Untersuchungen der Einflussgrößen Wassertemperatur, Füllstand, Gasleerrohrgeschwindigkeit und Blasengröße auf die Befeuchtung von Luft in einer ...

Untersuchungen der Einflussgrößen Wassertemperatur,
Füllstand, Gasleerrohrgeschwindigkeit und Blasen-
größe auf die Befeuchtung von Luft in einer mit Salzwas-
ser befüllten Blasensäule

Masterarbeit
zur Erlangung des akademischen Grades

Master of Science in Engineering (M.Sc.)

Fachhochschule Vorarlberg
Energietechnik und Energiewirtschaft

Betreut von
Prof. (FH) Dr.-Ing. Markus Preißinger

Vorgelegt von
Raphael Feistenauer BSc

Dornbirn, 20.01.2020

Kurzfassung

Das Ziel dieser Masterarbeit war die Untersuchung der Einflussgrößen Wassertemperatur,
Füllstand, Gasleerrohrgeschwindigkeit und Blasengröße auf die Befeuchtung von Luft in
einer mit Salzwasser befüllten Blasensäule.

Dazu wurde eine umfangreiche Versuchsreihe durchgeführt, um die Auswirkungen zu un-
tersuchen. Großer Wert wurde dabei auf die Reproduzierbarkeit der Ergebnisse gelegt. Es
wurde eine große Anzahl Datensätze während den Versuchszeiten geloggt und analysiert.

Die Auswertung hat ergeben, dass die Wassertemperatur ein wesentlicher Einflussfaktor
auf die Befeuchtung von Luft ist. Die Wassertemperatur zeigt gemäß des Antoine-Gesetzes
exponentielle Auswirkungen auf die Kondensatproduktion auf.

Hohe Füllstände in der Blasensäule wiesen im Vergleich zu niedrigeren Füllständen eine
erhöhte Kondensatproduktion auf.

Eine Steigerung der Gasleerrohrgeschwindigkeit in den Versuchen führte zu einer Zu-
nahme der produzierten Kondensatströme.

Die in dieser Arbeit untersuchten Spargerplatten der Variation des Lochdurchmessers
konnten keine klaren Erkenntnisse auf die Befeuchtung von Luft liefern.

Insgesamt sind die Forschungen an der Versuchsanlage noch nicht abgeschlossen und
weitere Erkenntnisse zu dieser Thematik sollen in Zukunft gewonnen werden.

 - II -

Abstract

The main purpose of this master thesis was to quantify the influence of water temperature,
filling level, superficial gas velocity and bubble diameter on the humidification of air in a
seawater filled bubble column.

Various experiments have been performed. A major topic was the reproducibility of the re-
sults. A lot of data has been collected during the experiments and has been analysed.

It turned out that the water temperature is an essential influence on the humidification of air.
According to the Antoine law it has an exponential impact on the production of condensate.

Higher filling levels have achieved greater condensate production than lower filling levels.

With the increase of superficial gas velocity more condensate has been produced.

The effect of using different spargerdesigns with varying hole diameters was also part of
this research. No clear results concerning this topic could be delivered.

In general, the research with the testing facility has not been finished yet. Further experi-
ments are still ongoing and more insights to this topic shall be gained.

 - III -

Inhaltsverzeichnis

Abbildungsverzeichnis VII

Tabellenverzeichnis VIII

Symbolverzeichnis IX

Ausgangslage 1

1. Stand von Wissenschaft und Technik 4

 1.1 Experimentelle Arbeiten 4
 1.1.1 Untersuchung der Abhängigkeit der Wasserbeladungsdifferenz in Blasensäulen
 von Wassertemperatur, von Salzgehalt und von der Lufttemperatur (El-Agouz et
 al. 2008) 4
 1.1.2 Untersuchung der Abhängigkeit der Wasserbeladungsdifferenz in Blasensäulen
 von Wassertemperatur, von Salzgehalt und von der Lufttemperatur (El Agouz et
 al. 2010) 4
 1.1.3 Meerwasserentsalzung mit einer Blasensäule (El Agouz et al. 2015) 4
 1.1.4 Untersuchung der Befeuchtung von Luft in Blasensäulen in Abhängigkeit von
 Druck, Füllstand und Luftmassenstrom (Liu et al. 2016) 5
 1.1.5 Blasensäule mit einem Flachkondensator zur Entsalzung von Meerwasser
 (Schmack et al. 2015) 5
 1.1.6 Kombination von Blasensäulenbefeuchtung eines HDH-Prozesses mit
 Solarkollektoren (Rajaseenivasan et al. 2016) 5
 1.1.7 Vergleich der experimentellen Arbeiten 6
 1.2 Verdampfen/Verdunsten 7
 1.2.1 Verdampfen 7
 1.2.2 Verdunsten 7
 1.3 Dampfdruck 7
 1.4 Gesetz von Dalton 7
 1.5 Gesetz von Raoult 7
 1.6 Antoinegleichung 8
 1.7 Dampfdruck über Salzlösungen 9
 1.8 Feuchte Luft 10
 1.8.1 Relative Feuchte 10
 1.8.2 Wasserbeladung 11
 1.9 Mollier-/Enthalpie-, Wassergehalt- Diagramm 11
 1.10 Sorption 12
 1.10.1 Absorption 13
 1.10.2 Desorption 13
 1.11 Mehrphasenströmungen 13
 1.11.1 Einteilung der Strömungsarten im vertikalen Rohr 14
 1.11.2 Strömungskarten 15
 - IV -

1.11.3 Spargerdesign 16
 1.12 Kondensation 16
 1.13 Anlagentypen 16
 1.14 Salinität von Meerwasser 17

2. Methodik 18

 2.1 Versuchsaufbau 18
 2.1.1 Blasensäulenbefeuchter 18
 2.1.2 Heizstrecke 19
 2.1.3 Kondensator 19
 2.1.4 Begasungseinheit 19
 2.1.5 Messstellen 20
 2.2 Versuchsdurchführung 21
 2.2.1 Steady-State-Bedingung 21
 2.2.2 Einstellen und Konstanthalten der Salinität 22
 2.2.3 Datenerfassung und Analyse 22
 2.2.4 Normalisierte Kondensatmenge 22
 2.2.5 Einfluss verschiedener Zylinderhöhen und Mittelteilen 23
 2.2.6 Variation der Salinität 24
 2.2.7 Variation der Gasleerrohrgeschwindigkeit 24
 2.2.8 Überprüfung der Reproduzierbarkeit der Ergebnisse 25
 2.2.9 Variation des Füllstandes 26
 2.2.10 Variation der Wassertemperatur 27
 2.2.11 Variation des Lochblechdurchmessers 27
 2.2.12 Spargerdesign 29

3. Ergebnisse & Interpretation 30

 3.1 Einfluss verschiedener Zylinderhöhen und Mittelteilen 30
 3.2 Variation des Salzgehalts 33
 3.3 Variation der Gasleerrohrgeschwindigkeit 35
 3.4 Überprüfung der Reproduzierbarkeit der Ergebnisse 39
 3.5 Variation des Füllstandes 41
 3.6 Variation der Wassertemperatur 44
 3.7 Variation des Lochdurchmessers 46
 3.8 Spargerdesign 51

