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Kühltürme

  • Paul J. Erens
  • Hanno C ReuterEmail author
Living reference work entry
Part of the Springer Reference Technik book series (SRT)

Zusammenfassung

Dies ist ein Kapitel der 12. Auflage des VDI-Wärmeatlas.

1 Einleitung

Die beiden Begriffe „Kühl“ und „Turm“ stammen von den ersten Verdunstungskühltürmen, die Wasser durch Verdunstung kühlten und beachtlich hoch waren, um einen Naturzug zu erzeugen. In manchen Fällen wird heute ein solcher Luftzug jedoch durch Zwangsbelüftung mit drückenden oder saugenden Ventilatoren erzeugt ohne hohe Türme, jedoch ist der Begriff „Kühlturm“ erhalten geblieben. Generell umfasst dieser Begriff nasse wie auch trockene Kühlsysteme. Aber da das Thema „trockene Wärmeübertrager“ in anderen Abschnitten des VDI-Wärmeatlas umfassend erörtert werden, befasst sich dieser Abschnitt ausschließlich mit den nassen Systemen, die auf Verdunstungskühlung beruhen und bei denen das zu kühlende Wasser in direkten Kontakt mit der durch den Kühlturm strömenden Luft kommt.

Verdunstungskühltürme werden zur Kühlung verschiedenster Maschinen oder industrieller Prozesse verwendet, die entweder direkt oder durch zwischengeschaltete Wärmeübertrager durch Verdunstungskühlung gekühlt werden. Daraus folgt, dass bei der Anwendung dieses Grundsatzes ein wenig Wasser, in der Regel ca. 1–2 % der Wasserdurchsatzrate, verlorengeht.

Jeder geschlossene thermodynamische Kreislauf hat eine Wärmequelle und eine Wärmesenke. In einem Dampfkreislauf muss zum Beispiel der Dampf kondensiert werden und dabei wird Wärme an die Umgebung abgegeben. Ein weiteres Beispiel ist ein Kältekreislauf, bei dem Wärme im Verdampfer absorbiert und dann durch den Verflüssiger wiederum an die Umgebung abgegeben wird. Dieser Prozess der Wärmeabgabe an die Umgebung findet durch verschiedene Wärmeübertrager statt, die entweder luft- oder wassergekühlt sind. Die Grundsätze der Thermodynamik lehren uns, dass es zur Erlangung eines möglichst hohen Wirkungsgrades innerhalb des Kreislaufes wünschenswert ist, die Wärme bei möglichst niedrigen Temperaturen abzugeben.

Theoretisch können Verdunstungskühltürme Wasser fast zur Feuchtkugeltemperatur kühlen, die in der Regel bedeutend unter der Trockenkugeltemperatur liegt. Dies ist einer der Gründe, weshalb Kühltürme oder andere Verdunstungskühlsysteme oft den Trockenkühlsystemen vorgezogen werden, wenn Wärme bei Temperaturen, die leicht über der Umgebungstemperatur liegen, abgegeben werden muss. Ein weiterer Grund für die Verwendung der Verdunstungskühlung ist die Eigenschaft der Luft bei Feuchtigkeitsaufnahme auch Wärme aufzunehmen. So zum Beispiel wenn Luft mit einer Trockenkugeltemperatur von 25 °C und einer Feuchtkugeltemperatur von 20 °C durch Trockenwärmung auf 35 °C erwärmt wird, kann sie nur 10,3 kJ/kg absorbieren. Erwärmt man sie jedoch in Kombination mit Verdunstung, d. h. mit Sättigung der Luft, so steigt diese Zahl auf 71,9 kJ/kg trockener Luft. Dies stellt einen siebenfachen Anstieg dar und führt zu einer starken Senkung des Luftdurchsatzes und des Ventilatorleistungsbedarfs im Vergleich zur Trockenkühlung.

Wird Wärme in einer Flüssigkeit bei Temperaturen abgegeben, die weit über der Umgebungstemperatur liegen, so wird der Vorteil der Verdunstungskühlung geringer und oft werden dann Trockenwärmeübertrager bevorzugt. Werden jedoch feste Gegenstände gekühlt, wie zum Beispiel Stahlbarren, wird meist die direkte Kühlung mit Wasser bevorzugt und dann kann ein Kühlturm zur effizienten Rückkühlung des Wassers dienen.

Der Kühlungsbedarf bei Umgebungstemperatur beschränkt sich nicht auf thermodynamische Kreisläufe, sondern erstreckt sich auch auf verschiedene Herstellungsprozesse wie zum Beispiel die Kühlung von Lebensmitteln nach dem Einkochen in Dosen oder auch auf den Betrieb von Maschinen wie Luftverdichter, Walzwerke, hydraulische und elektrische Anlagen. In der Tat werden sehr viel mehr Verdunstungskühltürme in der Herstellung und bei der Kühlung industrieller Prozesse verwendet als in thermodynamischen Kreisläufen. Generell werden Kühltürme zur Kühlung von Wasser zwischen 85 °C und Feuchtkugeltemperatur verwendet, aber die meisten Kühltürme werden bei Wassertemperaturen unter 55 °C und bis zu etwa 20 °C betrieben.

In manchen Systemen, die Kühlung in einem geschlossenen Kreis erfordern, werden Verdunstungskühler mit geschlossenem Kreislauf verwendet. In denen strömt eine beliebige Flüssigkeit oder verflüssigbares Gas durch den geschlossenen Kreis eines Rohrbündels in einem Kühlturm und Wasser wird über die Außenoberfläche aufgegeben und rezirkuliert.

2 Verschiedene Kühltürme und Verdunstungskühler/-verflüssiger

Verdunstungskühltürme können nach den unten aufgeführten Kategorien klassifiziert werden:
 

Zwangsbelüftet

Naturzug

Offener Kreislauf

Drückende Ventilatoranordnung

Saugende Ventilatoranordnung

Gegenstrom

Kreuzstrom

Gegenstrom

Kreuzstrom

Geschlossener Kreislauf

Drückende Ventilatoranordnung

Saugende Ventilatoranordnung

Verdunstungskühler

Verdunstungsverflüssiger

 
Einige Beispiele verschiedener Kühltürme sind in den Abb. 1, 2, 3 und 4 zu sehen.
Abb. 1

Zwangsbelüfteter Gegenstromkühlturm mit saugender Axialventilatoranordnung

Abb. 2

Zwangsbelüfteter Gegenstromkühlturm mit drückender Axialventilatoranordnung

Abb. 3

Kreuzstromkühlturm mit drückender Axialventilatoranordnung

Abb. 4

Gegenstromkühlturm mit saugender Ventilatoranordnung (Foto: Hamon)

In manchen Fällen begegnet man auch zwangsbelüfteten Naturzugkühltürmen. Viele verschiedene Varianten sind auch in Singham [57]; Stoecker und Jones [58]; Burger [52] und Kröger [55] dargestellt.

3 Kühlturmkonstruktion und -materialien

3.1 Grundelemente

Alle Kühltürme, ungeachtet ihrer jeweiligen Konfiguration, haben folgende Grundelemente:
  1. (i)

    Kühlturmschale;

     
  2. (ii)

    Kühleinbauten;

     
  3. (iii)

    Wasserverteileinrichtung;

     
  4. (iv)

    Belüftungssystem mit Ventilatoren oder Naturzug;

     
  5. (v)

    Tropfenabscheidersystem;

     
  6. (vi)

    Zusatzwassersystem;

     
  7. (vii)

    Abschlämmsystem;

     
  8. (viii)

    Wasserbecken;

     
  9. (ix)

    Jalousien am Lufteintritt, Windjalousien und Windfangwände.

     

3.1.1 Kühlturmschale

Die Hauptstruktur der Kühltürme besteht meistens aus einem oder mehreren der folgenden Materialien:
  1. (i)

    Holz

     
  2. (ii)

    GFK (glasfaserverstärktem Kunststoff) oder geformten Kunststoffen

     
  3. (iii)

    Stahl oder anderen Metallen

     
  4. (iv)

    Stahlbeton

     

3.1.2 Kühleinbauten

Die meisten Kühleinbauten werden aus Kunststoffen, Metallen oder Holz hergestellt, wobei die Mehrzahl aus geformten oder vakuumgeformten Kunststoffen hergestellt werden. Dabei sind PVC, Polyethylen, Polypropylen und ABS bevorzugte Kunststoffe. Viele Einbauten werden heute auch aus Stahl hergestellt, insbesondere wenn Wasser hoher Temperaturen zu kühlen ist. Obwohl auch Holz gelegentlich noch benutzt wird, so wird dies in der Regel nur noch bei Sonderanwendungen wie z. B. in Phosphorsäuretürmen oder in Gegenden mit ausreichendem Holzvorrat getan.

Nachstehender Abschn. 5 enthält weitere Einzelheiten zu den Kühleinbauten.

3.1.3 Sprühdüsen und Wasserverteilung

Eine gleichmäßige Wasserverteilung in Kühltürmen ist zur Erlangung maximaler Kühlwirkung und eines effizienten Betriebs des Kühlturms unerlässlich. Das Wasserverteilungssystem muss das Wasser gleichmäßig über die Kühleinbauten verteilen und kann sich aus geschlossenen Wasserkanälen mit einer Anzahl an Düsen aus Kunststoff oder Metall, aus offenen Überlaufkanälen oder offenen Kanälen mit Niederdruckdüsen zusammensetzen.

