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Deutscher Luft- und Raumfahrtkongress 2012 zwei Zellen wie in Abschnitt 3.2 beschrieben, modelliert wird. In dem Modell sind zahlreiche Werte für die Parameter aus [9] für verschiedene Stromführungen hinterlegt, die in Anhängigkeit der Rohrreihenanzahl, der Stromführung und der Anzahl der Durchgänge ausgewählt werden. 2.4 Partielle Kondensation in einer Zelle Übersteigt in einem Gasgemisch der Partialdruck einer Komponente ihren Sättigungsdruck, so kondensiert ein Teil dieses Gases aus bis der Partialdruck identisch mit dem Sättigungsdruck ist. Angewendet auf feuchte Luft spricht man dann von einer relativen Luftfeuchte, die wie folgt definiert ist (24) ϕ = p j p s (T ) . Hinsichtlich des Wärmeübergangs wird die Annahme getroffen, dass die Kondensation immer in Form von laminarer Filmkondensation an der Wand erfolgt und Nebelbildung ausgeschlossen werden kann. Ferner liegen an der Filmoberfläche Sättigungsbedingungen vor, so dass in der direkten Umgebung zum Kondensatfilm der Partialdruck der kondensierenden Komponente identisch zu ihrem Sättigungsdruck ist. Die Wärmeleitung durch den Film wird vernachlässigt. Der Partialdruck der kondensierenden Komponente beim Eintritt in die Zelle p 4,in ergibt sich aus dem Gesamtdruck am Eingang und der Massenströme der einzelnen Gaskomponenten 1,2,3 und 4 nach dem Gesetz von Dalton wie folgt: ⎛ ⎞ 3 −1 ∑ ṁ j R j (25) p 4,in = X in p ges,in ⎜ ⎝ X j=1 in + ⎟ 3 ⎠ R 4 ∑ ṁ j j=1 mit dem Verhältnis X der kondensierenden Komponenten 4 zu den inerten Komponenten 1,2 und 3 (26) X in = ṁ4 , 3 ∑ ṁ j j=1 die analog für das Verhältnis am Ausgang X out gilt. Bei der Berechnung der Massen- und Energiebilanz wird zwischen drei Fällen unterschieden. 1. Sättigung wird in der Zelle nicht erreicht (trocken): p 4,in p s,4 (T 2,out ) < 1 2. Sättigung wird zwischen Eintritt und Austritt erreicht: p 4,in p s,4 (T 2,out ) ≥ 1 3. Gas tritt gesättigt in die Zelle ein (nass): p s,4 (T 2,in ) ≥ 1 2.4.1 Energiebilanz und Massenbilanz Tritt der Fall 2 ein, so wird die Kondensationsenthalpie in der Energiebilanz berücksichtigt. Analog zu der in [3] vorgestellten Methode zur Berechnung der Enthalpie von feuchter Luft, wird hier die Gl. (3) entsprechend erweitert, wobei die spezifische Wärmekapazität der inerten Gasanteile massengewichtet und temperaturabhängig eingeht, so dass bei Vernachlässigung der Temperaturdifferenz zwischen der p 4,in Trippelpunkttemperatur und der Bezugstemperatur der spezifischen Enthalpien gilt: ( ) ṁ 1 c 1 T1,in − T 1,out = ṁ ∗ 2 c ∗ ( ) p,2 T2,out − T 2,in [ ( (27) +X s,out Δhv + c p,4 T2,out − 273,15 K )] − [ ( X in Δhv + c p,4 T2,in − 273,15 K )] Die eingehenden und ausgehenden Massenströme sind identisch. Durch die partielle Kondensation im Fall 2 und 3 reduziert sich jedoch der Gasmassenstrom zwischen Einund Austritt (28) ṁ 4,out = ṁ 4,in − ṁ ∗ 2 (X in − X s,out ) um den selben Betrag, um den der Massenstrom sich der flüssigen Phase auf der Gasseite erhöht. (29) ṁ 5,out = ṁ 5,in + ṁ ∗ 2 (X in − X s,out ). Die Massenbilanz im Fall 3 gilt analog zu Gl.(28) und Gl.