4. Ausblick und kritische Betrachtung 53

 4.1 Versuchsdurchführung 53
 4.2 Feuchte-/Temperatursensor 54

5. Zusammenfassung 55

 -V-

Literatur 57

Anhang 59

Eidesstattliche Erklärung 60

 - VI -

Abbildungsverzeichnis

Abbildung 1 Schematische Darstellung des Wasserkreislaufs der Erde ............................ 2
Abbildung 2 Blockfließbild des HDH-Prozesses ................................................................ 3
Abbildung 3 Dampfdruckkurve von Süßwasser ................................................................. 8
Abbildung 4 Vergleich der Dampfdruckkurven von Süßwasser und Salzlösungen mit
 verschiedenem Salzgehalt ..................................................................... 9
Abbildung 5 Maximale Wasserbeladung bei 1 bar über einer 3,5 % Salzlösung .............. 11
Abbildung 6 Mollierdiagramm für einen Gesamtdruck bei 1000 mbar [16] ....................... 12
Abbildung 7 Strömungsformen in vertikalen Rohren [19] ................................................. 14
Abbildung 8 Strömungskarte zur Strömungsbestimmung in Abhängigkeit von
 Behälterdurchmesser und Leerrohrgeschwindigkeit [6] ........................ 15
Abbildung 9 Methoden der Vermischung von Gas und Flüssigkeit [19] ........................... 17
Abbildung 10 Schematischer Versuchsaufbau ................................................................ 18
Abbildung 11 Konischer Lufteinlass mit eingebauter Spargerplatte ................................. 19
Abbildung 12 Einbauorte der Temperatur- und Feuchtesensoren.................................... 20
Abbildung 13 Anlagenschema mit rot eingerahmten Einbauorten der Temperatur- und
 Feuchtesensoren ................................................................................. 20
Abbildung 14 Variation der Zylinderhöhen des Blasensäulenbefeuchters........................ 23
Abbildung 15 Designs und Maße der Spidersparger ....................................................... 29
Abbildung 16 Ergebnisse der Versuchsreihe zum Einfluss des Zylindertyps ................... 31
Abbildung 17 Temperaturverläufe der Versuchsreihe zum Einfluss des Zylindertyps ...... 32
Abbildung 18 Ergebnisse der Variation der Salinität ........................................................ 34
Abbildung 19 Graphische Darstellung der Temperaturverläufe bei Variation des Salzgehalts
 ............................................................................................................ 35
Abbildung 20 Ergebnisse der Variation der Gasleerrohrgeschwindigkeit bei Tw=37°C ..... 37
Abbildung 21 Ergebnisse der Variation der Gasleerrohrgeschwindigkeit bei Tw=47°C ..... 38
Abbildung 22 Graphische Darstellung der Ergebnisse der Reproduzierbarkeitsüberprüfung
 ............................................................................................................ 40
Abbildung 23 Vergleich der Messreihe Variation der Gasleerrohrgeschwindigkeit bei
 Tw=47°C und deren reproduzierte Messreihe ....................................... 41
Abbildung 24 Graphische Darstellung der Ergebnisse der Variation des Füllstandes bei
 Tw=47°C ............................................................................................... 42
Abbildung 25 Ergebnisse der Variation des Füllstandes bei Tw=57°C ............................. 43
Abbildung 26 produzierte Kondensatmengen bei Variation der Wassertemperatur ......... 45
Abbildung 27 Lufttemperaturverläufe bei Variation der Wassertemperatur ...................... 46
Abbildung 28 Ergebnisse der Versuchsreihe bei Tw=47 °C mit Lochdurchmesser von 3 mm
 ............................................................................................................ 48
Abbildung 29 Ergebnisse der Versuchsreihe bei Tw=47 °C mit 2 mm Lochdurchmesser . 49
Abbildung 30 Ergebnisse der Versuchsreihe bei Tw=47 °C mit 1 mm Lochdurchmesser . 50
Abbildung 31 Vergleich der Versuchsreihen mit verschiedenen Lochdurchmessern ....... 51
Abbildung 32 Vergleich der Strömungsregime beim achtarmigen Spidersparger mit
 verschiedener Leerrohrgeschwindigkeit ............................................... 52
Abbildung 33 Vergleich der Strömungsregime bei verschiedener Leerrohrgeschwindigkeit
 ............................................................................................................ 52
Abbildung 34 Ergebnisse der ersten Versuchsdurchführungen ....................................... 54
 - VII -

Tabellenverzeichnis

Tabelle 1 Vergleich der Ergebnisse der analysierten experimentellen Arbeiten ................. 6
Tabelle 2 Messunsicherheiten der verwendeten Sensoren.............................................. 21
Tabelle 3 Einstellungsparameter zum Vergleich verschiedener Zylinder mit und ohne
 Mittelteil................................................................................................ 23
Tabelle 4 Einstellungsparameter für die Variation der Salinität ........................................ 24
Tabelle 5 Einstellungsparameter zur Gasleerrohrgeschwindigkeitsanalyse bei Tw=40°C 25
Tabelle 6 Einstellungsparameter zur Gasleerrohrgeschwindigkeitsanalyse bei Tw=50°C 25
Tabelle 7 Einstellungsparameter zur Überprüfung der Reproduzierbarkeit ...................... 26
Tabelle 8 Einstellungsparameter bei 50°C Benchmark und Variation des Füllstandes .... 26
Tabelle 9 Einstellungsparameter bei 60°C Benchmark und Variation des Füllstandes .... 27
Tabelle 10 Einstellungsparameter zur Variation der Wassertemperatur .......................... 27
Tabelle 11 Einstellungsparameter zur Variation der Spargerplatte mit 3 mm
 Lochdurchmesser ................................................................................ 28
Tabelle 12 Einstellungsparameter zur Variation der Spargerplatte mit 2 mm
 Lochdurchmesser ................................................................................ 28
Tabelle 13 Einstellungsparameter zur Variation der Spargerplatte mit 1 mm
 Lochdurchmesser ................................................................................ 28
Tabelle 14 Ergebnisse des Einflusses verschiedener Zylinderhöhen und Mittelteilen ...... 30
Tabelle 15 Vergleich theoretischer und tatsächlicher referenzierter Kondensatmengen .. 30
Tabelle 16 Ergebnisse der Versuchsreihe zur Variation der Salinität ............................... 33
Tabelle 17 Ergebnisse der Variation der Gasleerrohrgeschwindigkeit bei Tw=37 °C ........ 36
Tabelle 18 Ergebnisse der Variation der Gasleerrohrgeschwindigkeit bei Tw=47 °C ........ 38
Tabelle 19 Ergebnisse der Versuchsreihe zur Überprüfung der Reproduzierbarkeit ........ 40
Tabelle 20 Ergebnisse der Variation des Füllstandes bei Tw=47°C.................................. 42
Tabelle 21 Ergebnisse der Variation des Füllstandes bei Tw=57°C.................................. 43
Tabelle 22 Ergebnisse der Messereihe zur Variation der Wassertemperatur .................. 44
Tabelle 23 Vergleich von errechneten Parametern, um den tatsächlichen Messwert zu
 erhalten ................................................................................................ 45
Tabelle 24 Ergebnisse bei Tw=47 °C mit 3 mm Lochdurchmesser und zunehmendem
 Füllstand .............................................................................................. 47
Tabelle 25 Ergebnisse bei Tw=47 °C mit 2 mm Lochdurchmesser und zunehmendem
 Füllstand .............................................................................................. 48
Tabelle 26 Ergebnisse bei Tw=47 °C mit 1 mm Lochdurchmesser und zunehmendem
 Füllstand .............................................................................................. 50
Tabelle 27 Einstellungsparameter bei 40°C und Änderung der Gasleerrohrgeschwindigkeit
 ............................................................................................................ 53
Tabelle 28 Einstellungsparameter bei 50°C und Änderung der Gasleerrohrgeschwindigkeit
 ............................................................................................................ 53

 - VIII -

Symbolverzeichnis

Symbol Bedeutung Einheit
p Dampfdruck Pa
T Temperatur K
y Molanteil -
S Salinität g kg-1
R Gaskonstante J kg-1 K-1
V Volumen m³
 Relative Luftfeuchte -
x Wasserbeladung kg kg-1
 ̇ Massenstrom kg s-1
B Lochdurchmesser mm
m Masse kg
H Enthalpie J
v Geschwindigkeit m s-1
 ̇ Wärmestrom J s-1
 elektrische Leitfähigkeit mS cm-1

Indizes Bedeutung
KW Kühlwasser
HS Heizstrecke
w Wasser
sw Salzwasser
o Befeuchterausgang
m Befeuchtermitte
ko Kondensatorausgang
LR Leerrohr
Kond Kondensat
repr reproduziert
ref Referenz
L Luft
ges Gesamt
a,b,c, …n variable Komponenten
sat Gesättigt
sp Spezifisch
tr Trocken
est geschätzt
D Dampf

 - IX -

Ausgangslage

Trinkwasser ist in vielen Ländern der Welt ein knappes Gut. Viele Menschen haben auf-
grund von politischen Instabilitäten ihrer Regierungen, Krieg oder der Armut ihrer Länder
keinen Zugang zu frischem Trinkwasser. Experten schätzen, dass bis zum Jahr 2025 etwa
70 % der Weltbevölkerung von der Thematik der Wasserknappheit betroffen sein wird. Die
weltweite Zunahme der Bevölkerung erschwert die Versorgung mit Trinkwasser noch zu-
sätzlich. [1, 2]