In kleinen Türmen kann die erwünschte Verteilung bei der Normaldruckspanne einer 2- bis 5-Meter-Wassersäule durch gut ausgelegte Düsen mit quadratischem Sprühmuster oder durch viele kleine Düsen erlangt werden (s. Abb. 5a). In sehr großen Türmen können Niederdruckdüsen (0,5 bis 1,5 m Wassersäule) mit weniger idealen Verteilungscharakteristiken verwendet werden, sofern zwischen nebeneinander liegenden Düsen eine ausreichende Überlappung erzielt wird. Einige Beispiele hiervon sind in Abb. 5b zu sehen und mit zwei Düsen mit Sprührichtung nach oben in Abb. 5c. Es wurde bewiesen, dass Düsen mit Radialverteilung bei maximaler Wasserlast im Zentrum und nach außen hin linear abnehmender Wasserlast eine exzellente Verteilung erzielen, wenn ihre Sprühmuster sich überschneiden. Einige kleine Türme verwenden auch rotierende Verteiler, einem Rasensprenger ähnlich, welche allerdings eher in runden Türmen eingesetzt werden können. Die Größe und Anzahl der Düsen und Verteilungskanäle ist von der erforderlichen Strömungsdichte der jeweiligen Anwendung abhängig.
Abb. 5

a Eine Auswahl von Mitteldrucksprühdüsen mit quadratischem Sprühmuster (Sprühdüsen werden umgekehrt gezeigt). b Eine Auswahl von Niederdrucksprühdüsen mit Sprührichtung nach unten. c Eine Auswahl von Niederdrucksprühdüsen mit Sprührichtung nach oben

Aufgrund des hohen Pumpleistungsbedarfs und ihrer Tendenz der Tröpfchenbildung, welche zu hohem Tröpfchenauswurf führt, werden Hochdrucksprühsysteme selten benutzt.

Wasserverteilungsrohre können je nach Temperatur- und Korrosionsgegebenheiten aus Kunststoff oder Metall sein. Generell sind es Niederdrucksysteme, die nur dünnwandige Rohre erfordern. Niederdruckdüsen werden oft unter offenen Verteilungskanalsystemen angebracht, welche von einem Hauptkanal oder -rohr gespeist werden.

3.1.4 Tropfenabscheider

Monjoie und Lauraine [49] haben eine Methode der Messung des Tröpfchenauswurfs dargelegt und auch drei Tropfenabscheidertypen nach Abscheidungswirkungsgrad unterschieden. Der Abscheidungswirkungsgrad wird als Prozentsatz der Wasserdurchsatzrate im Turm definiert und ist stark von der Verteilung der Tröpfchengröße und der Luftgeschwindigkeit durch den Turm abhängig. Foster et al. [9] haben zwei Tropfenabscheidertypen und ihren Abscheidungswirkungsgrad anhand der Tröpfchenverteilung oberhalb und unterhalb der Tropfenabscheider besprochen. Chan und Golay [2] dahingegen haben zwei verschiedene Wellenformen zur Tropfenabscheidung verglichen. Golay et al. [11] haben verschiedene Methoden zur Messung der Tropfenabscheidung besprochen.

Tropfenabscheider müssen Sprühtröpfchen, welche sich im Kühlturm mit der Luft nach oben bewegen, aufnehmen können, damit sie im Kühlturm bleiben. In der Regel bestehen sie aus Teilen, die so ausgelegt wurden, dass sie verschiedene plötzliche Richtungswechsel des Luftstroms bewirken, um dadurch die eingefangenen Tröpfchen auf feste Oberflächen zu leiten, damit das Wasser dann in den Turm zurückfließt. Es gibt verschiedene Patente, die PVC-Folien, Verbundstoffe oder S-förmige Lamellen aus Kunststoff oder Metall verwenden. Generell ist ein Abscheidungswirkungsgrad von etwa 0,01–0,0005 % der Kühlturmwasserdurchsatzrate auch ohne spezielle Anordnungen, wie Doppelreihen von Tropfenabscheidern zur weiteren Reduzierung, erreichbar.

In der Praxis sind 0,0002 % erreichbar, allerdings zu sehr viel höheren Kosten und es ist Vorsicht geboten, diese Anforderung nicht unnötig und übermäßig zu machen. In der Regel sind die 0,01 % für die meisten industriellen Anwendungen ausreichend, obwohl in jüngerer Vergangenheit Tropfenabscheider mit hohem Wirkungsgrad der 0,0002 %-Klasse aus Umweltgründen gefordert wurden.

Die oben erwähnten Prozentzahlen beziehen sich in der Regel auf eine Höchstgeschwindigkeit von 3 m/s bei Mittel-oder Niederdrucksprühsystemen. Diese sind nicht erreichbar, wenn die Geschwindigkeit über diese Zahl steigt oder die Sprühdüsen feine Wassertröpfchen bilden.

Abb. 6 zeigt einige Beispiele verschiedener Tröpfchenabscheider.
Abb. 6

Zwei verschiedene Tröpfchenabscheider

3.1.5 Belüftungssystem

Das Belüftungssystem zwangsbelüfteter Kühltürme wird in der Regel so gewählt, dass sich Luftgeschwindigkeiten von 2,5 bis 3,5 m/s im Turm ergeben. Diese Geschwindigkeit wird auf unter 3,5 m/s beschränkt, um eine Aufwärtsbewegung des Wassers durch die Kühleinbauten und auch die Tropfenabscheider zu verhindern. Das vermutlich am häufigsten verwendete Belüftungssystem ist der Axialventilator mit drückender oder saugender Ventilatoranordnung, wobei einige zwangsbelüftete Kühltürme auch Radialventilatoren verwenden.

Beide Ventilatorarten können mit Direktantrieb (bei Axialventilatoren bis zu einem Durchmesser von ca. 2 Metern) durch Keilriemenantrieb oder Getriebe mit Antriebswelle betrieben werden. Immer häufiger wird eine Ventilatordrehzahlregelung mit Frequenzumformer zur Temperaturregelung des gekühlten Wassers verwendet. Dies kann bei wechselnder Last den jährlichen Stromverbrauch der Lüfter erheblich reduzieren. Zur Leistungssteigerung durch Druckrückgewinnung werden bei saugender Anordnung die Ventilatoren häufig in Kombination mit einem Diffusor am Ventilatoraustritt geliefert.

Ventilatordrücke sind bei ca. 150–300 Pa generell niedrig. Es können also einstufige Axialventilatoren verwendet werden, obwohl auch zweistufige Axialventilatoren mit niedrigen Geschwindigkeiten eingesetzt werden, um dadurch den Geräuschpegel zu senken.

In Naturzugkühltürmen ist der Unterschied der Luftdichte im und außerhalb des Turmes die treibende Kraft statt Ventilatoren mit Motorenantrieb und in der Regel liegen die Luftgeschwindigkeiten in den Kühleinbauten bei etwa 1,5 m/s sehr viel niedriger.

3.1.6 Zusatzwasser- und Abschlämmeinrichtungen

Wenn Wasser ständig verdunstet und abgeschlämmt wird, muss dem System selbstverständlich Wasser hinzugefügt werden, um den Wasserverlusten durch Verdunstung und Abschlämmen entgegenzuwirken. Die Wassermenge beläuft sich in der Regel auf etwa 1 bis 2 % des Durchflusses durch den Kühlturm. Die Zusatzwassereinspeisung wird meist durch eine Wasserstandsregelung im Wasserbecken kontrolliert.

3.1.7 Das Kühlwasserbecken

Das Becken eines Kühlturmes dient dazu, das wieder abgekühlte Wasser aufzufangen. Oft dient es auch als Wasserspeicher für das System, obgleich dafür häufig auch getrennte Wasserspeicher verwendet werden. Die Größe und das Volumen des Beckens werden auf Grund praktischer Überlegungen hinsichtlich der jeweiligen Anwendung bestimmt.

In kleinen, geformten GFK- und Blechkühltürmen ist das Becken oft integriert, wohingegen es in großen Türmen auch aus GFK, Stahl oder Beton gebaut werden kann.

Es ist nicht ungewöhnlich, selbst mittelgroße, geformte GFK-Türme direkt auf Betonbecken zu bauen und das Wasser direkt in das Becken abfließen zu lassen.

Becken sind oft mit Leitblechen, hervorstehenden Lufteintritten und nach Innen geneigten Einzugsleisten versehen, um das Wasser daran zu hindern, den Turm durch die Lufteintritte zu verlassen.

Einige Kühltürme werden ohne Becken hergestellt und verwenden schräge Wasserauffangrinnen, zwischen denen die Luft nach oben in den Turm strömt. Der Vorteil solcher Systeme ist hauptsächlich eine geringere Pumpförderhöhe und daraus folgend eine geringe Pumpenleistung, sowie der nahezu vollständige Lichtausschluss im Turm, was der Algenbildung entgegenwirkt.

3.1.8 Jalousien am Lufteintritt, Windjalousien und Windfangwände

Wasserverluste von einem Kühlturm durch Spritzen oder Wind sollten vermieden werden, da sie umweltschädlich sind und die Ursache chemischer Verluste vom Turm sein können. Solche Verluste können durch den sorgfältigen Entwurf der Eintritte und der Jalousien am Lufteintritt, der Windjalousien und der Windfangwände vermieden werden.

Jalousien am Lufteintritt dienen manchmal, aber nicht immer, dem Auffangen kleiner Wassertröpfchen, die von unter dem Turm nach oben gespritzt werden. Sie sind nach innen geneigt, so dass das Wasser, welches an ihnen abgefangen wird, in das Becken zurückfließt. Jalousien werden aus Kunststoff, GFK, Faserzement und verzinktem oder rostfreiem Stahl hergestellt. Oft sind die Abstände zwischen ihnen jedoch recht groß und dies reduziert ihre Wirkungsfähigkeit, da Wasser zwischen ihnen aus dem Turm hinausgeweht werden kann.

Windjalousien werden meist senkrecht angebracht und die Abstände zwischen ihnen sind sehr viel kleiner. Obwohl sie in erster Linie dafür ausgelegt sind, dass kein Wasser aus dem Turm geweht wird, dienen sie auch als Spritzschutz.

