Neuartiger Ejektorkreislauf zur Effizienzsteigerung von R744-Kälteanlagen

Typische Ejektoren für R744 werden in Low-lift- und High-lift-Ejektoren klassifiziert [4], wobei die Unterscheidung anhand des sogenannte entrainment ratios (ER bzw. ф) erfolgt. Dieses ergibt sich, gemäß Gl. (1), aus dem Verhältnis von Saugmassenstrom m˙_sn zu Treibmassenstrom m˙_mn – der Index „sn“ bezeichnet dabei den Zustand am Saugdüseneintritt und der Index „mn“ den Zustand am Eintritt der Treibdüse.

⇥Gl. (1)

Bild: TU Dresden / compact

High-lift-Ejektoren besitzen moderate ER bei hohem Druckhub (Verhältnis zwischen Saug- und Mitteldruck) und Low-lift-Ejektoren hohe ER bei geringem Druckhub.

Ejektorsysteme benötigen oft einen Mitteldruckabscheider (Flash-Tank), der neben sicherheitstechnischen Vorteilen auch eine effizientere Nutzung des Flash-Gases erlaubt, entweder durch Flash-Gas-Kompression (FGK) oder Flash-Gas-Bypass (FGB), wobei FGK die effizientere Methode [2] darstellt.

Beim Betrieb außerhalb des Ejektor-Auslegungspunktes treten bei FGK- und FGB-Kreisläufen Herausforderungen wie etwa Strömungsablösungen oder Rückströmungen auf, welche die Systemleistung beeinträchtigen und zu Verdichterproblemen aufgrund von flüssigem Kältemittel in der Saugleitung (High-lift-Ejektoren) führen können. Zudem können Ölfallen in Teilen der Kälteanlage in bestimmten Ejektor-Kreisläufen (Flüssigkeitsejektoren, Low-lift-Ejektoren) zu Langzeitschäden der Verdichter führen.

Als Reaktion auf diese Herausforderungen wurde ein neuartiger Ejektor-Kreislauf mit zusätzlichem Unterkühlungswärmeübertrager entwickelt und experimentell untersucht. Abbildung 1 zeigt vereinfacht den untersuchten Kreislauf, der einen zusätzlichen Unterkühlungswärmeübertrager in eine konventionelle Booster-Konfiguration mit zwei Verdampfungsniveaus (Normalkühlung, NK bei -8 °C, Tiefkühlung, TK bei -30 °C) integriert.

Neben den Vorteilen eines High-lift-Ejektors ermöglicht die zusätzliche Unterkühlung vor den Verdampfern eine erhöhte spezifische Enthalpiedifferenz während der Verdampfung, wodurch der erforderliche Verdampfermassenstrom reduziert werden kann. Ein wesentlicher Vorteil dieses Kreislaufs ist die Entkopplung des Ejektor-Saugdrucks vom Verdampfungsdruck, wodurch die Abhängigkeit der Ejektoreffizienz von den Betriebsparametern der Anlage reduziert wird. Der realisierte Druckhub des Ejektors (bis zu 2,0 MPa bei einem ER < 0,1) übersteigt den Druckhub herkömmlicher High-lift-Ejektoren (typischerweise < 1,2 MPa bei ER > 0,1). Daher wird der Kreislauf als „Ultrahigh-lift-Ejektorkreislauf“ (UHL) bezeichnet. Ziel dieses Ansatzes ist es, die Gesamteffizienz der Kälteanlage weiter zu optimieren und gleichzeitig die Empfindlichkeit gegenüber Betriebszuständen zu verringern. Ein besonderer Vorteil dieser neuen Kreislaufkonfiguration ist, dass eventuelle Rückströmungen von flüssigem Kältemittel nicht zu Verdichterschäden führen, sondern direkt in den Unterkühler zurückfließen können. Dadurch entfallen Rückschlagventile und die damit verbundenen Druckverluste.