Erschwerend wirkt sich der Klimawandel auf die Versorgungsproblematik mit Süßwasser
aus. Die zunehmende Häufung von Trocken- und Hitzeperioden erfordert zusätzliche Res-
sourcen und Anlagen zur Abdeckung des Spitzenwasserverbrauchs. [3]

Studien zeigen, dass die Deckung des weltweiten Frischwasserbedürfnisses in Zukunft auf
die Nutzung von Meerwasserentsalzungstechnologien angewiesen ist. Im Jahr 2010 wur-
den etwa 72 Millionen m³ Trinkwasser pro Tag mittels Entsalzungstechnologien zur Verfü-
gung gestellt. Der Trend ist weiter steigend. Schätzungen gehen dahin, dass etwa 9 Millio-
nen Tonnen an Öl pro Jahr benötigt werden, um ein Jahr lang 1 Million m³ Frischwasser
pro Tag zu produzieren. Dies zeigt eine enorme Wichtigkeit auf, alternative Lösungen zur
energietechnisch sinnvollen Meerwasserentsalzung zu finden. Auch die Entsalzungsindust-
rie weist auf die zunehmenden CO2 Emissionen und deren einschneidenden Einfluss auf
die Umwelt hin. Gerade die Meerwasserentsalzung hat bei der Nutzung von erneuerbaren
Energien großes Potenzial. [2, 4]

Großtechnische Anlagen zur Wasseraufbereitung wie Umkehrosmoseanlagen oder Rekti-
fikationsanlagen sind oftmals zu kosten- und energieintensiv, um für einen Einsatz in Frage
zu kommen. Diese Anlagentypen erfordern zudem geschultes Personal und sind sehr war-
tungsintensiv. Um den Wasserbedarf der Menschheit in Zukunft sichern zu können, werden
kleinere, billige, energieautarke und dezentrale „low-tech“- Anlagen an Bedeutung gewin-
nen. Dazu wird im vorliegenden Projekt an der FH-Vorarlberg (FHV) geforscht, um mög-
lichst allen zuvor genannten Kriterien gerecht zu werden.

Bei dieser Masterarbeit wird der „Humidification – Dehumidification“-Prozess (HDH-Pro-
zess) untersucht. Es wird der Einfluss der Parameter Wassertemperatur, Gasleerrohrge-
schwindigkeit, Blasengröße und Füllstand auf die Befeuchtung von Luft in Blasensäulen
analysiert.

Beim HDH-Prozess wird eine Anlage nach dem Wasserkreislauf der Erde konzipiert. Beim
Wasserkreislauf der Erde verdunstet die Sonne Wasser. Die Sonne dient hier als Wärme-
quelle. Die über dem Wasser befindliche Luft nimmt das Wasser auf, bis der Sättigungszu-
stand der Luft erreicht wird. Wenn das Wasser in der Atmosphäre wieder kondensiert, bil-
den sich feine Wassertröpfchen in der Luft, welche sich in Schwebe befinden und im Allge-
meinen als Wolken erkennbar sind. Koaleszieren diese feinen Tröpfchen zu großen Trop-
fen, fallen sie als Niederschlag aus. Dieser Niederschlag wird normalerweise als Regen
bezeichnet.

 -1-

Abbildung 1 Schematische Darstellung des Wasserkreislaufs der Erde

Beim HDH-Prozess läuft dies ähnlich ab. Die Solarstrahlung der Sonne kann als Wärme-
quelle genutzt werden, um Salzwasser zu verdampfen. Anschließend wird das in der Luft
enthaltene Wasser kondensiert. Der HDH-Prozess ist vergleichbar mit Destillationsprozes-
sen bzw. Rektifikationsprozessen, jedoch wird beim Befeuchtungs-/Entfeuchtungsprozess
der Siedepunkt des Wassers nicht erreicht bzw. nicht überschritten. Somit wird von einem
Verdunstungsprozess und nicht von einem Verdampfungsprozess gesprochen. Da bei die-
ser thermischen Stofftrennung das Salz nicht in die Gasphase übergeht, ist das konden-
sierte Wasser nahezu frei von Salz. Bei der Stofftrennung in Blasensäulen, welche in dieser
Arbeit genauer untersucht wird, handelt es sich nicht nur um einen Verdunstungsprozess,
sondern auch um einen Sorptionsprozess. Das Wasser wird von der trockenen Luft absor-
biert (aufgenommen) und anschließend bei der Kondensation wieder desorbiert (abgege-
ben).

Beim Befeuchtungs- und Entfeuchtungsprozess von Luft sind die Befeuchtungseinheit und
die Kondensationseinheit einer HDH-Anlage die wesentlichen Bestandteile. Im Befeuchter
absorbiert Luft Wasser. Das Ziel ist eine möglichst hohe Beladung. Anschließend wird die
möglichst gesättigte Luft in den Kondensator eingeleitet. Dort wird durch eine Umgebungs-
temperatursenkung die Kondensation des in der Luft enthaltenen Wasserdampfes forciert.
Das anfallende Kondensat ist die gewünschte aufgereinigte entsalzte Fraktion. Um den
Prozess der Befeuchtung von Luft in Blasensäulen besser zu verstehen, muss die Befeuch-
tungseinheit untersucht werden. Dies führt zur Zielsetzung dieser Arbeit, nämlich der Erar-
beitung eines Überblicks über verschiedene Parameter und deren Einfluss auf die Befeuch-
tung von Luft in Blasensäulen. In der nachfolgenden Abbildung ist eine HDH-Anlage sche-
matisch dargestellt.

 -2-

Abbildung 2 Blockfließbild des HDH-Prozesses

 -3-

1. Stand von Wissenschaft und Technik

In diesem Kapitel werden die ablaufenden Prozesse, die bei der Be- und Entfeuchtung von
Luft auftreten, erläutert. Ergänzend werden vorhandene experimentelle Arbeiten zum HDH-
Prozess analysiert und deren Ergebnisse miteinander verglichen, um einen Überblick zu
schaffen.

1.1 Experimentelle Arbeiten

1.1.1 Untersuchung der Abhängigkeit der Wasserbeladungsdifferenz in Bla-
sensäulen von Wassertemperatur, von Salzgehalt und von der Lufttemperatur
(El-Agouz et al. 2008)

In dieser Arbeit wurden zwei Testreihen durchgeführt. Die Wassertemperatur wurde zwi-
schen 30 °C und 75 °C variiert. Bei der ersten Versuchsdurchführung wurde die dem Pro-
zess zugeführte Luft nicht vorgeheizt. Bei der zweiten Messreihe wurde dies jedoch ge-
macht. Anschließend wurde die Luftleerrohrgeschwindigkeit am Eintritt errechnet. Die
Werte variierten zwischen 2,5 m/s und 7,5 m/s. Das Fazit dieser Arbeit ist, dass mit zuneh-
mender Wassertemperatur, höheren Füllständen und mit steigender Lufteinlasstemperatur,
die Wasserbeladungsdifferenz zunimmt. Der steigenden Luftleerrohrgeschwindigkeit am
Eintritt wird jedoch nur ein geringer Effekt zugeschrieben. Bei 75°C konnte ein Output von
222gw/kgL generiert werden. Die Blasengröße bzw. die Blasenverteilung wurde nicht be-
trachtet. [5]

1.1.2 Untersuchung der Abhängigkeit der Wasserbeladungsdifferenz in Bla-
sensäulen von Wassertemperatur, von Salzgehalt und von der Lufttemperatur
(El Agouz et al. 2010)

Untersuchungsgegenstand dieser Arbeit waren die verschiedenen Einflussparameter auf
den HDH-Prozess. Erneut wurden Wassertemperatur, Füllstand und die Gasleerrohrge-
schwindigkeit betrachtet. Es zeigte sich, dass die Produktivität des Prozesses durch Stei-
gerung der Wassertemperatur und Verringerung der Leerrohrgeschwindigkeit verbessert
werden kann. Der Wasseroutput kann aus den Diagrammen abgelesen werden. Bei 75°C
liegt der Output bei ca. 350 gw/kgL. [6]