Eine weitere und oft die einzige Art Windverlusten vorzubeugen, ist die Errichtung von Trennwänden unterhalb der Einbauten in der Mitte des Turmes, oft in beide Richtungen. Solche Trennwände verhindern auf recht effektive Weise einen Windfluss durch den Turm, wenn der Wind im rechten Winkel zum Turm weht. Doch verhindern sie nicht, dass Wind, der fast parallel oder in einem sehr spitzen Winkel zu den Lufteintritten weht, in den Turm gelangt und ihn auf der anderen Seite wieder verlässt und dabei erhebliche Wassermengen mit sich trägt. Verstellbare Jalosien zum Winterschutz am Lufteintritt und/oder am Ventilatoraustritt werden auch manchmal benutzt, um die Luftmenge bei Frostgefahr zu regeln. Auch dienen sie mitunter als Staubschutz, damit das Kühlwasser bei Stillstand nicht verschmutzt.

4 Grundlagen der Vedunstungskühlungstheorie

4.1 Feuchtlufteigenschaften (Psychrometrietheorie)

Die Eigenschaften feuchter Luft lassen sich bestimmen, indem man Luft und Wasserdampf als perfekte Gase betrachtet. Die Grundlagen hierzu werden nachstehend nach Bosnjakovic [51] und einigen grundlegenden Texten zur Thermodynamik zusammengefasst.

Der Dampfgehalt X (das Massenverhältnis von Wasserdampf zu trockener Luft) in Partialdrücken wird mit folgender Gleichung dargestellt:
$$ X=\frac{M_D}{M_L}=\frac{R_L\cdot {p}_D}{R_D\cdot {p}_L}=0,622\frac{p_D}{p-{p}_D} $$
(1)
mit p als Gesamtdruck sowie pD und pL als Partialdrücke von Wasserdampf bzw. Luft. In der Meteorologie wird dagegen meistens die relative Luftfeuchtigkeit verwendet. Zwischen relativer Feuchte φ und Dampfgehalt X besteht folgender Zusammenhang:
$$ \varphi =\frac{p_D}{p_D^{{\prime\prime} }}=\frac{X}{0,622+X}\cdot \frac{p}{p_D^{{\prime\prime} }}. $$
(2)
Der Dampfgehalt ungesättigter feuchter Luft lässt sich auf einfache Weise durch Abkühlung der Luft bis auf die Taupunkttemperatur ϑ feststellen:
$$ X={X}_{\left({\vartheta}_{L\tau}\right)}^{{\prime\prime} }=0,622\frac{p_D^{{\prime\prime}}\left({\vartheta}_{L\tau}\right)}{p-{p}_D^{{\prime\prime}}\left({\vartheta}_{L\tau}\right)}. $$
(3)
Der Partialdruck des Wasserdampfes kann durch Messungen der Feuchtkugel- und Trockenkugeltemperaturen mit einem Schleuderpsychrometer oder ähnlichem Gerät anhand folgender Formel berechnet werden:
$$ {p}_D={p}_{D\left({\vartheta}_{LF}\right)}^{{\prime\prime} }-\frac{0,5}{755}\cdot p\cdot \left({\vartheta}_L-{\vartheta}_{LF}\right) $$
(4)
Der Sättigungsdruck für Wasserdampf \( {p}_D^{{\prime\prime} } \) kann zwischen Temperaturen von 0° und 70 °C mit folgender Formel auf 1 Promille genau bestimmt werden:
$$ {\displaystyle \begin{array}{l}\ln \left({p}_D^{{\prime\prime}}\right)=-5143,12\left[\frac{1}{273,15+\vartheta }-\frac{1}{373,16}\right]\\ {}\quad -\, 5,471\ln \left(\frac{373,16}{273,15+\vartheta}\right)\\ {}\quad +0,01656\left[373,16-\left(273,15+\vartheta \right)\right]-\, 11,5129\end{array}} $$
(5)
Aus p = pL+pW (Gesetz von Dalton) folgt, dass die Dichte feuchter Luft bei atmosphärischem Druck mit folgender Gleichung wiedergegeben wird:
$$ {\rho}_{LD}=\frac{M_L+{M}_W}{V}=\frac{1+X}{R_L+X\cdot {R}_D}\cdot \frac{p}{T}=\frac{1+X}{\left(1+X/0,622\right)}\cdot \frac{p}{R_LT}. $$
(6)
Die Enthalpie eines ungesättigten Feuchtluftgemisches kann durch die Summierung der Enthalpien der Luft und der Feuchtekomponenten berechnet werden:
$$ {h}_L=\left({c}_{pL}+{c}_{pD}X\right)\cdot {\vartheta}_L+X\cdot \Delta {h}_{V0}. $$
(7)

Dabei ist ΔhV0 die Verdampfungsenthalpie bei 0 °C. Ferner wird der Enthalpienullpunkt für Luft und Wasserdampf bei 0 °C bei festgelegt.

Die Enthalpie gesättigter Luft wird wie folgt dargestellt:
$$ {h}_L^{{\prime\prime} }=\left({c}_{pL}+{c}_{pD}\cdot {X}^{{\prime\prime}}\right){\vartheta}_L+{X}^{{\prime\prime}}\cdot \Delta {h}_{V0} $$
(8)
da hD = ΔhV0+cpDϑD und die Enthalpie flüssigen Wassers aus Folgendem berechnet werden kann:
$$ {h}_W={c}_{pw}\cdot {\vartheta}_W $$
(9)

Es gelten folgende Durchschnittswerte für die spezifischen Wärmekapazitäten von Luft, Wasserdampf und Wasser:

cpL = 1,006 kJ/kgK, cpD = 1,861 kJ/kgK,

cpW = 4,18 kJ/kgK.

Die Verdunstungsenthalpie bei 0 °C beträgt ΔhV0 = 2500 kJ/kgK.

4.2 Gegenstromtheorie

Die Ableitung der Gegenstromtheorie für Kühltürme ist in verschiedenen Texten enthalten, so auch in Fujita und Tazuka [10]; Kröger [55]; Poppe und Rögener [50]; Singham [57]; Stoecker [58]; Sutherland [29]; Baker und Shryock [1] und wird nachstehend zusammengefasst.

Man betrachtet einen Wasserfilm, der an der Oberfläche eines Kanals herunterfließt, während die Luft wie in Abb. 7a dargestellt aufwärts strömt. Folgende grundlegende Annahmen werden gemacht:
  1. 1.

    Das System besitzt adiabate Wände, d. h., es wird Wärme nur im Inneren des Systems übertragen.

     
  2. 2.

    Die Temperatur an der Wasseroberfläche (Phasengrenze) ist gleich der mitteleren Wassertemperatur. Der Übergangswiderstand auf der Flüssigkeitsseite wird also vernachlässigt. Damit gilt ϑL,Phasengrenze = ϑW.

     
  3. 3.

    Die Flächen für Wärme- und Stoffübertragung sind gleich groß.

     
  4. 4.

    Die Luft verlässt den Kühlturm in gesättigtem Zustand.

     
Abb. 7

a Modell eines Gegenstromelements. b Gegenstrom-Energiebilanz (Wärme- und Stoffübertragung). c Energie- und Massenbilanz für ein Gegenstromsystem

Die Energiebilanz für einen beliebigen Querschnitt des Kühlsystems lautet gemäß Abb. 7a:
$$ {\dot{M}}_L\cdot {dh}_L-{\dot{M}}_W\cdot {dh}_W-{h}_W\cdot d{\dot{M}}_W=0 $$
(10)
und die Massenbilanz (Abb. 7a) als:
$$ {\dot{M}}_L\cdot dX+d{\dot{M}}_W=0. $$
(11)
Legt man die Bilanzhülle auf die Wasseroberfläche (Abb. 7b), so gilt folgende Energiebilanz:
$$ {\dot{M}}_L\cdot {dh}_L={h}_D\cdot d{\dot{M}}_W+\alpha \cdot \left({\vartheta}_W-{\vartheta}_L\right)\cdot dA. $$
(12)
Die Stoffübertragungsmenge, als Konzentrationsdifferenz ausgedrückt, wird wie folgt dargestellt:
$$ d{\dot{M}}_W={\beta}_x\cdot \left[{X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X\right]\cdot dA. $$
(13)
Fasst man diese Gleichungen zusammen, so ergibt sich mit cpLD = cpL+cpDX die Gleichung:
$$ {\displaystyle \begin{array}{ll}{\dot{M}}_W\cdot {dh}_W= & {\beta}_x\cdot dA\cdot \\ {} & \left\{\begin{array}{l}{h}_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L+\left(\frac{\alpha }{\beta_X\cdot {c}_{pLD}}-1\right)\left[{h}_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L-\left({X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X\right).\left(\Delta {h}_{V0}+{c}_{pD}\cdot {\vartheta}_W\right)\right]\cdot \\ {}-\left({X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X\right)\cdot {c}_{pW}\cdot {\vartheta}_W\end{array}\right\}\end{array}} $$
(14)
Mit folgenden Annäherungen vereinfachte Merkel [24] obige Gleichungen:
  1. 1.

    Lewis-Faktor Leα/(βXcpLD) ≈ 1

     
  2. 2.

    \( \left({X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X\right)\cdot {c}_{pW}\cdot {\vartheta}_W\, \ll \, {h}_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L \)

     
Unter der Annahme, dass die Verdunstungsmenge im Vergleich zur Kühlwassermenge vernachlässigbar ist, ist die „Merkelsche Hauptgleichung“:
$$ {\dot{M}}_W\cdot {c}_{pW}\cdot d{\vartheta}_W={\beta}_X\cdot dA\cdot \left[{h}_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L\right] $$
(15)
oder in integrierter Form
$$ Me=\underset{0}{\overset{A}{\int }}\frac{\beta_X\cdot dA}{{\dot{M}}_W}=\underset{\vartheta_{WA}}{\overset{\vartheta_{WE}}{\int }}\frac{c_{pW}\cdot d{\vartheta}_W}{h_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L}. $$
(16)
Die Energiebilanz für das Kühlsystem ergibt:
$$ {\dot{M}}_L\cdot \left({h}_{L2}-{h}_{L1}\right)={\dot{M}}_W\cdot {c}_{pW}\cdot \left({\vartheta}_{W2}-{\vartheta}_{W1}\right). $$
(17)

Die Gl. (16) und (17) verbinden die Wasserkühlung mit der Stoffübertragung des Wassers und vereinfachen die Berechnungen erheblich. Merkels Annahmen haben fast keinen Einfluss auf die für zwangsbelüftete Türme erlangten Ergebnisse, aber sie erlauben keine korrekte Vorhersage der Luftaustrittsbedingungen, was sich bei Berechnungen für Türme mit Naturzug als problematisch erweist.