(29) mit X in = X s,in . Die Energiebilanz kann nicht analog betrachtet werden, weil die Enthalpieänderung des Kondensats berücksichtigt wird. In diesem Fall wird die Energiebilanz aus Gl. (3) um die Terme für die Enthalpiestromdifferenz des eintretenden Kondensats erweitert. (30) ( ) ṁ 1 c 1 T1,in − T 1,out = ṁ ∗ 2 c ∗ ( ) p,2 T2,out − T 2,in [ ( +X s,out Δhv + c p,4 T2,out − 273,15 K )] − [ ( X s,in Δhv + c p,4 T2,in − 273,15 K )] + ( ) ( ( ))] [ṁ5,in c 5 T5,in − T 5,out + c5 Δ ṁ5 0,5 (TI,in + T I,out ) − T 5,out Außerdem wird beachtet, dass das Kondensat zunächst bei der an der Filmoberfläche herrschenden Interfacetemperatur T I vorliegt, die sich innerhalb der Zelle leicht ändert. Vereinfachend wird hier die Temperaturdifferenz des arithmetischen Mittels zwischen der Interfacetemperatur am gasseitigen Ein- und Ausgang und der Kondensataustrittstemperatur T 5,out verwendet. Baehr und Stephan leiten in [2] aus der Energiebilanz am Kondensatfilm bei der Kondensation bei Anwesenheit eines Intergases folgenden Zusammenhang her, der hier zunächst den Wärmestrom aus dem Gasgemisch an den Film beschreiben soll (31) ˙Q 2 = [ (α2 Δ T m,2I ) + α 2 ′ Δ h v +(c p,4 − c 5 ) ( 0,5 (T I,in − T I,out ) − 273,15 K ) c p,2 Le 2/3 ln p ] ges − 0,5 (p s,4,I,in + p s,4,I,out ) η s A 2 p ges − p 4,in mit den Partialdrücken der kondensierenden Komponente, die als Funktion der jeweiligen Interfacetemperatur aufgrund der Sättigungsbedingung entsprechend p s,4,I,in = f (T I,in ) und p s,4,I,out = f (T I,out ) eindeutig definiert sind und daher das Gleichungssystem schließen. Da ein Teil des Wärmestroms aus der Luft mit dem Enthalpiestrom des Kondensats die Zelle verlässt und der Wärmeübergang vom Kondensatfilm an die Wand berücksichtigt wird, gilt für den vom kalten Fluid aufgenommenen Wärmestrom: 4
Deutscher Luft- und Raumfahrtkongress 2012 (32) ˙Q 1 =(kA) 1 Δ T m,1I Auf den korrigierten Wärmeübergangskoeffizienten α ′ und das Produkt aus (kA) 1 , das den Wärmedurchgang vom Kondensatfilm in das kalte Fluid beschreibt, wird im Abschnitt 2.4.2 eingegangen. Die Definition der Temperaturdifferenzen Δ T m,2I und Δ T m,1I wird in Abschnitt 2.4.3 gegeben. 2.4.2 Wärmedurchgang Der Wärmeübergangskoeffizient auf der kalten Seite wird von der partiellen Kondensation nicht beeinflusst. Auf der Gasseite wird dies ebenfalls für den Fall 2 angenommen, so dass die Gl. (4) bis (23) identisch zum trockenen Fall angewendet werden. Im VDI-Wärmeatlas [9] wird dies als zulässige Berechnungsmethode ausgewiesen, weil sich durch die partielle Kondensation gegenläufige Effekte auf den Wärmeübergang etwa aufheben. Laut Sievers [1] ist dies für hohe Beladungen nicht mehr gegeben, so dass für den nassen Fall der Wärmeübergang vom Gas an den Kondensatfilm und der Wärmeübergang vom Kondensatfilm an die Wand gesondert berücksichtigt wird. Im Gegensatz zur Kondensation eines Reinstoffes reichert sich die kondensierende Komponente im Bereich der Kondensatoberfläche ab, so dass ein Konzentrationsgefälle zur Kernströmung entsteht. Dies hat zur Folge, dass diese Komponente in den Bereich der Kondensatoberfläche diffundiert und gleichzeitig ein zusätzlicher Wärmeleitwiderstand durch den abgereicherten Bereich entsteht. Die Lewis-Beziehung nutzt