1.1.3 Meerwasserentsalzung mit einer Blasensäule (El Agouz et al. 2015)

In diesem Paper wurde die Entsalzung von Wasser in einer Blasensäule untersucht. Der
gewählte Versuchsaufbau weist eine große Ähnlichkeit zu dem für die Masterarbeit verwen-
deten Blasensäulenbefeuchter auf. Die Blasengröße wurde mittels Verwendung von Loch-
sieben mit unterschiedlichen Lochgrößen variiert. Weiters wurde der Effekt der Wassertem-
peratur, des Luftmassenstroms und der Wasserhöhe untersucht. Die besten Ergebnisse

 -4-

beim Wasseroutput ergaben sich mit einer Lochgröße von 1 mm. Bei dieser Lochgröße war
die Luft am Säulenausgang immer gesättigt. [7]

Bei 70 °C und einem Luftmassenstrom von 13,2 kg/h konnte eine Wasserproduktionsrate
von ca. 225gw/kgL erreicht werden. [7]

1.1.4 Untersuchung der Befeuchtung von Luft in Blasensäulen in Abhängig-
keit von Druck, Füllstand und Luftmassenstrom (Liu et al. 2016)

In dieser Arbeit wurde der Einfluss von Füllstand, Variation der Gasleerrohrgeschwindigkeit
und der Einfluss von Druck auf die Befeuchtung von Luft in einem Blasensäulenbefeuchter
untersucht. Die analysierten Befeuchter hatten einen Durchmesser von 10 cm und eine
Höhe von 25 cm. Die Gasleerrohrgeschwindigkeit wurde zwischen 2 cm/s - 20 cm/s variiert.
Die Füllstandshöhe bewegte sich zwischen 5 cm - 7 cm. Es hat sich gezeigt, dass der Füll-
stand keinen signifikanten Einfluss auf den Output hat, jedoch hat die höhere Gasleerrohr-
geschwindigkeit eine positive Auswirkung auf den Output. [8]

1.1.5 Blasensäule mit einem Flachkondensator zur Entsalzung von Meerwas-
ser (Schmack et al. 2015)

Dieses Paper beschreibt die Entwicklung und experimentelle Evaluation eines HDH-Pro-
zesses. Der Versuchsaufbau war mit einer Blasensäule und einem Flachkondensator aus-
gestattet. Die Wassertemperatur betrug während der Versuche 70°C. Es wurde ein Luftvo-
lumenstrom von 13,5 l/min realisiert. Die Blasengröße betrug 1-3 mm Durchmesser. Es
konnten Ergebnisse zwischen 80 ml/h und 88 ml/h Kondensat erreicht werden. [9]

1.1.6 Kombination von Blasensäulenbefeuchtung eines HDH-Prozesses mit
Solarkollektoren (Rajaseenivasan et al. 2016)

Hier wurde ein HDH-Prozess mit verschiedenen Solarkollektoren analysiert. Zum Einsatz
kam ein rechteckiger Befeuchter. Der Luftmassenstrom wurde zwischen 0,014 kg/s und
0,018 kg/s. Die Kühlwassermenge wurde zwischen 0,025 und 0,058 kg/s variiert. Es zeigte
sich, dass die Steigerung des Luftdurchflusses und der Kühlwassermenge bessere Ergeb-
nisse erzielen. Die maximale Produktivität des Systems liegt bei knapp 4 kgw/h, wenn die
Wassertemperatur bei etwa 65 °C liegt. [10]

 -5-

1.1.7 Vergleich der experimentellen Arbeiten

Die nachfolgende Tabelle 1 vergleicht die untersuchten Einflussgrößen und die Ergebnisse,
die in den beschriebenen experimentellen Arbeiten analysiert bzw. erzielt wurden. Teilweise
widersprechen sich manche Ergebnisse wie dies z. B. bei den Veröffentlichungen von El
Agouz der Fall ist. So variiert in diesem Fall die produzierte Kondensatmenge stark und
auch der Einfluss der Gasleerrohrgeschwindigkeit ist unterschiedlich. Diese Unterschiede
zeigen die Notwendigkeit weiterer experimenteller Untersuchungen zu dieser Thematik auf
und sind mit Grund für diese Masterarbeit.
 Tabelle 1 Vergleich der Ergebnisse der analysierten experimentellen Arbeiten

 Autor Kondensatmenge Einflussparameter
 El Agouz et al. (2008) 222gw/kgL Wassertemperatur zeigt stark positi-
 ven Einfluss
 Luftgeschwindigkeit hat geringen
 Einfluss
 El Agouz et al. (2010) 350 gw/kgL Wassertemperatur zeigt stark positi-
 ven Einfluss
 Verringerung von Luftgeschwindig-
 keit hat positiven Einfluss
 Liu et al. (2016) - Wassertemperatur zeigt stark positi-
 ven Einfluss
 Steigerung von Luftgeschwindigkeit
 hat positiven Einfluss
 El Agouz et al. (2015) 225gw/kgL Wassertemperatur zeigt stark positi-
 ven Einfluss
 Rajaseenivasan et al. 4 kg/h Wassertemperatur zeigt stark positi-
 (2016) ven Einfluss
 Steigerung der Luftgeschwindigkeit
 hat stark positiven Einfluss
 der Kühlmitteldurchfluss zeigt positi-
 ven Einfluss
 Schmack et al (2015) 0,08 l/h Wassertemperatur weist stark positi-
 ven Einfluss auf

 -6-

1.2 Verdampfen/Verdunsten

1.2.1 Verdampfen

Wenn eine Flüssigkeit solange erwärmt wird, bis ihre Temperatur die Siedetemperatur und
der Dampfdruck der Flüssigkeit den Systemdruck erreicht, kann von Verdampfung gespro-
chen werden.

1.2.2 Verdunsten

Wenn die Temperatur einer Lösung unter der Siedetemperatur liegt und der Partialdruck
der Lösung höher ist als der Systemdruck, kann von Verdunstung gesprochen werden. Je
höher die Temperatur ist, umso mehr Lösungsmittel kann in die Gasphase übergehen.

1.3 Dampfdruck

Beim Dampfdruck handelt es sich um jenen Druck, welcher sich über einer flüssigen Phase
in einem abgeschlossenen System im thermodynamischen Gleichgewicht einstellt. Er spie-
gelt das „Bestreben“ der Flüssigkeitsteilchen wider, in die Gasphase überzugehen.

1.4 Gesetz von Dalton

Das Gesetz von Dalton sagt aus, dass sich der gesamte Dampfdruck einer Mischung aus
der Summe der Dampfdrücke seiner Einzelkomponenten zusammensetzt (siehe Glei-
chung (1)).
Über einem Flüssigkeitsgemisch entspricht der gesamte Dampfdruck des Systems der
Summe aller Dampfdrücke der Reinkomponenten abhängig von ihrem Mischungsanteil.
[11]
 (1)
 = + + ⋯+ 

1.5 Gesetz von Raoult

Das Raoult‘sche Gesetz beschreibt den Zusammenhang von Partialdrücken und Molantei-
len idealer Flüssigkeits- bzw. Gasgemischen. [11]

 (2)
 = ∙ 

 -7-

1.6 Antoinegleichung

Die Antoinegleichung dient zur mathematischen Beschreibung des Sättigungsdampfdru-
ckes. Der Sättigungsdampfdruck ist jener Druck, bei dem sich der Druck der flüssigen
Phase und der der Gasphase im Gleichgewicht befindet. Zur Berechnung des Phasen-
gleichgewichtes dienen die Dampfdrücke der Komponenten als Basis. Mithilfe der Antoine-
gleichung kann dies in guter Näherung zu experimentellen Daten bestimmt werden. Die
Konstanten A, B und C liegen meist tabelliert vor oder können auch rechnerisch bestimmt
werden. Für den Erhalt genauerer Werte für den Sättigungsdampfdruck, kann die Antoine-
gleichung auch erweitert werden. Sie ist jedoch in der vorliegenden Form ausreichend ge-
nau. Wie in Gleichung (3) ersichtlich ist, nimmt der Sättigungsdampfdruck mit steigender
Temperatur exponentiell zu. [11, 12]
 (3)
 log( )= −
 + 

 = 10,196213 = 1730,63 = −39,72

Die in vorhergehender Gleichung beschriebene exponentielle Temperaturabhängigkeit des
Druckes ist in Abbildung 3 graphisch dargestellt.