Die vollständige Bilanz lautet dagegen:
$$ {\displaystyle \begin{array}{l}{\dot{M}}_L\left[{h}_{L2}-{h}_{L1}-{c}_{pW}\cdot {\vartheta}_{W1}\cdot \left({X}_2-{X}_1\right)\right]\\ {}\, ={\dot{M}}_{W2}\cdot {c}_{pW}\cdot \left({\vartheta}_{W2}-{\vartheta}_{W1}\right).\end{array}} $$
(18)

4.3 Numerische Berechnungsmethoden

Die Poppe-Methode

Aus den Gl. (10), (13) und (14) ergibt sich:
$$ {\displaystyle \begin{array}{l}{\dot{M}}_L\cdot {dh}_L={\beta}_X\cdot dA\cdot \left\{{h}_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L+\left(\frac{\alpha }{\beta_X\cdot {c}_{pLD}}-1\right)\cdot \right.\\ {}\left.\quad \left[{h}_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L-\left({X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X\right)\cdot \left(\Delta {h}_{V0}+{c}_{pD}\cdot {\vartheta}_W\right)\right]\right\}.\end{array}} $$
(19)
Aus den Gl. (13), (14) und (19) ist es zweckmäßig, die Wassertemperatur als unabhängige Variable zu wählen:
$$ \frac{dX}{d{\vartheta}_W}={c}_{pW}\cdot \frac{{\dot{M}}_W}{{\dot{M}}_L}.\left\{\frac{X_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X}{h^{{\prime\prime}}\left({\vartheta}_W\right)-{h}_L+\left(\alpha /{\beta}_X\cdot {c}_{pLD}-1\right)\cdot \left[{h}_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L-\left({X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X\right)\cdot \left(\Delta {h}_{V0}+{c}_{pD}\cdot {\vartheta}_W\right)\right]-\left({X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X\right)\cdot {c}_{pW}\cdot {\vartheta}_W}\right\} $$
(20)
und
$$ \frac{dh_L}{d{\vartheta}_W}={c}_{pW}\cdot \frac{{\dot{M}}_W}{{\dot{M}}_L}.\left\{1+\frac{\left({X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X\right).{c}_{pW}.{\vartheta}_W}{h^{{\prime\prime}}\left({\vartheta}_W\right)-{h}_L+\left(\alpha /{\beta}_X\cdot {c}_{pLD}-1\right)\cdot \left[{h}_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L-\left({X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X\right)\cdot \left(\Delta {h}_{V0}+{c}_{pD}\cdot {\vartheta}_W\right)\right]-\left({X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X\right)\cdot {c}_{pW}\cdot {\vartheta}_W}\right\} $$
(21)
Wendet man die Gl. (11) und (13) an, erhält man die Anzahl der Übergangseinheiten (NTU):
$$ NTU=\underset{0}{\overset{A}{\int }}\frac{\beta_X\cdot dA}{{\dot{M}}_L}=\underset{\vartheta_{WA}}{\overset{\vartheta_{WE}}{\int }}\frac{dX/d{\vartheta}_W}{X_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X}\cdot d{\vartheta}_W. $$
(22)
Zwischen der Anzahl der Übergangseinheiten und der Merkel-Zahl besteht folgender Zusammenhang:
$$ NTU=\frac{{\dot{M}}_W}{{\dot{M}}_L}\cdot Me. $$
(23)
Der veränderliche Wasserstrom lässt sich aus dem normalerweise bekannten Warmwasserstrom \( {\dot{M}}_{W2} \) berechnen (Abb. 7c):
$$ {\dot{M}}_{W2}={\dot{M}}_W+{\dot{M}}_L\cdot \left({X}_2-X\right), $$
$$ \frac{{\dot{M}}_L}{{\dot{M}}_W}=\frac{{\dot{M}}_L}{{\dot{M}}_{W2}}\cdot {\left[1-\frac{{\dot{M}}_L}{{\dot{M}}_{W2}}\cdot \left({X}_2-X\right)\right]}^{-1}. $$
(24)
Bosnjakovic [51] leitete die folgende Gleichung ab und legte den Lewis-Faktor nach dem Luft-Wasser-Inhalt fest, wodurch eine Annäherung dieses Faktors nicht mehr erforderlich ist:
$$ \frac{\alpha }{\beta_X\cdot {c}_{pLD}}=0,{865}^{2/3}\cdot \frac{\frac{0,622+{X}_{\vartheta_W}^{{\prime\prime} }}{0,622+X}-1}{\ln \left(\frac{0,622+{X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }}{0,622+X}\right)}. $$
(25)

Die Gl. (20) und (21), zusammen mit den Gl. (5), (24) und (25) können nach dem Runge-Kutta-Verfahren zwischen den Ein- und Austrittszuständen bestimmter Wasser- und Luftdurchflussmengen, Wasser Ein- und Austrittstemperaturen, Feucht- und Trockenkugeltemperaturen am Lufteintritt und dem atmosphärischen Druck numerisch integriert werden. Da die Konzentration der Austrittsfeuchte X2 unbekannt ist, muss eine iterative Lösung gefunden werden. Die NTU-Zahl der bestimmten Kühlleistung wird dann durch die Integration der Gl. (22) und unter der numerischen Anwendung der Simpson-Regel berechnet. Ist die NTU eines bestimmten Übertragungsstoffes aus Messungen bekannt, kann dieses Verfahren iterativ zur Berechnung der Wasseraustrittstemperaturen bei gegebenen Luft- bzw Wassereintrittsbedingungen und Durchflussmengen angewendet werden.

Zusätzlich kann der Zustand der Luft am Austritt sowie die Verdunstungsmenge ermittelt werden. Kloppers und Kröger [17, 19, 20] wiesen darauf hin, dass diese Methode erweitert werden könne, um auch übersättigte Konditionen einzuschließen.

Die Merkel-Methode

Ausgezeichnete Ergebnisse werden erlangt, wenn die Merkel-Gl. (16) angewendet wird und dann entweder ein schrittweises numerisches Integrationsverfahren oder eine Vier-Schritt-Chebychev-Integration zur Berechnung der Merkel-Zahl angewendet wird. Ein Beispiel einer solchen Berechnung gibt Kröger [55], S. 263 ff.

Yadigaroglu und Pastor [38] und Kloppers und Kröger [14, 17, 19, 20] haben die Unterschiede zwischen der präziseren Poppe-Methode und der Annäherungsmethode Merkels besprochen. Kloppers und Kröger [18] haben auch den Einfluss der Annahme des Lewis-Faktors auf die Leistungsvorhersagen untersucht. Obgleich die Poppe-Methode zu exzellenten Ergebnissen führt und genaue Vorhersagen der Verdunstungsrate erlaubt, wird die Merkel-Methode wegen ihrer Einfachheit sehr viel häufiger angewendet. Doch weisen Kloppers und Kröger [17, 19] darauf hin, dass bei der Merkel-Methode auf Grund ihrer Annahme, dass am Austritt Sättigung vorliegt, der Wert X nicht genau ist und die Berechnung der Verdunstungsrate deshalb auch nicht genau ist, obwohl die Vorhersage der Wasseraustrittstemperatur trotz der Abweichung des Lewis-Faktors von der Einheit ausgezeichnet ist. Sie stellten auch fest, dass die Merkel-Methode erheblich verbessert wird, wenn die Veränderung der Wasserdurchflussrate bei der numerischen Integration berücksichtigt wird.

Es wurden in der Vergangenheit verschiedene Methoden zur Integration der Merkel-Gleichung entwickelt. Dabei wurde die Sättigungskurve mit einer parabolischen oder exponentiellen Gleichung angenähert. Dies ist heute jedoch angesichts der Computer-Lösungen nicht mehr erforderlich.

Die NTU-Methode

Jaber und Webb [12] zeigten, dass die NTU-Methode, wie sie auf Wärmeübertrager angewendet wird, auch für Kühlturmberechnungen verwendet werden kann, wenn dieselben Annahmen gemacht werden, die auch Merkel macht, und wenn die Enthalpie der gesättigten Luft als lineare Funktion der Temperatur über der Kühlspanne angenähert wird (s. auch Webb [32], Webb und Villacres [34, 35] und Webb und Jaber [33]). Ein numerisches Beispiel einer solchen Berechnung gibt Kröger [55], S. 274 ff., welcher auch darauf hinweist, dass die Genauigkeit dieser Methode durch eine Unterteilung der Berechnung in verschiedene Schritte erheblich gesteigert werden kann.

4.4 Kreuzstromtheorie

Differenzialgleichungen für eine Kreuzstromsituation können hergeleitet werden, wenn man das Element in Abb. 8 betrachtet, in dem der senkrechte Wasserstrom im rechten Winkel zum waagerechten Luftstrom steht. Dies führt zu partiellen Differenzialgleichungen in senkrechter und waagerechter Richtung.
Abb. 8

Modell eines Kreuzstromelements

Die Veränderung des Wassergehaltes in waagerechter Richtung wird wie folgt dargestellt:
$$ \frac{\partial X}{\partial \xi }=\frac{\beta_X\cdot a\cdot V}{{\dot{M}}_L}\cdot \left({X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X\right) $$
(26)
und die damit einhergehende Veränderung der Luftenthalpie durch:
$$ {\displaystyle \begin{array}{l}\frac{\partial {h}_L}{\partial \xi }=\frac{\beta_X\cdot a\cdot V}{{\dot{M}}_L}\cdot \left\{{h}_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L+\left(\frac{\alpha }{\beta_X\cdot {c}_{pLD}}-1\right).\right.\\ {}\left.\left[{h}_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L-\left({X}_{\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-X\right).\left(\Delta {h}_{V0}+{c}_{pD}\cdot {\vartheta}_W\right)\right]\right\}\end{array}} $$
(27)
Die Veränderung der Wassertemperatur ist:
$$ \frac{\partial {\vartheta}_W}{\partial \eta }=\frac{{\dot{M}}_L}{{\dot{M}}_w}\cdot \left[{\vartheta}_W\cdot \frac{\partial X}{\partial \xi }-\frac{1}{c_{pW}}\cdot \frac{\partial {h}_L}{\partial \xi}\right]. $$
(28)

ξ und η sind normalisierte Abstände: ξ = x/x0 und η = y/y0.