die Analogie der Stoff- und der Wärmeübertragung, so dass aus dem Wärmeübergangskoeffizienten der Stoffübertragungskoeffizient berechnet werden kann. Weitere Ausführungen findet der interessierte Leser in [2] und insbesondere zum Verhalten der Lewis-Zahl bei verschiedenen Temperaturen und zum Verhalten des Exponenten der Lewis-Zahl von feuchter Luft in [1]. laminare Filmkondensation an waagerechten Rohren und ist allgemein in [2] mit (36) α film,Nu = 0,728 [ ρ5 (ρ2 ∗ − ρ ] 5) gΔ h v λ5 3 1/4 η 5 (−ΔT IS ) d a angegeben. Die Beeinflussung durch herabrieselndes Kondensat bei mehreren untereinander angeordneten Rohreihen wird laut [12] durch folgende Erweiterung der Gl. (36) [ (37) α film = 1 + 0,2 c∗ p,2 (−ΔT ] IS) (n RR − 1) n −1/4 Δ h RR α film,Nu v berücksichtigt. 2.4.3 Mittlere Temperaturdifferenz Die mittlere Temperaturdifferenz ΔT m wird für die Berechnung des dritten Falls in eine mittlere Temperaturdifferenz zwischen dem kalten Fluid 1 und der Filmoberfläche (Interface) ΔT m,1I und eine zwischen dem warmen Fluid 2 und der Filmoberfläche Δ T m,2I aufgeteilt, so dass ihre Summe (38) Δ T m = Δ T m,1I + Δ T m,2I die in Gl.(23) angeführte Temperaturdifferenz ergibt (vgl. Bild 2). Hierbei wird für die mittlere Temperaturdifferenz zwischen dem kalten Fluid 1 und der Filmoberfläche die gleiche Wärmeübertragercharakteristik wie im trockenen Fall vorausgesetzt, so dass der Korrekturfaktor F aus Gl.(22) aus dem trockenen Fall für die Beschreibung von (39) Δ T m,1I = F (T 1,out − T I,in ) − (T 1,in − T I,out ) ln T 1,out−T I,in T 1,in −T I,out verwendet wird. (33) β 2 = α 2 ρ 2 c p,2 Le −2/3 Der Transport von Wärme durch den Stoffstrom aus der Kernströmung mit einer höheren Temperatur an den Kondensatfilm mit einer niedrigeren Temperatur, wird durch die sogenannte Ackermann-Korrektur beschrieben. Dies wird in Gl.(31) durch den modifizierten Wärmeübergangskoeffizienten α ′ berücksichtigt, für den nach [11] gilt: −c ∗ p,2 |Δṁ 5| (34) α 2 ′ = α α 2 η s A 2 2 ( −c ∗ ) exp p,2 |Δṁ 5 | α 2 η s A 2 − 1 mit dem in der Zelle kondensierenden Massenstrom Δṁ 5 = ṁ 5,out −ṁ 5,in . Im Fall 3 (nass), geht der Wärmestrom ˙Q 1 vom Kondensat auf die Wand, dann durch die befinnte Rohrwand und von dort in das kalte Fluid über, so dass der in Gl. (32) verwendeten kA-Wert durch ( 1 (kA) 1 = + α film η s A 2 (35) 1 s Rohr ln d ) a −1 d + i α 1 A 1 λ Rohr 2 s π n Rohr B beschrieben wird. Der Wärmeübergangskoeffizient zwischen Kondensatfilm und Rohrwand wird nach Nußelt für Bild 2: Schema mit mittleren Temperaturdifferenzen und Wärmeübergangskoeffizienten bei partieller Kondensation Unter der Annahme, dass der Kondensatfilm und das Gas (Fluid 2) die gleiche Strömungsrichtung haben, wird ihre mittlere Temperaturdifferenz mit (40) Δ T m,2I = (T I,in − T 2,in ) − (T I,out − T 2,out ) ln T I,in−T 2,in T I,out −T 2,out für den reinen Gleichstromfall berechnet. Zur Berechnung des Wärmeübergangskoeffizienten zwischen dem Kondensatfilm und der Wand geht in Gl.(36) und Gl. (37) die Temperaturdifferenz zwischen Filmoberfläche (Interface) und der Wandoberfläche (Surface) ein. Diese wird nach [13] für eine 5
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