Experimenteller Aufbau

Der experimentelle Aufbau des für diese Untersuchung verwendeten R744-Booster-Systems ist im Rohrleitungs- und Instrumentenschema (R&I) in Abbildung 2 dargestellt.

Zur Vereinfachung wird der Verflüssiger/Gaskühler unabhängig davon, ob die Wärmeabgabe subkritisch oder überkritisch erfolgt, im Folgenden allgemein als „Gaskühler“ bezeichnet. Die sogenannte Booster-Kälteanlage besteht aus zwei NK-Verdichtern mit einem Nennfördervolumenstrom von je 6,5 m³/h, welche das gasförmige Kältemittel vom NK-Verdampfungsdruck (1) auf Hochdruck (2) verdichten. Das Druckgas wird dann enthitzt und über einen Plattenwärmeübertrager im subkritischen Betrieb kondensiert oder im transkritischen Betrieb gekühlt. Das gekühlte/ kondensierte R744 (4) tritt anschließend in einen internen Wärmeübertrager (IHX 1) ein, wo es optional durch das Flashgas weiter gekühlt werden kann. Nach dem IHX 1 erfolgt die Entspannung auf den Mitteldruck (6). Der Ejektor fördert abhängig von den primären Eintrittsbedingungen einen definierten Massenstrom. Ein Teil des Massenstroms wird parallel zum Ejektor über das Hochdruckventil (HDV) entspannt. Das gasförmige Kältemittel (7), welches im IHX 1 überhitzt wurde (8), kann entweder über das Flashgas-Bypassventil (FGV, 8->1) entspannt oder durch den installierten Flashgas-Verdichter (FGK) mit einem Nennfördervolumenstrom von 6,5 m³/h komprimiert (8->18) werden. Ein Teil des flüssigen Kältemittels (9) aus dem Flashgasbehälter wird im Ejektor-Unterkühler (IHX 3) sowie im internen Wärmeübertrager (IHX 2) unterkühlt (12) und anschließend in die NK- und TK-Verdampfer entspannt. Ein weiterer geringfügiger Teil des flüssigen Kältemittels wird vom Mitteldruck auf den Ejektor-Saugdruck entspannt, im IHX 3 überhitzt (9->10) und anschließend vom Ejektor angesaugt.

Der Kältemittelmassenstrom wird nach dem TK-Verdampfer im IHX 2 überhitzt und mittels zweier TK-Verdichter mit je 1,7 m³/h Nennfördervolumenstrom (15->16) vom TK- auf den NK-Verdampfungsdruck verdichtet. Vor Eintritt in die Saugleitung der NK-Verdichter erfolgt eine Gaskühlung im luftgekühlten Enthitzer (16->17). Sowohl der Gaskühler als auch der Verdampfer sind an einen Wasser-Glykol-Kreislauf (55 Vol.-% Glykolanteil) angeschlossen, um verschiedene Betriebsparameter durch regelbare Eintrittstemperaturen und Volumenströme einstellen zu können. Die Eintrittstemperaturen wurden bei allen untersuchten Betriebspunkten konstant gehalten. Jeweils ein Verdichtertyp (NK, TK und FG) wird dabei über einen Frequenzumrichter betrieben, um Teillastbetrieb zu ermöglichen. Die Positionen der Sensoren sind in Abbildung 2 dargestellt und mit TT für Temperaturtransmitter, PT für Druckmessungen und FIT für Massendurchflussmesser (bzw. Volumenstrommesser im Wasser-Glykol-Kreislauf) gekennzeichnet.