Führt man auch in diese Gleichungen die Merkelschen Vereinfachungen ein, so erhält man:
$$ \frac{\partial {h}_L}{\partial \xi }=\frac{\beta_X\cdot a\cdot V}{{\dot{M}}_L}\cdot \left({h}_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L\right), $$
(29)
$$ \frac{\partial {\vartheta}_W}{\partial \eta }=-\frac{{\dot{M}}_L}{c_{pW}\cdot {\dot{M}}_W}\cdot \frac{\partial {h}_L}{\partial \xi }. $$
(30)
Beide Gleichungssysteme lassen sich nur numerisch lösen und müssen der Gesamtenergiebilanz entsprechen, die wie folgt dargestellt wird:
$$ {\displaystyle \begin{array}{l}{\dot{M}}_L\left[{h}_{L2m}-{h}_{L1}-{c}_{pW}\cdot {\vartheta}_{W2m}\cdot \left({X}_{2m}-{X}_1\right)\right]\\ {}\quad ={\dot{M}}_{W1}\cdot {c}_{pW}\cdot \left({\vartheta}_{W1}-{\vartheta}_{W2m}\right).\end{array}} $$
(31)

ϑW2m, hL2m und X2m sind Mittelwerte.

Kloppers und Kröger [16] geben eine kritische Analyse der Kreuzstromberechnungsmethoden. Reuter [56] hat ein Gleichungssystem abgeleitet mit dem die Leistung von Kühlturmeinbauten numerisch mit einem einzigen Rechenmodel in Gegen-, Kreuz- und Kreuzgegenstrom gemäß Poppe- und Merkel-Methode berechnet werden kann.

5 Übergangskoeffizienten der Kühleinbauten und Druckverluste

5.1 Kühleinbau- und Druckverlustkoeffizienten

Theoretische Ableitungen wurden gemacht, um Werte für den Übergangskoeffizienten βX zu erlangen, doch ist dies nur für verhältnismäßig einfache Geometrien möglich, z. B. Poppe and Rogener [50]. Mit einer komplexen Computersimulation mit Tropfen, Spritzen und Filmbildung sowie der damit verbundenen Wärme- und Stoffübertragung entwickelten Dreyer [48] ein Programm zur Vorhersage des Übergangskoeffizienten der Spritz-/Tropfeinbauten, um dadurch die Kühleinbauauslegung zu optimieren. Doch sind die beim Kühlturmentwurf verwendeten Übergangskoeffizienten von Versuchen in Versuchsanlagen bestimmt und werden in Programmen verwendet, die entweder Poppes oder Merkels Integrationsmethode anwenden. Diese Messungen werden in der Regel in Gleichungen ausgedrückt, die die Durchflussraten der Luft- und Wassermassen pro Einheitsoberfläche oder ihr Verhältnis zueinander enthalten.

Die gebräuchlichste Gleichung gibt die dimensionslose Merkel-Zahl
$$ Me=\frac{\beta_X\cdot a\cdot V}{{\dot{M}}_W}=K\cdot {\left(\frac{{\dot{M}}_W}{{\dot{M}}_L}\right)}^{-n}, $$
(32)
wobei βX [kg/m2−s/m3] ein Stoffübertragungskoeffizient pro Einheitsvolumen ist. Dieser wird generell als Wert pro Höhenmeter und Quadratmeter Fläche angegeben, dass
$$ \frac{\beta_X\cdot a}{G_W}={K}_1\cdot {\left(\frac{{\dot{M}}_W}{{\dot{M}}_L}\right)}^{-n}. $$
(33)
Nachstehend sind noch andere Korrelationsgleichungen gegeben und es wird darauf hingewiesen, dass diese alle dimensionsbehaftete Gleichungen sind und deshalb die verwendeten Einheiten von großer Wichtigkeit sind.
$$ NTU={K}_2\cdot {G}_L^a\cdot {G}_W^b $$
(34)
$$ NTU={K}_3\cdot {G}_L^c\cdot {G}_W^d\cdot {\vartheta_{WE}}^e\cdot {L}^f $$
(35)
Bei der Auslegung von Kühltürmen ist der Druckverlust (oft auch als Druckverlustkoeffizient bezeichnet) ebenso wichtig, da die Luftmenge in zwangsbelüfteten Türmen dem jeweiligen Ventilator angepasst werden muss. In Naturzugtürmen muss die Differenz der Dichte im und außerhalb des Turmes berücksichtigt werden. Der Verlustkoeffizient kann wie folgt definiert werden:
$$ {K}_p=\frac{\Delta {p}_t}{\rho_m\cdot {v}^2/2}. $$
(36)
Nachstehend sind einige häufig vorkommende korrelierende Gleichungen für Druckverlustkoeffizienten, wie sie von Kloppers und Kröger [13] gegeben werden.
$$ {K}_p={K}_4\cdot {G}_L^g\cdot {G}_W^h\cdot {L}^i $$
(37)
$$ {K}_p={K}_5\cdot {G}_L^j\cdot {G}_W^k+{K}_6\cdot {G}_L^I\cdot {G}_W^M $$
(38)

Es sei darauf hingewiesen, dass diese Koeffizienten meist eine schwache Funktion der Luftmassenstromdichte sind und recht stark von der Wassermassenstromdichte abhängen.

Typische Übertragungs- und Druckverlustkorrelationen sind in den Abb. 9 a & b enthalten.
Abb. 9

a Beispiel eines empirischen Verhältnisses für die Merkel-Zahl nach Merkel-Analysen (LE = 1,0 m).Gw = Wassermenge kg/m2/s; GL = Luftdurchflussmenge kg/m2/s. b Beispiel empirischer Verhältnisse für den Druckverlustkoeffizient der Einbauten (LE = 1,0 m). Kloppers und Kröger schlagen eine Form der zweiten Gleichungsart vor

5.2 Kühleinbauarten

In der Industrie eingesetzte Kühltürme verwenden je nach Betriebsbedingungen unterschiedliche Kühleinbauarten. Zur Erlangung hoher thermischer Leistung ist eine hohe Oberflächenübertragungsfläche erforderlich. Es wurden Packungen von bis zu 400 m2/m3 produziert. Doch führen hohe Oberflächendichten zu hohen Druckverlusten und es kommt leichter zu Verstopfungen wegen Verschmutzung. Deshalb werden oft Kompromisslösungen eingegangen.

Bei Packungen mit hoher Oberflächendichte wird das Wasser meist auf vertikale, dicht gepackte Kunststofffolien (meist aus PVC) verteilt. Diese werden als Filmeinbauten bezeichnet. Das andere Extrem verwendet Spritzen statt Wasserfilm, um dadurch eine Vielzahl freifallender Tropfen mit großer Oberfläche zu produzieren. Dies wird durch Tropflatten, Holz-, Stahl- oder Kunststoffgitter mit Abständen von 100 bis 750 mm erlangt. Die auf diese Weise erlangten Oberflächendichten sind sehr viel niedriger als bei Filmeinbauten, aber ebenso auch die Druckverluste. Doch ist eine sehr viel größere Einbauhöhe als bei Filmeinbauten erforderlich, um dieselbe Kühlleistung zu erreichen. Dadurch sind größere Pumpendruckhöhen erforderlich.

Als Kompromisslösung werden Rieseleinbauten verwendet, die Wasseroberflächen in der Größenordnung zwischen Film und Tropfeinbauten ermöglichen. Diese Einbauten verwenden eine Kombination von Filmoberfläche und Tropfenoberfläche und bestehen meist aus Stahl- oder Kunststoffgittern verschiedenster Konfigurationen, die dichter als in Tropfeinbauten angeordnet sind. Sie sind insbesondere für Anwendungen in kleinen und mittelgroßen Kühltürmen geeignet, bei denen es darauf ankommt, Verstopfungen wegen Verschmutzung zu vermeiden und Einbauten leicht reinigen zu können.

Die Materialwahl bei der Herstellung von Kühleinbauten wird in der Regel durch Kosten, Lebensdauer, Betriebstemperatur und Korrosionsbeständigkeit bestimmt. Deshalb werden Gittereinbauten aus rostfreiem Stahl vor allem dort verwendet, wo es auf Temperaturbeständigkeit und eine hohe Lebensdauer ankommt. Bei Anwendungen mit hoher Korrosionsgefahr werden oft Kunststoffe oder Holz verwendet, da selbst rostfreier Stahl manchmal Korrosionsproblemen erliegen kann.

In Cale [53]; Kröger [55] und Singham [57] werden verschiedene Einbauten beschrieben und ihre Übertragungs- und Druckverlusteigenschaften aufgeführt.

Einige Beispiele für Film-, Riesel- und Tropfeinbauten sind in Abb. 10 a, b & c zu sehen.
Abb. 10

a Film-Kühleinbau (Foto: GEA). b Riesel-Kühleinbau (Foto: GEA). c Tropf-Kühleinbau (Foto: GEA)

6 Kühlturmauslegung

6.1 Auslegungsdaten für Kühltürme

Für die Auslegung eines Kühlturmes müssen gewisse Parameter bekannt sein. Dazu gehören Höhenlage (Luftdruck), Feucht- und Trockenkugeltemperaturen, erforderliche Ein- und Austrittstemperaturen des Wassers, Kühlleistung und Wasserdurchsatzmenge.