 Abbildung 3 Dampfdruckkurve von Süßwasser

 -8-

1.7 Dampfdruck über Salzlösungen

Wird ein nicht flüchtiges Salz in Wasser gelöst, kann eine Dampfdruckerniedrigung der Lö-
sung im Vergleich zum Sättigungsdampfdruck des reinen Wassers beobachtet werden.
Diese Dampfdruckerniedrigung hängt nur von der Anzahl der gelösten Moleküle ab und
gehört zu den kolligativen Eigenschaften. Durch die Lösung des Salzes sinkt das chemi-
sche Potenzial des Lösungsmittels. Dies bedeutet, dass die Moleküle der Flüssigkeit weni-
ger stark in die Gasphase drängen. Die beschriebene Senkung der Dampfdruckkurve über
einer Salzlösung ist in nachfolgender Abbildung dargestellt. Wie jedoch gut ersichtlich ist,
fällt die Erniedrigung des Dampfdruckes bei einer Salzlösung von 3,5 Massenprozent eher
gering aus. Würden die Temperaturschritte größer gewählt, wäre der Unterschied beider
Kurven nicht mehr mit dem freien Auge erkennbar. Besser erkennbar ist die Dampfdruck-
senkung bei einer Salzlösung mit 10,5 % verglichen mit Süßwasser. [13]

Der Sättigungsdampfdruck über einer Salzlösung für Temperaturen zwischen 0-100 °C
kann unter Einbeziehung der Salinität wie folgt beschrieben werden [14]:

 = exp(−4,58180 ∙ 10 ∙ − 2,04430 ∙ ) ∙ (4)
 , ,

 Abbildung 4 Vergleich der Dampfdruckkurven von Süßwasser und Salzlösungen mit verschiede-
 nem Salzgehalt

 -9-

1.8 Feuchte Luft

Bei feuchter Luft handelt es sich um ein homogenes binäres Gasgemisch. Unter einem
binären Gemisch kann eine Substanz mit zwei verschiedenen Bestandteilen verstanden
werden. Feuchte Luft setzt sich aus trockener Luft und Wasser zusammen. Die Wasser-
fraktion kann dampfförmig, flüssig oder fest vorliegen. Es gilt zu beachten, dass der Aggre-
gatzustand der trockenen Luft sich nicht ändert, das Wasser jedoch Phasenänderungen
durchlaufen kann. Liegen beide Komponenten in Gasform vor, können die Eigenschaften
idealer Gase angenommen werden. Somit kann feuchte Luft mit dem Gesetz von Dalton
beschrieben werden. Die idealen Gasgleichungen für beide Stoffe sind in zwei nachfolgen-
den Gleichungen dargestellt. [15]

 (5)
 , ∙ = , ∙ , ∙ mit , = 287,06 

 ∙ = ∙ , ∙ mit , = 461,51 (6)

Somit können beide Drücke nach Dalton zusammengefügt werden und spiegeln den Ge-
samtdruck wie folgt wider:

 (7)
 = , + 

Wasserdampf kann nicht in beliebig großen Mengen von der trockenen Luft aufgenommen
werden. In Luft kann nur so viel Wasserdampf aufgenommen werden, bis der Partialdruck
des Wasserdampfes den Sättigungsdruck erreicht. Luftdruck und Sättigungsdruck von
Wasserdampf hängen nicht voneinander ab. [15]

1.8.1 Relative Feuchte

Wenn von relativer Luftfeuchtigkeit gesprochen wird, so spricht man in der Regel vom Ver-
hältnis des Partialdruckes des Wasserdampfs und des Sättigungsdampfdruckes. Solange
der Sättigungsdampfdruck größer als der Partialdruck ist, kann von ungesättigter Luft ge-
sprochen werden. Meist wird dieser Zustand mit der sogenannten relativen Luftfeuchtig-
keit beschrieben. Die relative Luftfeuchtigkeit gibt einen Prozentwert wieder. Bei Werten
unter 100 % ist die Luft ungesättigt. Bei Werten darüber befindet sich die Luft im Nebelge-
biet und es liegt flüssiges Wasser neben Wasserdampf in der Luft vor. [15]

 (8)
 =
 
 - 10 -

1.8.2 Wasserbeladung

Die Wasserbeladung wird oft in der Technik verwendet. Sie gibt das Verhältnis der Masse
des Wasserdampfes pro Masse der trockenen Luft wieder. Sie hat die Einheit kg/kg und
darf nicht als Einheitenlos betrachtet werden, da es sich hierbei um eine Beladung handelt.
Sollte die Beladung größer als die der Sättigungswasserbeladung sein, befindet sich das
betrachtete System im Nebelgebiet.
Die maximale Beladung kann wie folgt errechnet werden [15]:

 (9)
 = 0,622 ∙
 − 

Die Wasserbeladung xs ist vom Gesamtdruck und der Temperatur abhängig. Somit kann
bei erhöhter Temperatur mehr Wasserdampf aufgenommen werden. Ebenso würde sich
eine Umgebungsdrucksenkung positiv auf die Wasserdampfaufnahme der Luft auswirken.

 Abbildung 5 Maximale Wasserbeladung bei 1 bar über einer 3,5 % Salzlösung

1.9 Mollier-/Enthalpie-, Wassergehalt- Diagramm

Feuchte Luft und ihre Eigenschaften lassen sich mit verschiedenen Methoden beschreiben.
Eine davon ist das sogenannte Enthalpie Wassergehalt(h,X)-Diagramm, das auch unter
dem Namen Mollierdiagramm bekannt ist. Neben der Enthalpie und dem Wassergehalt las-

 - 11 -

sen sich die Temperatur und die relative Feuchte von Zustandsänderungen aus dem Dia-
gramm ablesen. Dadurch, dass die Lage der Sättigungslinie mit Änderung des Gesamtdru-
ckes verschoben wird, gilt das Mollierdiagramm immer nur für einen bestimmten Gesamt-
druck. Bei dem h,X-Diagramm wird auf der x-Achse die Wasserbeladung aufgetragen. Die
Isenthalpen sind in einem 30 Grad Winkel dazu gezeichnet. Die Isothermen, die auf der y-
Achse eingezeichnet sind, befinden sich nicht in einem rechten Winkel zur x-Achse. Das
Mollierdiagramm ist also ein schiefwinkliges Diagramm. Die Kurven, die die relative Luft-
feuchte widerspiegeln, nehmen von unten nach oben ab. Die unterste Kurve hat eine be-
sondere Bedeutung. Hier gilt, dass die relative Luftfeuchte 1 beträgt. [16]
Somit ist die Luft vollständig mit Wasserdampf gesättigt. Alle Zustände unterhalb dieser
Linie befinden sich im Nebelbereich. Hier kondensiert Wasserdampf zu Nebel aus. Das
nachfolgende Diagramm ist für den Fall von Atmosphärendruck bzw. 1000 mbar gültig.[16]

 Abbildung 6 Mollierdiagramm für einen Gesamtdruck bei 1000 mbar [16]

1.10 Sorption

Es gibt verschiedene Sorptionsprozesse wie z.B. Physiosorption und Chemiesorption. Die
Physiosorption beruht auf Wechselwirkungen physikalischer Art wie z.B. Van-der-Waals-
Kräfte. Da hierbei sehr schwache Bindungsformen vorliegen, sind diese Prozesse stark
druck- und temperaturabhängig. Bei der Stofftrennung im Humidification- Dehumidification-
Prozess kommen Sorptionsvorgänge zum Tragen. Die Sorption beschreibt den Vorgang,
bei dem kondensierte Phasen Stoffaustausch mit den Stoffen ihrer Umgebung betreiben.
Beim HDH-Verfahren kommen die sogenannte Absorption und Desorption vor. [17]