Tabelle 1 zeigt die Hauptmesspunkte zur Analyse der Effizienzsteigerung des Ejektorkreislaufs, sortiert nach der Austrittstemperatur des Kältemittels aus dem Gaskühler. Die Messdaten wurden in 2-Sekunden-Intervallen aufgezeichnet. Für jeden Messpunkt sind die wesentlichen Variablen (NK-/TK-Verdampfungsdrücke, Mittel- und Hochdruck, Austrittstemperatur aus dem Gaskühler, sowie die Massenströme im Kältemittelkreislauf) als 5-Minuten-Mittelwerte im stationären Zustand angegeben. Als stationärer Zustand gilt, wenn die relative Standardabweichung jeder dieser Messgrößen innerhalb von 5 Minuten kleiner als +5 % ist. Die Berechnung der Stoffdaten erfolgte mittels der CoolProp-Bibliothek [1].

Um eine maximale Systemeffizienz zu erreichen, wurden optimale Mittel- und Hoch­drücke als Funktion der Austrittstemperatur des Gaskühlers bestimmt. Um den optimierten Ejektorkreislauf mit Systemen ohne Ejektor vergleichen zu können, wurden zwei Referenzsysteme definiert: eines mit Flashgas-Kompression (FGK) und eines mit Flashgas-Bypass (FGB). Diese Referenzsysteme wurden bei konstantem Mitteldruck von 4,0 MPa (A-E) oder 3,5 MPa (F-I) betrieben, wobei der Hochdruck gemäß Liao & Jakobsen (1998) [5] eingestellt wurde. Die Werte für Mittel- und Hochdruck der Referenzsysteme wurden basierend auf Praxiserfahrungen ausgewählt. Neben der Systemeffizienz wurden folgende relevante Ejektorkenngrößen analysiert: das entrainment ratio ER (Gl. (1)), der Ejektorwirkungsgrad (Gl. (2)) nach [3] sowie der Druckhub p_lift (Gl. (3)).

⇥Gl. (2)

Bild: TU Dresden / compact

⇥Gl. (3)

Bild: TU Dresden / compact

Dabei bezeichnet der Index „diff,aus“ den Zustand am Diffusorausgang, der Index „sn,in“ den Zustand am Saugdüseneintritt, der Index „mn,in“ den Zustand am Eintritt der Treibdüse und ф das entrainment ratio ER.

Ergebnisse und Diskussion

Im folgenden Abschnitt werden die Ergebnisse der Messdaten präsentiert. Der in Abbildung 2 dargestellte Ejektorkreislauf (EJ) wird sowohl mit dem Referenzsystem ohne Ejektor, jedoch mit Flash-Gas-Bypass (HDV-FGB), als auch mit dem Referenzsystem ohne Ejektor, jedoch mit Flash-Gas-Verdichter (HDV-FGK), verglichen. Die entscheidende Größe für den Vergleich ist der COP (Coefficient of Performance) der Systeme. Selbiger wird gemäß Gl. (4) berechnet, wobei Q˙₀ die Kälteleistung der Verdampfer und P_el die elektrische Leistungsaufnahme der Verdichter darstellt.

Abbildung 3 zeigt den COP der untersuchten Kreisläufe in Abhängigkeit von der Austrittstemperatur des Gaskühlers bzw. Verflüssigers. In der Abbildung wird in zwei Möglichkeiten zur Regelung des statischen Ejektors unterschieden. Zum einen kann das HDV in Reihe vor dem Ejektor (Reihenbetrieb) geschalten werden, zum anderen parallel zum Ejektor (Parallelbetrieb). Die unterschiedlichen Regelmöglichkeiten sind zur exakten Einstellung des optimalen Hochdrucks notwendig, da der Treibmassenstrom bei einem statischen Ejektor nicht ohne zusätzliches Ventil aktiv geregelt werden kann

Abbildung 4 zeigt die COP-Veränderungen durch den Einsatz des UHL-Ejektors im Vergleich zu den Referenzsystemen gemäß Gl. (5).