Zusätzlich sind auch Daten zu den Betriebsbedingungen erforderlich, z. B. Wasserbedingungen oder Staubkonzentrationen in der Luft, Betriebsart (ob ununterbrochen oder mit Unterbrechungen) sowie Versorgungsspannung und Frequenz.

In Naturzugkühltürmen können Temperatur- und Druckänderungen auf Grund der Höhenlage sowie Temperaturinversionen die Ergebnisse beeinflussen.

Bei der Wahl des Auslegungszustandes ist es wichtig, die jeweilige Anwendung zu berücksichtigen. Zum Beispiel ist es bei Klima- und Kälteanwendungen üblich, eine Feuchtkugeltemperatur zu verwenden, die zehn Tage pro Jahr nicht überschritten wird. Es wird dann davon ausgegangen, dass das System kurzfristig nicht in der Lage sein wird, die erforderliche Kühlleistung zu erbringen. Auch ist Vorsicht geboten, wenn man sich auf Wetterdaten verlässt, die Tagesdurchschnittswerte über viele Jahre angeben, da diese oft zu Auslegungen führen, die während außergewöhnlich hoher Feuchtkugeltemperaturperioden unzureichend sind. Ist die Leistungsfähigkeit von ausschlaggebender Wichtigkeit, sollten die erwarteten maximalen Feucht- und Trockenkugelkonditionen als Ausgangspunkt bei der Auslegung verwendet werden.

Bei der Auslegung eines Kühlturmes sollte die Gesamt-Merkel-Zahl ermittelt und Druckverluste berücksichtigt werden. Diese sollte dann in zwangsbelüfteten Türmen mit Ventilatordruck oder in Naturzugtürmen mit Zugdruck ausgeglichen werden.

6.2 Gesamtübergangskoeffizient

Die Gesamtübergangszahl schließt Folgendes ein:
  1. 1.

    Übergangskoeffizient des Einbaus;

     
  2. 2.

    Übergangskoeffizient der Sprühzone;

     
  3. 3.

    Übergangskoeffizient der Regenzone.

     
Obige Werte sind für die jeweilige Höhe jeder Zone zu berechnen und dann zu addieren.
$$ {\displaystyle \begin{array}{l}\frac{\beta_X\cdot a\cdot V}{{\dot{M}}_W}={\left(\frac{\beta_X\cdot a\cdot V}{{\dot{M}}_W}\right)}_{Einbau}\\ {}\quad +{\left(\frac{\beta_X\cdot a\cdot V}{{\dot{M}}_W}\right)}_{Spr\ddot{u} hzone}\\ {}\quad +{\left(\frac{\beta_X\cdot a\cdot V}{{\dot{M}}_W}\right)}_{\operatorname{Re} genzone}\end{array}} $$
(39)

In zwangsbelüfteten Kühltürmen mit Hochleistungsfilmkühleinbauten sind die Übergangskoeffizienten der Sprüh- und Regenzonen im Vergleich zum Einbau-Übergangskoeffizienten meist vernachlässigbar. In großen, zwangsbelüfteten Kühltürmen und Naturzugkühltürmen mit Riesel- oder Tropfeinbauten kann die Regenzone erheblich zur allgemeinen Kühlleistung und Druckverlusten beitragen und sollte bei der Auslegung berücksichtigt werden.

Der Regenzonenübergang kann mithilfe der von De Villiers und Kröger [3] hergeleiteten Korrelationen hinsichtlich der Turmgeometrie, der Regenzonenhöhe und der Tröpfchengröße ermittelt werden. Hierzu benötigt man jedoch einen repräsentativen Tropfendurchmesser. Pierce [28] zeigt mithilfe des FLUENT CFD-Programmes zur Erstellung von Modellen der Regenzonen, dass der mittlere Sauter-Durchmesser ein repräsentativer Tropfendurchmesser ist. Terblanche et al [30] maßen die Tropfengrößenverteilung unterhalb von Filmeinbauten, Rieseleinbauten und zwei Arten von Tropfeinbauten. Der Sprühzonenübergang kann entsprechend berechnet werden, doch muss hierzu der Sauter-Durchmesser für die jeweilige Düsenart bestimmt werden.

6.3 Gesamtdruckverlust

Der Gesamtdruckverlust setzt sich aus den Druckverlusten der folgenden Teilbereiche zusammen:
  1. 1.

    Eintritt zum Turm, einschl. Jalousien am Lufteintritt und an der Tragkonstruktion;

     
  2. 2.

    Regenzonendruckverlust;

     
  3. 3.

    Tragkonstruktion des Einbaus;

     
  4. 4.

    Einbau

     
  5. 5.

    Wasserverteilungssystem und Tragkonstruktion;

     
  6. 6.

    Tragkonstruktion des Tropfenabscheiders;

     
  7. 7.

    Tropfenabscheider;

     
  8. 8.

    Austrittschale;

     
  9. 9.

    Dynamischer Druck der austretenden Luft.

     
Jeder Verlustkoeffizient kann generell in Bezug auf Durchschnittsgeschwindigkeit der Luft im Einbau ausgedrückt werden, damit diese Werte addiert werden können und direkt mitteinander verglichen werden können. Bei einströmender Luft muss der Koeffizient mit Bezug auf Lufteintrittsgeschwindigkeit zu einem Koeffizienten mit Bezug auf Einbaugeschwindigkeit umgerechnet werden und ergibt
$$ {K}_{P1}={K}_{pEintritt}\cdot \frac{v_{Eintritt}^2}{v_{Einbau}^2}. $$
Der Koeffizient des Gesamtdruckverlustes wird dargestellt als:
$$ {K}_{PTot}=\sum {K}_{Pi}. $$
(40)

6.4 Zwangsbelüftete Kühltürme

In zwangsbelüfteten Kühltürmen wird der statische Druckanstieg des Ventilators durch Druckverluste ausgeglichen.
$$ \Delta p={K}_{PTot}\cdot {\rho}_{Einbau}\cdot {v}_{Einbau}^2/2 $$
(41)

Die Druckverluste, Ventilatordurchmesser, Volumenstrom, Lufteintrittsdruck und -Temperatur und Schallanforderung werden zur Auswahl eines geeigneten Ventilators in Erwägung gezogen.

Ungeachtet der Ausführung zwangsbelüfteter Kühltürme werden in der Regel Computerprogramme für die Ventilatorauswahl verwendet. Zur Auswahl stehen direkt angetriebene Ventilatoren mit einem Durchmesser von bis zu 1,8 m oder durch ein Getriebe oder durch Keilriemen angetriebene Ventilatoren. Bei großen Türmen sind die Motoren in der Regel außerhalb des Turmes angebracht und der Ventilator wird durch ein Antriebssystem mit Antriebswelle angetrieben.

Zwangsbelüftete Türme mit drückender Anordnung verwenden oft Radial- oder Axialventilatoren mit Keilriemenantrieb, die an der Seite des Turmes angebracht sind, obwohl gewisse Arten auch Axialventilatoren mit Einzel- oder Doppellaufrad verwenden, die direkt oder indirekt angetrieben sein können. Da Radialventilatoren meist leiser laufen als Axialventilatoren derselben Leistung, werden erstere oft bei der Anwendung in Klimaanlagen verwendet. Bei industriellen Anwendungen und in der Prozesskühlung werden jedoch meist Axialventilatoren verwendet.

6.5 Naturzugkühltürme

Die Wärmeberechnungsmethode bei Naturzugkühltürmen entspricht der der zwangsbelüfteten Kühltürme. Doch muss die Luftgeschwindigkeit der Luft durch den Einbau angenommen und dann mit einer Zuggleichung überprüft werden, die alle Strömungswiderstände mit dem Auftrieb der warmen, feuchten Luft im Turm und der kalten Außenluft abwägt. Dies erfordert mehrfache iterative Verfahren, die nur mit Computerroutinen durchzuführen sind, da manuelle Berechnungen um ein Vielfaches zeitaufwändiger sind als für zwangsbelüftete Kühltürme. Die entsprechenden Zuggleichungen für Naturzugkühltürme werden von Kröger [55] und Singham [57] dargestellt. In der Praxis sind die Luftgeschwindigkeiten durch den Einbau selbst in sehr hohen Naturzugkühltürmen mit ca. 0,5 bis 1,5 m/s wesentlich niedriger als in zwangsbelüfteten Kühltürmen.

Die Hyperbolform der Naturzugkühltürme hat nur wenig mit der Strömungsdynamik der Türme zu tun und wird in erster Linie aus strukturellen Gründen gewählt. Doch trägt die höhere Austrittsgeschwindigkeit dazu bei, dass die warme Austrittsluft nicht wieder in den Turm zurück zirkuliert wird. Allerdings stellt die höhere Austrittsgeschwindigkeit wegen des Anstiegs des dynamischen Druckverlustes am Austritt einen höheren Strömungswiderstand dar.

In Naturzugtürmen wird der Luftstrom durch den Unterschied der Luftdichte im und außerhalb des Turmes erreicht. Ein Gleichgewicht wird erlangt, wenn die Druckverluste, wie sie im Abschn. 4.3 berechnet wurden, durch den Druckunterschied von Innen und Außen ausgeglichen werden. Da die Höhe der Einbauten in großen Naturzugtürmen beachtlich sein kann, wird meist eine durchschnittliche Höhe statt dem Einbauaustritt angegeben. Zu Abb. 11.
Abb. 11

Naturzugmodell

$$ g\cdot \left[{H}_{K\ddot{u} hlturm}-\left({H}_{EinbauE}+{H}_{EinbauA}\right)/2\right]\cdot \left({\rho}_{LD1}-{\rho}_{LD2}\right)={K}_{PTot(2)}\cdot \frac{\rho_{LD2}\cdot {v}_{L2}^2}{2} $$
(42)

Der Gesamtverlustkoeffizient wird wie in Gl. (40) berechnet.

Gl. (42) muss zusammen mit den Übergangsgleichungen iterativ gelöst werden, um den Betriebszustand des Turmes zu ermitteln. Dies wird in der Regel durch die folgenden Schritte erlangt:
  1. 1.