 - 12 -

1.10.1 Absorption

Wird eine Komponente einer flüssigen Phase in ein anderes Gas überführt, so kann von
Absorbieren gesprochen werden. Bei der Absorption wird der Übergang der flüssigen Lö-
sung in die Gasphase beschrieben. Begriffe, die in diesem Zusammenhang häufig vorkom-
men, sind Absorbens, Absorptiv und Absorbat. Beim Absorbens handelt sich um jene
Phase, die die Komponenten aus der Lösung aufnimmt, in diesem Fall also um Luft, die
sich mit Wasser anreichert. Das Absorptiv ist die abzutrennende Komponente. Im HDH-
Prozess ist es das Wasser, das aus der Salzlösung entfernt wird. Das Absorbat ist die Auf-
nehmerphase, die bereits Komponenten aus der flüssigen Salzlösung aufgenommen hat.
[17]

Ziel bei der Absorption ist es, möglichst selektiv das Absorptiv aus der Abgeberphase ab-
zutrennen. Je geringer die Konzentration des Absorptivs in der Gasphase ist, umso höher
ist die Aufnahmefähigkeit des Absorbates. [17]

Ebenso spielen die Partialdrücke der aufzunehmenden Phase eine wichtige Rolle. Je grö-
ßer der Partialdruck des Absorptivs ist, umso leichter ist es in das Absorbens überführbar.
[17]

1.10.2 Desorption

Bei der Desorption handelt es sich um die Umkehr der Absorption bzw. der Adsorption.
Hierbei wird die im Absorbens gelöste Komponente durch Temperatur- und Druckänderung
wieder entfernt. Ziel ist es, möglichst das gesamte Absorptiv aus der Gasphase zu entfer-
nen, um möglichst effizient zu arbeiten. [17]

1.11 Mehrphasenströmungen

In der Technik ist die Mehrphasenströmung die am meisten anzutreffende Strömungsform.
Es muss jedoch berücksichtigt werden, dass mit dem Begriff der Phase die Aggregatzu-
stände (flüssig, fest und gasförmig) gemeint sind. Die Strömungen zeichnen sich meistens
durch ihren chaotischen Charakter aus und können vorwiegend als instationäre Vorgänge
betrachtet werden. Dies führt dazu, dass hauptsächlich statistische Methoden verwendet
werden, um Vorgänge wie die der Phasenverteilung zu beschreiben. [18]

Da die Phasen stark miteinander wechselwirken, sind die Verteilungen in einem Rohrquer-
schnitt sehr stark von den Strömungsbedingungen wie laminare oder turbulente Strömun-
gen abhängig.

Einen weiteren nennenswerten Einfluss auf das Strömungsverhalten nehmen die Schwer-
kraft und die Grenzflächenspannungen in Gas-Flüssigkeitsströmungen ein. [18]

 - 13 -

1.11.1 Einteilung der Strömungsarten im vertikalen Rohr

Grundsätzlich können in vertikalen Rohren Gas-Flüssigkeitsströmungen auf mehrere Strö-
mungsformen, die auch in Abbildung 7 dargestellt sind, reduziert werden [13]:

 a) Blasenströmung: In diesem Fall ist der Anteil der flüssigen Phase im System we-
 sentlich größer als der des Gases. Das Gas bewegt sich in einer Vielzahl von Blasen
 fort, welche fast homogen mit der Flüssigkeit vermischt sind. Dennoch ist die Wand
 nur von der Flüssigkeit benetzt.

 b) Kolbenströmung: Bei Zunahme des Gasvolumenstroms koaleszieren die Gasblasen
 zu sogenannten Gaskolben. Es treten große und kleine Gasblasen zur selben Zeit
 auf. Die Gasblasen können das Mehrfache des Rohrdurchmessers lang sein.

 c) Chaotische Strömung bzw. Schaumströmung: Es treten große und kleinere Blasen
 gleichzeitig auf. Ihre Verteilung scheint zufällig zu sein.

 d) Ringsträhnenströmung: Hier ist die Flüssigkeit größtenteils an der Wand verteilt und
 die Gasphase im Inneren ist gemischt mit Schwärmen von Tropfen, die zu Strähnen
 formiert sein können.

 e) Film-/Ringströmung: Der Gasvolumenstrom ist nach weiterer Steigerung vollständig
 von der Flüssigkeit umgeben, bzw. die Rohrwand ist vollständig von der flüssigen
 Phase benetzt. Zudem kann das Auftreten von Tropfen in der Gasphase beobachtet
 werden.

 f) Nebelströmung: Der Einsatz von sehr hohen Gasvolumenströmen führt zur soge-
 nannten Nebelströmung. Hier wird die Flüssigkeit in Form von Tropfen von der Gas-
 phase gefördert.

 Abbildung 7 Strömungsformen in vertikalen Rohren [19]

 - 14 -

1.11.2 Strömungskarten

Wird eine Apparatur von Gasen und Flüssigkeiten durchströmt, ist es oftmals wichtig zu
wissen, welche Strömungsform vorliegt. Zur genaueren Bestimmung des vorliegenden
Strömungsregimes werden u.a. Strömungskarten herangezogen. Die wesentlichste Größe
für das Strömungsregime ist die sogenannte Gasleerrohrgeschwindigkeit. Ein weiterer Ein-
flussfaktor ist der Behälterquerschnitt. Eine einfache Form der Strömungskarten ist in nach-
folgender Abbildung dargestellt. Hier sind drei Strömungsbereiche dargestellt. Der homo-
gene Strömungsbereich zeichnet sich durch ein enges Blasengrößenspektrum aus. [18, 19]

Je nach Begasungseinrichtung (Lochblech, Spidersparger etc.) und Gasleerrohrgeschwin-
digkeit kann der homogene Strömungsbereich bei Gasleerrohrgeschwindigkeiten bis
0,08 m/s aufrechterhalten werden. [18, 19]
Steigt die Gasbelastung, beginnen die Blasen zu agglomerieren. Das Strömungsprofil
wechselt in den heterogenen Strömungsbereich. Die Blasen steigen bevorzugt in der Säu-
lenmitte auf. Es entstehen Zirkulationsströmungen, die die Blasen teilweise an der Behäl-
terwand wieder nach unten transportieren. [18, 19]

Gerade in Laborapparaturen treten bei hohen Gasbelastungen oftmals Kolbenblasenströ-
mungen auf. Dies ist eine Folge des geringen Säulendurchmessers. Durch die Apparate-
wand werden die großen Gasblasen stabilisiert. Zusätzlich gibt es noch einen großen Über-
gangsbereich, in dem Strömungsmischformen auftreten. [18, 19]

 Abbildung 8 Strömungskarte zur Strömungsbestimmung in Abhängigkeit von Be-
 hälterdurchmesser und Leerrohrgeschwindigkeit [6]

 - 15 -

1.11.3 Spargerdesign

Zur Steuerung des Strömungsprofils werden verschiedene Sparger eingesetzt. Auch die
Blasengröße kann mithilfe von Gasdispergierungseinbauten - sogenannten „Spargern“ –
eingestellt und verändert werden. Das Blasenregime hängt im Wesentlichen von der Art
des Spargers bzw. des gewählten Lochdurchmessers ab. Bei einem Lochdurchmesser klei-
ner 1 mm kann eine homogene Blasengröße auch bei höheren Gasleerrohrgeschwindig-
keiten (bis zu 8 cm s-1) eingestellt werden. Typische Spargerdesigns sind zum Beispiel die
Lochplatte oder der Spidersparger. [20–23]

1.12 Kondensation

Bei der Kondensation geht durch Umgebungstemperatur- oder Umgebungsdruckänderung
gasförmiger Wasserdampf in einen flüssigen Zustand über. Die Menge des Wassers, das
durch Kondensation anfällt, wird Kondensat genannt. Um eine Aussage über die theoreti-
sche Kondensationsproduktion eines Kondensators treffen zu können, wird die Beladung
der Luft mit Wasser herangezogen. Wenn von einer idealen Wasserabscheidung ausge-
gangen wird, kann der Massenstrom des Kondensats wie folgt errechnet werden:

 ̇ = ̇ ∙ ( , − , ) (10)

1.13 Anlagentypen

Blasensäulen sind hauptsächlich Apparaturen, in denen das Gas in Blasenform mit einer
kontinuierlichen flüssigen Phase in Kontakt gebracht wird. Dies kann zur Vermischung der
Phasen sinnvoll sein, jedoch ist meistens die Änderung des Aggregatzustandes von Stoffen
im Vordergrund bzw. der Stofftransport zwischen diesen Phasen. [19]

 - 16 -

Abbildung 9 Methoden der Vermischung von Gas und Flüssigkeit [19]

Die Blasensäule benötigt keinen Eintrag mechanischer Energie, um die zwei nur teilweise
ineinander löslichen Phasen zu vermischen. Im einfachsten Fall ist es die in Abbildung 9a
dargestellte begaste Säule. [19]

Da diese Form der Blasensäule die wartungsärmste und technisch einfachste Form einer
Blasensäule ist, wird diese auch in diesem Forschungsprojekt verwendet.