⇥Gl. (4)

 
Bild: TU Dresden / compact

⇥Gl. (5)

 
Bild: TU Dresden / compact

Die blauen Balken in Abbildung 4 zeigen die relativen COP-Änderungen des Ejektorkreislaufs im Vergleich zum Referenzkreislauf ohne Ejektor, jedoch mit Flash-Gas-Verdichter (FGK). Die Effizienz des Ejektorkreislaufs verbessert sich im transkritischen Betrieb im Vergleich um bis zu 17 %. Im subkritischen Betrieb fallen die Effizienzsteigerungen geringer aus, da die exergetischen Verluste während des Drosselprozesses niedriger sind als im transkritischen Betrieb.

Die grünen Balken in Abbildung 4 zeigen den Vergleich der Ergebnisse des Ejektorkreislaufs mit FGK zu denen des Referenzsystems mit FGB, welches heute üblicherweise in kommerziellen Kälteanlagen eingesetzt wird. Es sind COP-Steigerungen zwischen 30 % und 40 % bei transkritischem Betrieb der Anlage möglich. Selbst bei sehr niedrigen Kondensationstemperaturen von 10 °C wurde eine (wenn auch geringe) Effizienzsteigerung beobachtet, sodass der Ejektorbetrieb selbst bei diesen Betriebsbedingungen keine Effizienzeinbußen aufweist und daher ganzjährig genutzt werden kann.

Der untersuchte Kreislauf kann den Bedarf an elektrischer Antriebsleistung zum Erreichen der gewünschten Kälteleistung signifikant reduzieren. Verglichen mit einem konventionellen High-lift-Ejektorkreislauf, wie er von Doerffel et al. [2] untersucht wurde, der Effizienzverbesserungen von 38 % gegenüber HDV-FGB bei Gaskühleraustrittstemperaturen von 35 °C und von 14 % bei einer Verflüssigeraustrittstemperatur von 20 °C aufwies, zeigt der hier untersuchte Ejektor-Unterkühler-Kreislauf höhere Effizienzsteigerungen im subkritischen Betrieb (17 % bei 20 °C) sowie vergleichbare Effizienzsteigerungen bei hohen Gaskühleraustrittstemperaturen (40 % bei 38 °C). Es wird vermutet, dass die höheren Effizienzsteigerungen im Ejektor-Unterkühlungssystem auf die zusätzliche Erhöhung der NK-Verdampferleistung und die reduzierte Verdichterantriebsleistung zurückzuführen sind. Low-lift-Anwendungen konnten Effizienzsteigerungen von bis zu 20 % im Vergleich zum HDV-FGB-Betrieb bei 35 °C erreichen [2]. Dies verdeutlicht, dass der betrachtete Ejektorkreislauf neben den eingangs beschriebenen Vorteilen auch Effizienzvorteile gegenüber herkömmlichen Systemen bietet.

Neben der Untersuchung des System-COP wurde der eingesetzte Ejektor hinsichtlich seiner Kenngrößen (entrainment ratio, Ejektorwirkungsgrad und Druckhub) analysiert. Abbildung 5 zeigt diese Parameter in Abhängigkeit von der primären Eintrittstemperatur (Treibdüse) in den Ejektor. Mit Hilfe der dargestellten Kennlinien können die Werte vereinfacht berechnet werden, wodurch eine Kreislaufberechnung ohne separat aufwändige eindimensionale oder mehrdimensionale Ejektorsimulationen ermöglicht wird.