    Annahme einer Einbaugeschwindigkeit (meist zwischen 0,5 und 1,5 m/s)

     
  2. 2.

    Berechnung der Kühlleistung und des Austrittszustands der Luft bei ihrem Austritt aus dem Einbau

     
  3. 3.

    Berechnung des Gesamtdruckverlustes

     
  4. 4.

    Vergleich des berechneten Druckverlustes mit der Druckdifferenz, die durch die Temperaturdifferenz verursacht wird

     
  5. 5.

    Anpassung der Geschwindigkeit, bis die Gl. (42) bilanziert ist.

     

Da Naturzugkühltürme oft sehr hoch sind (bis zu 200 m), kann dies einen erheblichen Einfluss auf die berechneten Ergebnisse haben. Kröger [55] weist darauf hin, dass sowohl die Druck- als auch die Temperaturgradienten in der Atmosphäre berücksichtigt werden können. Da Naturzugkühltürme auch sehr groß sind, ist der obige eindimensionale Ansatz eine Annäherung. Genauere Ergebnisse können mit axisymmetrischen, zweidimensionalen Computerverfahren zur Strömungsdynamik erlangt werden, wie sie von Majumdar et al. [22, 23] und Reuter [56] vorgeschlagen werden. Soll die Wirkung des Windes auch berücksichtigt werden, erfordert dies auf Grund der Abwesenheit der Symmetrie einen dreidimensionalen, numerischen Ansatz.

Die Durchsatzmenge des Luftstroms durch den Einbau wird wie folgt dargestellt:
$$ {\dot{M}}_L={A}_{fr, Einbau}\cdot {\rho}_{LD2}\cdot {v}_{L2} $$
(43)
und die Luftdichte ist:
$$ {\rho}_{LD2}=\frac{1+{X}_2}{\left(1+{X}_2/0,622\right)}\cdot \frac{p_2}{R_L{T}_2}. $$
(44)
Kombiniert man die Gl. (42), (43) und (44) zeigt sich, dass der Massenstrom durch den Turm wie folgt wiedergegeben werden kann:
$$ {\dot{M}}_{LD}={A}_E\cdot \sqrt{\frac{2\cdot {\rho}_{LD2}}{K_{PTot}}\cdot g\cdot \left[{H}_{K\ddot{u} hlturm}-\left({H}_{EinbauE}+{H}_{EinbauA}\right)/2\right]\cdot \left({\rho}_{LD1}-{\rho}_{LD2}\right)}. $$
(45)

7 Schwadenbildung

In besiedelten Gebieten und in der Nähe von Autobahnen in Gegenden mit niedrigen Wintertemperaturen stellt sich bei der Verdunstungskühlung das Problem der Schwadenbildung, die nicht nur als unansehnlich betrachtet wird, sondern auch zu Nebel oder Niesel und schlechter Sicht auf Autobahnen führen kann. In den vergangenen Jahren wurde umfassend auf dieses Thema eingegangen und deshalb wurden häufig Hybridsysteme verwendet, in denen Wärmeübertrager oder Rauchgaseinlässe zur Wiederverdunstung der Tröpfchen benutzt wurden und dadurch sichtbare Schwaden vermieden wurden. Wird Luft in gesättigtem oder fast gesättigtem Zustand mit Außenluft niedriger Temperaturen gemischt, entsteht ein übersättigter Zustand außerhalb der Sättigungskurve, welcher zu Schwadenbildung führt. Dies ist in Abb. 12 zu sehen. Man hat festgestellt, dass das Ausmaß der Schwadenbildung von der Fläche zwischen der Mischlinie und der Sättigungslinie bestimmt wird, die so klein wie möglich sein sollte, am besten null. Kröger [55] geht auf die Theorie der Schwadenbildung ein und macht Vorschläge, wie man ihr durch die Kombination von nasser und trockener Kühlung entgegenwirken kann.
Abb. 12

Psychrometrische Karte, die das Potenzial für Schwadenbildung zeigt

8 Verdunstungskühler und -verflüssiger im geschlossenen Kreislauf

In vielen Fällen ist es erforderlich, dass die zu kühlende Maschine nicht dem Kühlturmwasser im offenen Kreislauf ausgesetzt wird, um Wartungsprobleme der zu kühlenden Maschine zu vermeiden. Dies ist oft der Fall, wenn Verdichter in sehr staubigen Umgebungen gekühlt werden müssen, z. B. in Zementfabriken, oder wenn Maschinen sehr schmale Kanäle haben, durch die das Wasser gepumpt wird. Oft ist die zu kühlende Flüssigkeit eine andere Substanz wie z. B. Alkohol, Farbe, Öl oder ein kondensierendes Kühlmittel und in diesem Falle ist ein geschlossener Kreislauf absolut notwendig. Der Verdunstungskühler im geschlossenen Kreislauf ist nichts weiter als ein Wärmeübertrager in einem Kühltum und entspricht einem Kühlturm, bei dem Wasser durch einen externen Wärmeübertrager gepumpt wird. Abb. 13 zeigt die Anordnung eines geschlossenen Verdunstungskühlers/-verflüssigers.
Abb. 13

Geschlossener Verdunstungskühler und -verflüssiger

In beiden Fällen dient ein Rohrbündelblock im Turm als Einbau und als Wärmeübertrager. In manchen Fällen kann die Kühlleistung durch das Hinzufügen eines normalen Kühlturmeinbaus oberhalb oder unterhalb des Wärmeübertragerblocks gesteigert werden, da dies die Oberfläche der Verdunstungskühlung erhöht.

Diese geschlossenen Verdunstungskühler werden oft auch als benetzte Kühler bezeichnet, da der gesamte Block komplett mit einem hohen Wasserstrom benetzt wird und die Verdunstungsmenge der eines normalen Kühlturmes entspricht. Auch sprühgekühlte Wärmeübertrager werden eingesetzt. Im Prinzip sind dies trockene Kühler, die jedoch manchmal gesprüht werden, um ihre Kühlleistung während besonders heißer Zeiten zu steigern. Dabei verdunstet das gesamte oder fast das gesamte Wasser. Sie fallen jedoch nicht in den Rahmen dieses Textes und werden deswegen an dieser Stelle nicht weiter besprochen.

Der wahrscheinlich am weitesten verbreitete geschlossene Verdunstungskühler ist der Verdunstungsverflüssiger, der Kältemittel wie Ammoniak und Fluorkohlenwasserstoffe (FKWs) verflüssigt. Dieser ist wegen der hohen Druckanforderungen im Vergleich zu Rohrbündelverflüssigern, die mit nassen Kühltürmen kombiniert werden, sehr konkurrenzfähig. Doch wo der hohe Druck nicht berücksichtigt werden muss, ist ein normaler Plattenwärmeübertrager außerhalb des Kühlturmes preismäßig konkurrenzfähiger und einfacher zu warten.

Verdunstungskühler und -verflüssiger sehen Kühltürmen äußerlich sehr ähnlich, können aber meist an den getrennten Ein- und Austrittssammlern für den Anschluss zum geschlossenen Kreislauf erkannt werden.

Die Theorie der Verdunstungskühler/-verflüssiger ist komplizierter als die der direkten Verdunstungskühlung, da sie drei Differenzialgleichungen umfasst. Nämlich jeweils eine für Luft, Wasser und die interne Flüssigkeit, die gleichzeitig gelöst werden müssen und somit eine numerische Lösung des Problems erforderlich ist. Diese Theorie wird umfassend von Erens [4, 5, 6, 7]; Finlay und Grant [8]; Kröger [55]; Leidenfrost und Korenic [21]; Mizushina [25] und Webb [31, 36], sowie Parker und Treybal [27] besprochen. Die Kombination von Wärmeübertragerblöcken mit Kühleinbau wurde von Erens [5] besprochen.

Die Gleichungen für geschlossene Gegenstromverdunstungskühler werden nachstehend hergeleitet. Ähnliche Gleichungen können auch für Verdunstungsverflüssiger und Kreuzstromverdunstungskühler und -verflüssiger hergeleitet werden. Die Gleichungen beruhen auf der Annahme, dass der Luftstrom aufwärts fließt und das Wasser senkrecht abwärts fließt. Die Flüssigkeit in den Rohren bewegt sich quer zum Luft- und Wasserstrom und kann serpentinenmäßig in Strängen von oben nach unten oder von unten nach oben fließen. Bei Verflüssigern werden die Rohre in der Regel offensichtlich leicht geneigt sein und wegen des Kondensatflusses wird die allgemeine Richtung abwärts verlaufen, also von oben nach unten.

Betrachtet man das Element in Abb. 14 und wendet Merkels Annäherungen luftseitig an, ergibt sich folgende Gleichung:
$$ {\dot{M}}_W\cdot {dh}_L={\beta}_X\cdot dA\cdot \left({h}_{L\left({\vartheta}_W\right)}^{{\prime\prime} }-{h}_L\right). $$
(46)
Abb. 14

Modell eines Verdunstungskühlerelements im geschlossenen Kreislauf

Die Energiebilanz zwischen Luft, Wasser und der Prozessflüssigkeit in den Rohren ergibt:
$$ {\dot{M}}_W\cdot {c}_{pW}\cdot d{\vartheta}_W={\dot{M}}_L\cdot {dh}_L+{\dot{M}}_p\cdot {c}_{pp}\cdot d{\vartheta}_p $$
(47)
und für die Wärmeübertragung in den Rohren ergibt sich:
$$ {\dot{M}}_p\cdot {c}_{pp}\cdot d{\vartheta}_p=-{U}_t\cdot \left({\vartheta}_p-{\vartheta}_W\right)\cdot dA, $$
(48)
wobei Ut der Gesamtwärmeübertragungskoeffizient zwischen der Prozessflüssigkeit und dem Benetzungswasser ist, woraus sich Folgendes ergibt:
$$ {U}_t={\left[\frac{1}{\alpha_W}+\frac{A_a}{A_i\cdot {\alpha}_p}+\sum \frac{A_a}{A_n}\cdot {R}_n\right]}^{-1} $$
(49)

Dabei ist αW der Wärmeübergangskoeffizient zwischen dem Wasserfilm und der Rohrwand, αp ist der Wärmeübergangskoeffizient der Prozessflüssigkeit und Rn schließt alle anderen Widerstände ein, wie z. B. interne und externe Verschmutzung sowie den Widerstand der Rohrwand.