Die Abstromblasensäule in Abbildung 9b wird vor allem in Bereichen mit großen Flüssig-
keitsvolumenströmen und niedrigen Gasströmen verwendet. Beim Schlaufenreaktor wird
ein anderer Mechanismus genutzt. Bei dieser Betriebsweise wird eine interne Zirkulations-
strömung erzeugt. Diese Strömung kann noch durch einen Rührer verbessert werden. [19]

1.14 Salinität von Meerwasser

Die Salinität ist die Kenngröße des Salzgehaltes eines Gewässers oder eines Wassers. Sie
wird mit Gramm Salz pro Kilogramm Wasser gSalz/kgWasser oder in Prozent angegeben. Stei-
gender Salzgehalt des Wassers führt zur Änderung der Eigenschaften des Wassers. Unter
anderem hat die Salinität Einfluss auf die spezifische Wärmekapazität, Dichte, Leitfähigkeit
etc. Die absolute Salinität von Meerwasser schwankt weltweit zwischen 3,1% und 45,5%.
[24, 25]

 - 17 -

2. Methodik

2.1 Versuchsaufbau

Der Versuchsaufbau kann in mehrere Abschnitte unterteilt werden. Die detaillierte Beschrei-
bung der einzelnen Abschnitte erfolgt in den nachfolgenden Unterkapiteln. In Abbildung 10
sind der verwendete Versuchsaufbau und die Messtellen schematisch dargestellt.

 Abbildung 10 Schematischer Versuchsaufbau

2.1.1 Blasensäulenbefeuchter

Beim verwendeten Blasensäulenbefeuchter handelt es sich um eine einfache begaste Bla-
sensäule. Im unteren Teil der Befeuchtereinheit wird Luft eingebracht, die vom bestehen-
den Druckluftnetz der Fachhochschule versorgt wird. Der Aufbau ist zylindrisch und der
Innendurchmesser beträgt 140 mm, der Außendurchmesser 150 mm. Im Grundelement der
Blasensäule befinden sich die Heizpatronen, die das Wasser auf die gewünschte Versuch-
stemperatur bringen.

 - 18 -

2.1.2 Heizstrecke

Zwischen Befeuchtereinheit und Kondensator befindet sich eine Heizstrecke. In der Heiz-
strecke wird die feuchte Luft aus der Blasensäule überhitzt. Zum einen dient dies zur Vali-
dierung der Messwerte, zum anderen soll damit der Luftfeuchtesensor in dem Bereich ge-
halten werden, der die angezeigten Werte als plausibel garantiert. Da beim Austritt aus dem
Kondensator hohe relative Luftfeuchten herrschen, zeigen die Feuchtesensoren oftmals
100 % an oder gehen in „Betauung“, und somit werden keine sinnvollen Werte erzeugt.
Durch die Temperaturerhöhung kann die relative Luftfeuchte gesenkt werden. Der Feuch-
tesensor wird nicht direkt am Befeuchteraustritt angebracht, sondern am Ende der Heiz-
strecke. Anschließend kann auf die relative Feuchte am Ausgang der Blasensäule rückge-
rechnet werden.

2.1.3 Kondensator

Die Kondensationseinheit ist ein sogenannter Querstromwärmeübertrager. Als Kühlme-
dium wird Wasser verwendet, das von der Kühlleitung der Fachhochschule Vorarlberg zur
Verfügung gestellt wird. Somit können gleichmäßig Temperaturen im Kondensator realisiert
werden. Die Wassertemperatur liegt zwischen 10 °C und 13 °C. Das kondensierte Wasser
wird auf der Unterseite aus dem Kondensator abgeführt und aufgefangen. Um mehr Infor-
mationen über die Anlage bzw. den Prozess zu gewinnen, wird am Kondensatorausgang
die Lufttemperatur gemessen.

2.1.4 Begasungseinheit

Die Begasungseinheit wird vom Druckluftnetz der Fachhochschule versorgt. Zwischen
Druckluftnetz und der Anlage befinden sich noch ein Druckminderer und ein Luftstromreg-
ler, um die gewünschten Luftparameter genau einstellen zu können. Die Spargerplatten zur
Lufteinbringung können in einem konischen Trichter montiert werden. Dieser Trichter ist so
auf der Luftleitung aufgebracht, dass die Luft die Spargerplatten zentral und im rechten
Winkel anströmt.

 Abbildung 11 Konischer Lufteinlass mit eingebauter Spargerplatte

 - 19 -

2.1.5 Messstellen

Um möglichst viel über den Befeuchtungsprozess erfahren zu können, werden viele Mess-
stellen benötigt. Die Temperaturen des Befeuchters werden im Wasser, in der Befeuchter-
mitte, Befeuchteraustritt und in der Heizstrecke aufgezeichnet. Des Weiteren finden sich
Temperatur-Feuchtesensoren in der Luftzufuhrleitung, in der Heizstrecke und am Konden-
satorausgang. Die Platzierung der Sensoren ist in Abbildung 12 schematisch dargestellt.
Der Füllstand wird mit einem Schwimmerfüllstandsanzeiger gemessen.

 Befeuchtermitte Befeuchteraustritt Heizstrecke Kondensatoraustritt
 Abbildung 12 Einbauorte der Temperatur- und Feuchtesensoren

 Abbildung 13 Anlagenschema mit rot eingerahmten Einbauorten der Temperatur- und Feuchte-
 sensoren

 - 20 -

Da jede Art von Sensor mit einem Messfehler behaftet ist, werden die wichtigsten Messun-
sicherheiten in allen Ergebnistabellen abgebildet. Die Messunsicherheiten sind in Tabelle
2 ablesbar. Laut Hersteller für den Luftvolumenstromregler liegt eine Messunsicherheit von
±0,1 /ℎ vor. Jedoch liegt ein Kalibrierungszertifikat vor (siehe Anhang), das zeigt, dass
die Messunsicherheit wesentlich geringer ist und somit nicht in Form von Fehlerbalken in
den Diagrammen oder Ergebnissen vorkommt.

 Tabelle 2 Messunsicherheiten der verwendeten Sensoren

 Parameter Sensor Messbereich Messunsicherheit
 PT1000 Wider- 0 – 100 °C
 Temperatur ±0,3 ° + 0,005 ∙ 
 standsthermometer
 Magnetostriktiver Füll-
 Füllstand 0 – 500 mm ±0,5 
 stand
 Temperatur (Temperatur- PT1000 Wider-
 0 – 120 °C ±0,2 ° + 0,004 ∙ 
 Feuchtesensor) standsthermometer
 Rel. Feuchte ((Temperatur- Kapazitiver Polymer-
 0 – 100 % ±2,5 %
 Feuchtesensor) sensor
 Kapazitiver Polymer-
 Elektrische Leitfähigkeit 0–500 mS/cm ±2,5 / + 0,005 ∙ 
 sensor

 Luftvolumenstrom Durchflussmesser 0–10m³/h ±0,1 /ℎ

 Kondensatmenge Waage 0 – 500 g ±0,01 

2.2 Versuchsdurchführung

2.2.1 Steady-State-Bedingung

Die tatsächliche Versuchsdurchführung erfolgt beim Erreichen des stationären Zustandes
oder sogenannten Steady-State-Bedingung der Versuchsanlage. Via Labview werden über
den gesamten Zeitraum hinweg bis zum Erreichen der gewünschten Bedingungen die Da-
ten aller Messfühler geloggt.

