesserungen:

Ein maximaler COP von 3,21 wurde bei einer Verdichterdrehzahl von 1058 U/min und einem Temperaturhub von 60 K beobachtet.

Die Anpassung der Sauggasüberhitzung und der Verdampferüberhitzung steigerte den COP um bis zu 22 %.

Die Optimierung des IHX-Massenstromverhältnisses zeigte ein Verbesserungspotenzial von 9 % im Auslegungspunkt (1517 U/min und 50 Hz).

Die maximale thermische Leistung von 31,8 kW wurde bei 2100 U/min erreicht.

Ein überdimensionierter IHX in Kombination mit einem Bypass verbessert die Teillasteffizienz erheblich, gekoppelt mit intelligenten Regelstrategien.

Zukünftige Forschungen werden die Rolle wassergekühlter Zylinderköpfe, die Optimierung des Off-Design-Verhaltens und mehrstufige Systeme zur weiteren Verbesserung untersuchen.

Diese Ergebnisse bilden eine Grundlage für weitere Fortschritte in der HTWP-Technologie und ebnen den Weg für effizientere und nachhaltigere Energiesysteme.

5. Literatur

Die ausführliche Literaturliste ist online unter www.t1p.de/HTWP zu finden.

6. Danksagung

Wir danken dem Bayerischen Staatsministerium für Wissenschaft und Kunst im Rahmen des Projekts „Geothermie-Allianz Bayern“ für die Förderung.