Zur Erlangung einer Lösung müssen die Gl. (46), (47) und (48) über Höhe, Breite und Länge des Kühlers numerisch integriert werden. Durch die einfache Annahme, dass das Rezirkulationswasser eine konstante Durchschnittstemperatur hat, haben Parker und Treybal [27] und Webb [36] mathematisch recht genaue Lösungen erlangt. Der Wert βX muss versuchsweise bestimmt werden, ähnlich wie bei herkömmlichen Kühleinbauten.

9 Abnahmemessungen

Es wäre äußerst ungewöhnlich, wenn ein Kühlturm installiert ist und dann die Situation entsteht, dass die Auslegungswärmemenge und die Umgebungsbedingungen gleichzeitig auftreten. Deshalb wurden Abnahmemessungsnormen entwickelt, nach denen der Turm unter bestimmten Bedingungen gemessen und die Leistung bei den Auslegungsbedingungen vorhergesagt werden kann. Die verschiedenen Richtlinien setzen genaue Messungen des Wassermassenstroms, der Wassertemperaturen beim Ein- und Ausgang, der Trocken- und Feuchtkugeltemperaturen der Umgebungsluft, des Luftdruckes, der Ventilatorwellenleistung sowie der Windgeschwindigkeit und -richtung voraus.

Die Kosten einer unabhängigen Abnahmemessung eines Kühlturmes sind in der Regel recht hoch und deshalb sind Abnahmemessungen für kleine und mittelgroße Türme meist nicht zu rechtfertigen, da die Abnahmekosten einen erheblichen Anteil der Gesamtkosten ausmachen würden. Deshalb werden solche Messungen meistens nur bei sehr großen Türmen durchgeführt. In den USA hat die CTI ein Zertifizierungssystem für die Leistung kleiner Türme entwickelt, das auf Standardtests beruht und dadurch die Kosten einer Einzelprüfung kleiner Türme ausscheidet.

In der Regel sind Messungen der Tropfenabscheider nicht in Abnahmemessungen enthalten, da sie oft schwieriger durchzuführen und teurer als thermische Abnahmemessungen sind.

Die verschiedenen Normen der Abnahmemessungen sind in folgenden Werken enthalten: British Standard 4485 [39, 40], Cooling Tower Institute [41, 42, 43, 44, 45] und Deutsche Normen 1947 [47]. CTI [46] veröffentlicht auch Normen zur Abnahmemessung von Kühltürmen mit geschlossenem Kreislauf.

10 Wasserbehandlung

Ordentliche Kühlwasserbehandlung ist erforderlich, nicht nur um Verstopfungen der Einbauten zu vermeiden, sondern auch um die Korrosion, die Ablagerung von Feststoffen in der Anlage und das Wachstum gefährlicher Bakterien (z. B. Legionella) zu verhindern.

Burger [52] und Nestor und Cappeline [26] besprechen die verschiedenen Faktoren, die die Abschlämmung sowie die Algen- und Bakteriensteuerung in Kühltürmen bestimmen.

Verdunstet Kühlturmwasser, so steigt der Wert der Konzentration chemischer Substanzen, welche meist als Summe der gelösten Salze („total dissolved solids – TDS“) und als Summe der Schwebstoffe („total suspended solids – TSS“) bezeichnet wird. Das Zusatzwasser aus städtischer Quelle hat meist eine TDS von 50 bis 100 ppm und die durch Verdunstung entstehende Konzentration sollte 800 bis 900 ppm nicht überschreiten, damit die Ablagerung von Salzen und Schwebstoffen in den Kühleinbauten vermieden wird. Die Aufkonzentration wird deshalb meist einem Konzentrationsfaktor dargestellt:
$$ KF=\frac{TDS_{Max}}{TDS_{Zusatzwasser}}. $$
(50)

Die Abschlämmung wird oft durch die Überwachung des TDS-Wertes im Wasser kontrolliert.

Die Abschlämmung kann wie folgt berechnet werden:
$$ {\dot{M}}_{Abschl\ddot{a} mmung}=\frac{{\dot{M}}_{Verdunstung}}{\left( KF-1\right)}-{\dot{M}}_{Tropfenauswurf}. $$
(51)

Weist das Zusatzwasser hohe Konzentrationen von Silica oder Kalziumsulphat auf, kann der TSS-Stand in manchen Fällen die Konzentrationszyklen und auch die Abschlämmmenge bestimmen. In solchen Fällen sind Ablagerungen nicht nur im Einbau, sondern auch im teuren Wärmeübertrager besorgniserregend und erfordern in der Regel anspruchsvolle Methoden zur Überwachung der Abschlämmung.

Feststoffe, die mit dem Zusatzwasser einfließen oder durch den Luftstrom eindringen, können je nach Partikelgröße durch einen Seitenstromfiltervorgang entfernt werden. In der Regel wird dabei ein Durchsatz von 5–10 % der Kühlturmdurchflussmenge verwendet. Diese Art der Reinigung trägt auch dazu bei, biologische Verunreinigungen zu entfernen, da biologische Formationen oft an kleinen Partikeln im Wasser haften.

In kleinen Türmen wird die Abschlämmung oft manuell durchgeführt, wohingegen in größeren Türmen ein Magnetventil zur Abschlämmung von einer TDS-Messsonde aus gesteuert wird. Wirth und Westbrook [37] beschreiben eine Methode zur Steuerung des Salzgehalts. Die verschiedenen Faktoren, die eine Steuerung der Abschlämmung beeinflussen, werden ausgiebig von Burger [52] besprochen.

Treten Algen und biologische Gewächse im Kühlturmwasser auf, so bereiten sie Probleme. Algen benötigen für ihr Wachstum Sonnenlicht, aber viele andere biologische Gewächse können sich auch ohne Licht bilden und unter allen Bedingungen Schleime verursachen. Solche Schlicke oder Schleime können zu Beschichtungen der Einbauten und der Maschinen führen, an die sich wiederum feste Partikel ablagern und eine Verstopfung der Einbauten und eine Isolierung der Wärmeübertragungsoberflächen verursachen. Die Bildung solcher Substanzen muss durch den Einsatz von Bioziden, Ozon, Chlor oder UV-Bestrahlung verhindert werden. Diese verschiedenen Methoden haben jeweils Vor- und Nachteile, da auch ihr Einfluss auf Korrosion und Ablagerungen berücksichtigt werden muss.

Die meisten Großanlagen wenden eine Kombination von Filter- und Wasserbehandlungsmethoden und moderne Überwachungs- und Steuerungssysteme an, um dadurch die Wasserqualität und gleichzeitig eine gute Kühlleistung zu gewährleisten.

11 Frostschutz bei Winterbetrieb

Bei Frost, wenn also die Umgebungslufttemperatur über längere Zeitdauer unter dem Gefrierpunkt liegt, ist es wichtig, Eisbildung in den Einbauten zu vermeiden, damit sie nicht zu schwer werden und herunterfallen. Dies wird in der Regel durch Reduzieren der Wasser- und Luftdurchflussmenge, durch das Herunterfahren der Ventilatoren oder bei Naturzugkühltürmen durch das Ausschalten von Sprühdüsenfeldern erreicht. Bei Stillstand, kann das Wasser im Wasserbecken entweder entleert oder mit Stillstandheizung erwärmt werden. In manchen Fällen werden Jalousien am Lufteintritt und Ventilatoraustritt verwendet, um den Luftstrom komplett abzuschließen.

12 Formelzeichen

A

Oberfläche

m2

a

Übertragungsfläche A je Einbauvolumen V

m2/m3

c p

Spezifische Wärmkapazität

J/kg−K

G

Massenstromdichte

kg/sm2

H

Höhe

m

h

Spezifische Enthalpie

J/kg−K

ΔhV0

Spezifische Verdampfungsenthalpie bei 0 °C

J/kg

K

Konstante

-

K P

Druckverlustkoeffizient

-

L

Länge

m

M

Masse

kg

\( \dot{M} \)

Massenstrom

kg/s

Me

Merkel-Zahl

-

NTU

Anzahl der Übergangseinheiten

-

p

Druck

Pa

R

Gaskonstante

J/kg−K

T

Temperatur

K

TDS

Summe der gelösten Salze

ppm

U

Gesamtwärmeübergangskoeffizient

W/m2−K

V

Volume

m3

v

Geschwindigkeit

m/s

X

Dampfgehalt pro kg trockene Luft

kg/kg

α

Wärmeübergangskoeffizient

W/m2−K

β X

Stoffübergangskoeffizient

kg/m2−s

ϑ

Temperatur

°C

ρ

Dichte

kg/m3

φ

Relative Luftfeuchte

-

Indizes

A

Austritt

D

Wasserdampf

E

Einbauten, Eintritt

F

Feuchtkugel

fr

Frontal

L

Luft; Luft-Dampf Gemisch

m

Mittelwert

p

Prozessflüssigkeit

Sättigungszustand

Tot

Total

t

Totaler druck

W

Wasser

η

Normalisierter y-abstand

ξ

Normalisierter x-abstand

τ

Taupunkt

Literatur

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Copyright information

© Springer-Verlag GmbH Deutschland, ein Teil von Springer Nature 2019

Authors and Affiliations

  1. 1.Department of Mechanical and Mechatronic EngineeringStellenbosch UniversityStellenboschSouth Africa
  2. 2.Hamon Thermal Europe S.A.Mont-Saint-GuibertBelgien
  3. 3.StellenboschSouth Africa

Section editors and affiliations

  • Matthias Kind
    • 1
  1. 1.Institut für Thermische VerfahrenstechnikKarlsruher Institut für Technologie (KIT)KarlsruheDeutschland

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