Steady State Zustand: Nach den Ergebnissen der Süßwassermessungen, die bis Ende
Februar 2019 erfolgt sind (im Zuge eines derzeit laufenden Forschungsprojekts des Ent-
wicklers des Prüfstandes), wird der Steady State Zustand dann als erreicht angenommen,
wenn die Temperatur über den Zeitraum einer halben Stunde nicht mehr als ± 0,5°C variiert.
Eventuell auftretende Temperatursprünge müssen einem Ausreißertest unterzogen werden
oder mithilfe des Labortagebuchs auf Plausibilität und Grund des Auftretens untersucht
werden. Sollten sich unerwarteter Weise während einer Messung Temperatursprünge er-
geben, muss die Messung wiederholt werden und etwaige Anpassungen am Versuchsauf-
bau vorgenommen werden.

 - 21 -

Nach dem Abschluss einer Messung werden die neuen Parameter eingestellt. Anschlie-
ßend muss wieder gewartet werden, bis sich erneut ein stationärer Zustand einstellt.

2.2.2 Einstellen und Konstanthalten der Salinität

Für die Durchführung der Messreihen sollte immer ein konstanter Salzgehalt von 3,5 %
eingestellt werden. Um dies zu erreichen, wird das Salzwasser zuvor in einem externen
Behälter angemischt. Pro Liter Leitungswasser werden 35 g unraffiniertes Meersalz (NaCl)
hinzugefügt. Anschließend wird mithilfe eines Magnetrührers solange gerührt, bis sich das
Salz vollständig gelöst hat. Die Salzlösung wird anschließend in den Befeuchter gefüllt und
auf den gewünschten Füllstand eingestellt. Verdunstetes Wasser wird, sobald der Füllstand
unter den eingestellten Wert fällt, sofort mit einer Pumpe nachgefüllt. Wichtig ist, dass es
sich bei dem nachgefüllten Wasser um Süßwasser handelt, da sonst bei der Zufuhr von
Salzwasser die Salinität zunähme. Zur Kontrolle der Salinität des Salzwassers wurden die
Sensorwerte eines gesamten Messtages über einen Zeitraum von acht Stunden geloggt
und anschließend gemittelt. Unter Berücksichtigung von Standardabweichung und Mess-
fehler wurde ein Wert von 336,22± 10 mS/cm erhalten. Der Salzgehalt kann somit nicht nur
theoretisch als konstant betrachtet werden, sondern auch im praktischen Fall.

2.2.3 Datenerfassung und Analyse

Die Datenerfassung erfolgte via Labview. Hier wurden 30-Sekunden-Takt sämtliche Mess-
werte der Sensoren aufgezeichnet und in einem Textdokument abgespeichert.

Aufgrund der enormen Datenmenge wurden diese Daten anschließend mittels Python 3.6
automatisiert importiert, geplottet und ausgewertet.

Nur die Werte der erhaltenen Kondensatmenge wurde händisch erfasst. Das während der
Messung anfallende Kondensat wird in einem Messzylinder aufgefangen und nach Ablauf
der Versuchszeit gewogen. Die Behälter, in denen das Kondensat gesammelt wird, wurden
jeweils leer und getrocknet und mit Kondensat gefüllt gewogen. Somit konnte die aufgefan-
gene Menge ermittelt werden.

2.2.4 Normalisierte Kondensatmenge

Die Vergleichbarkeit der Ergebnisse ist ein wesentlicher Punkt in dieser Arbeit. Um diese
Vergleichbarkeit herzustellen, werden die erhaltenen Kondensatmassenströme auf die Re-
ferenzleerrohrgeschwindigkeit von 1 cm/s bezogen. Für eine erhaltene Kondensatmenge
bei 3 cm/s würde dies bedeuten, dass das Ergebnis durch drei dividiert werden muss, um
die normalisierte Kondensatmenge zu erhalten.

 - 22 -

2.2.5 Einfluss verschiedener Zylinderhöhen und Mittelteilen

In dieser Versuchsreihe wurde der Einfluss von verschiedenen Zylinderhöhen auf die Be-
feuchtung von Luft untersucht. Der Aufbau der Apparatur ist in nachfolgender Abbildung für
die verschiedenen Varianten ersichtlich. Die verschiedenen Versuchsläufe wurden jeweils
für den Zeitraum einer Stunde durchgeführt. Um die höheren Zylinder mit Mittelteil mit den
kurzen Zylindern mit und ohne Mittelteil vergleichen zu können, wurden für die Vergleiche
jeweils Referenzmessungen mit niedrigeren Füllständen gemacht. Für die Vergleiche
wurde ein Füllstand von 50 mm gewählt. Um bei Füllstand 50 mm möglichst genau 3,5 %
Salzgehalt im Wasser zu erreichen, wurde das Salzwasser in einem externen Behälter an-
gemischt und dann in die Blasensäule gefüllt, bis die 50 mm Höhe erreicht war. Um die
Lufttemperatur bei dem Aufbau ohne Mittelteil zu messen, wurde der Temperaturfühler des
Mittelteils in den Deckel eingebaut. Die genauen Versuchsparameter und deren Anwen-
dung sind in nachfolgender Abbildung und Tabelle abgebildet und aufgelistet.

 Hoher Zylinder Kurzer Zylinder Kurzer Zylinder
 mit Mittelteil mit Mittelteil ohne Mittelteil
 Abbildung 14 Variation der Zylinderhöhen des Blasensäulenbefeuchters

 Tabelle 3 Einstellungsparameter zum Vergleich verschiedener Zylinder mit und ohne Mittelteil

Versuch Tw /°C THS /°C H /mm vLR /cm s-1 B /mm TKW /°C Variante
 hoher Zylinder, mit
 1 40 80 50 3 3 11
 Mittelteil
 kurzer Zylinder, mit
 2 40 80 50 3 3 12
 Mittelteil
 kurzer Zylinder, mit
 3 50 95 50 3 3 12
 Mittelteil
 kurzer Zylinder,
 4 50 95 50 3 3 12
 ohne Mittelteil

 - 23 -

2.2.6 Variation der Salinität

Zur Ermittlung der Einflussgröße der im Wasser gelösten Salzmenge auf die Befeuchtung
von Luft wurden vier Messungen durchgeführt. Um Einflüsse der Trägheit des Kondensa-
tors auf die Messungen zu minimieren, wurde mit jener Messreihe begonnen, bei der laut
Theorie die geringste Menge an Kondensat erwartet wird. Gemäß dem theoretischen Ver-
ständnis ist zu erwarten, dass höhere Salzgehalte zu einer geringeren Kondensatproduk-
tion führen. Zuerst wurde ein Salzgehalt von 10,5 % eingestellt und gewartet, bis der Stati-
onärzustand erreicht war. Nach Abschluss des Versuchs wurde die gesamte Salzlösung
aus dem Befeuchter entfernt. Anschließend wurde die 7,5%ige Salzlösung eingefüllt und
die Messung bei Erreichen des Steady-States durchgeführt. Der Vorgang wurde anschlie-
ßend noch für die 3,5 % Salzlösung und für Süßwasser wiederholt.

 Tabelle 4 Einstellungsparameter für die Variation der Salinität

 Versuch S/% Tw /°C THS /°C H /mm vLR /cm s-1 B /mm TKW /°C
 1 0 50 105 200 2 2 11
 2 3,5 50 105 200 2 2 11
 3 7 50 105 200 2 2 11
 4 10,5 50 105 350 2 2 11

2.2.7 Variation der Gasleerrohrgeschwindigkeit

Zur Untersuchung des Einflusses der Gasleerrohrgeschwindigkeit auf die Befeuchtung von
Luft wurden in dieser Messreihe zwei Wassertemperaturbenchmarks gewählt. Die Ver-
suchsdurchführung erfolgte bei 40 °C und 50 °C Wassertemperatur. Einzelne Messungen
wurden nach einem Vergleich mit den erwarteten Ergebnissen wiederholt, um Abweichun-
gen von den Erwartungen besser verstehen und erklären zu können. An jedem Versuchstag
wurde mit der jeweils kleinsten Gasleerrohrgeschwindigkeit begonnen und diese nach jeder
abgeschlossenen Messung gesteigert. Vor jeder Messung wurde geprüft, ob der Stationär-
zustand erreicht war. In Tabelle 5 und Tabelle 6 lassen sich die in dieser Versuchsreihe,
eingestellten Parameter wiederfinden.

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