Schlussfolgerungen und Ausblick

Diese Arbeit zeigt die Untersuchung einer Methode zur Effizienzsteigerung von R744-Kälteanlagen durch Integration von Ejektoren zur Rückgewinnung von Expansionsverlusten. Herkömmliche R744-Ejektorsysteme stoßen häufig an Grenzen bei der Bewältigung hoher Druckhübe, was die Effizienz beeinträchtigen und zu Herausforderungen hinsichtlich eines stabilen und sicheren Anlagenbetriebs führen kann. Um diese Limitierungen zu überwinden, wurde ein neuartiger Ejektorkreislauf mit zusätzlichem Unterkühlungswärmeübertrager entwickelt und in einem Prüfstand getestet. Die experimentelle Untersuchung des optimierten Ejektor-Unterkühlungskreislaufs zeigte eine signifikante Steigerung des COP, mit einer Verbesserung von bis zu 17 % im Vergleich zum Standard-R744-System mit Flash-Gas-Bypass ohne Ejektor. Auch der hinsichtlich des COP optimierte Hochdruck des neuen Ejektorkreislaufs konnte im Vergleich zum System ohne Ejektor reduziert werden. Die experimentellen Ergebnisse zeigten deutliche Effizienzsteigerungen insbesondere bei transkritischen Betriebspunkten und unterstreichen somit das vielversprechende Potenzial des neuartigen Ejektorkreislaufs. Weitere Optimierungen der Ejektorgeome­trie könnten noch größere Effizienzgewinne bedeuten, was einen wichtigen Fortschritt für transkritisch betriebene R744-Kälteanlagen bedeutet.

Ziel zukünftiger Untersuchungen ist es, mehrere statische Ejektoren parallel zu verwenden, um die Anlagensteuerung zu optimieren und den Einsatzbereich des Ejektors zu erweitern. Hierzu werden in Kooperation mit der Firma compact Kältetechnik GmbH weitere Ejektoren mit unterschiedlichen Treibmassenströmen entworfen und im bestehenden Prüfsystem installiert, um die Effizienz unter verschiedenen Randbedingungen zu analysieren. Derzeit führt die Firma compact Kältetechnik GmbH Feldtests der Ejektorkreisläufe durch, um die jährliche Effizienzsteigerung unter realen Bedingungen zu untersuchen.

Danksagung

Die Ergebnisse dieses Beitrages sind im Rahmen des ZIM-Vorhabens KK5038005 des Zentralen Innovationsprogramms Mittelstand vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages gefördert. Das Projekt wurde gemeinsam mit der Firma Compact Kältetechnik GmbH bearbeitet. Wir danken den genannten Institutionen für die Bereitstellung der finanziellen Mittel.

Literatur

[1] Bell, I., Wronski, J., Quoilin, S., Lemort, V. (2014). Pure and Pseudo-pure Fluid Thermophysical Property Evaluation and the Open-Source Thermophysical Property Library CoolProp. Industrial & Engineering Chemistry Research 53, 2498-2508.

[2] Doerffel, C., Thomas, C., Hesse, U., 2020. Experimental Results of various efficiency enhancing measures for CO₂ refrigeration systems. Proceedings of the 14th IIR Gustav Lorentzen Conference on Natural Refrigerants: online, December 07-09, 2020.

[3] Elbel, S., Hrnjak, P. (2008). Experimental validation of a prototype ejector design to reduce throttling losses encountered in transcritical R744 system operate. Int. J. Refrig. 31, 411–422.

[4] Gullo, P., Hafner, A., & Banasiak, K., 2018. Transcritical R744 refrigeration systems for supermarket applications: Current status and future perspectives. International Journal of Refrigeration, 93, 269-310.

[5] Liao, S. & Jakobsen, A. (1998), Optimal heat rejection pressure in transcritical carbon dioxide air conditioning and heat pump systems. Natural Working Fluids ‘98, Oslo, Norway, 01/01/1998.

[6] Herden, D., Doerffel, C., Barta, R. B., Thomas, C., 2023b. Untersuchung eines neuartigen Ultra-Highlift Ejektorkreislaufes, Deutsche Kälte-Klima Tagung 2023, Hannover. Paper ID: II-02.

[7] Javerschek, O., Craig, J. , Xiao, A. (2015). CO₂ as a refrigerant – start right away!. Proceedings of the 24th IIR International Congress of Refrigeration.16th – 22nd August. Yokohama, Japan ID: 15

[8] Nakagawa, M., Marasigan, A.R., Matsukawa, T., Kurashina, A. (2011). Experimental investigation on the effect of mixing length on the performance of two-phase ejector for CO₂ refrigeration cycle with and without heat exchanger. Int. J. Refrig. 34, 1604–1613