DE3236871C2 - - Google Patents

Description

Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren und eine Vorrichtung zur Gewinnung von Süßwasser aus wäßrigen Salzlösungen gemäß den Oberbegriffen der unabhängigen Patentansprüche 1 und 12.

Die Gewinnung von Süßwasser aus Salzlösungen, insbesondere aus Meerwasser, ist ein Problem von außerordentlicher Bedeutung, sei es zur Bereitstellung von Trinkwasser oder für die Bewässerung landwirtschaftlicher Nutzflächen. Das gewonnene Süßwasser muß jedoch preisgünstig zur Verfügung stehen. Dies ist nur möglich, wenn bei der Gewinnung ein hoher Wirkungsgrad erzielt wird, d. h. der Energieaufwand für die Süßwassergewinnung wirtschaftlich vertretbar ist, wenn ferner der erforderliche Kapitaleinsatz niedrig und das angewandte Verfahren technisch einfach ist.

Heute wird bei der Entsalzung von Meerwasser vorwiegend nach dem Prinzip der Mehrstufe-Entspannungsverdampfung gearbeitet. Der dabei erforderliche Aufwand an Heizenergie konnte bereits auf ein wirtschaftlich vernüftiges Maß reduziert werden. Dieses Prinzip besitzt aber den Nachteil, daß es wegen der vielen erforderlichen Druckstufen technologisch komplitziert ist, und daß für die indirekte Wärmeübertragung wegen der kleinen Temperaturdifferenzen große Wärmeaustauschflächen benötigt werden. Für die mehrmalige Nutzung der Kondensationswärme des erzeugten Süßwassers durch indirekte Wärmeübertragung sind im allgemeinen metallische Wärmeaustauscher aus korrosionsfesten und teuren Werkstoffen erforderlich. Dies führt zwangsläufig zu hohen Investionskosten.

Aus der DE-OS 17 67 018 ist eine Vorrichtung für die Gewinnung von Süßwasser aus wäßrigen Salzlösungen bekannt, die einen Verdampfer mit einem von außen beheizten Steigrohrbündel aufweist, welches sekundärseitig in einen darüber angeordneten Trennraum einmündet, in dem die vom Dampf mitgerissende Restlauge ausfällt und abgeführt wird. Der Verdampfer wird hierbei primärseitig mit Dampf beheizt, während sekundärseitig wäßrige Salzlösung verdampft. Die Wärmezufuhr erfolgt indirekt durch hochkorrosionsfeste und damit teure metallische Wärmeaustauscherflächen. Bei diesem Verdampfer enden die einzelnen Siederohre des Steigrohrbündels nicht mehr wie sonst bei Verdampfern üblich in der Bodenplatte des Trennraumes, sondern ragen darüber hinaus. Die vom Dampf mitgerissene Lauge wird hierdurch besser abgeschieden und sammelt sich im Laugensumpf oberhalb der Bodenplatte an. Mit dieser Ausbildung des Steigrohrbündels kann eine bessere Trennung von mitgerissener Lauge und sekundärseitig gebildetem Dampf erfolgen. Diese bessere Trennung ist wichtig für die Qualität des durch anschließende Kondensation des Dampfes hergestellten Süßwassers hinsichtlich dessen Salzgehaltes.

Bei der bekannten Vorrichtung wird die Kondensationswärme des erzeugten Süßwassers bzw. die in dem Prozeß hineingestreckte Wärmeenergie nicht mehrmalig genutzt.

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren und eine Vorrichtung zur Gewinnung von Süßwasser aus wäßrigen Salzlösungen anzugeben, die technisch wesentlich vereinfacht sind und bei denen keine konventionellen Wärmeaustauscher mit teuren metallischen Austauschflächen benötigt werden.

Diese Aufgabe ist für ein Verfahren bzw. eine Vorrichtung gemäß der Erfindung durch die in den kennzeichnenden Teilen der unabhängigen Patentansprüche 1 und 12 angegebenen Merkmale gelöst.

Gemäß der Erfindung wird Süßwasser nach einem Regenerativprinzip aus der Salzlösung gewonnen. Hierbei werden zwischen zwei Systemen, und einem Flüssigkeitskreislauf mit örtlich und zeitlich periodisch wechselnder Temperatur und einem wärmespeichernden Regenerator, die Wärmeinhalte durch dirketen Flüssigkeitskontakt und/oder durch Verdampfung sowie Kondensation von Wasser innerhalb eines vorgegebenen Temperaturbereichs gegenseitig regenerativ ausgetauscht, wobei Wasser aus der Salzlösung verdampft und wahlweise in einem der beiden Systeme nach Kondensation als Süßwasser aufgefangen wird.

Der Temperaturbereich erstreckt sich hierbei z. B. zwischen 50 und 100°C oder zwischen 50 und 150°C. Die Brüden des Süßwassers werden z. B. in dem mit einer Speichermasse gefüllten Regenerator kondensiert und die Kondensationswärme darin gespeichert. Nach Erreichen des Temperaturmaximums und nach Ablassen des Süßwassers aus dem Regenerator wird die gespeicherte Kondensationswärme wieder an die einzudampfende Salzlösung abgegeben. Bei diesem Vorgang ändern sich Druck und Temperatur im Regenerator periodisch in einem sich ständig wiederholenden Zyklus. Dieses periodische Aufheizen und Abkühlen des Regenerators durch Kondensation der Brüden des Süßwassers an der Oberfläche der Speichermasse des Regenerators und durch Wiederabgabe der gespeicherten Kondensationswärme an die einzudampfende Salzlösung erfolgt innerhalb des vorgegebenen Temperaturbereichs bei stetig und periodisch steigenden bzw. sinkenden Drücken und Temperaturen. Hierzu ist es zunächst erforderlich, dem Regenerator den Wasserdampf bei stetig steigendem Druck und stetig steigender Sattdampftemperatur zuzuführen. Dies geschieht in der sogenannten Warmperiode. Dabei kondensiert Süßwasser, und der Regenerator erwärmt sich durch Aufnahme der frei werdenden Kondensationswärme bis auf die gewünschte Maximaltemperatur.

Die Bereitstellung von Wasserdampf unter stetig steigendem Druck und steigender Temperatur wird mit Hilfe einer in aufeinanderfolgende Kammern unterteilte Flüssigkeitskaskade ermöglicht, in der Salzlösung von wechselnder Temperatur ständig umgepumpt wird. Dabei ändert sich die Temperatur des Flüssigkeitsstromes innerhalb der Kaskade örtlich und zeitlich stetig vom Minimum zum Maximum des vorgegebenen Temperaturbereichs und umgekehrt. Die Kaskade kann z. B. eine horizontale Anordnung einer Vielzahl hintereinander geschalteter Kammern sein, zwischen denen Trennwände vorgesehen sind. Die Salzlösung durchströmt dann diese Kaskade mäanderförmig.

Eine Vorrichtung zur Süßwassergewinnung aus Salzlösungen gemäß der Erfindung ist konstruktiv sehr einfach aufgebaut. Treue Wärmeaustauscher sind überhaupt nicht oder nur in geringem Umfange erforderlich.

Das Verfahren kann auch bei höheren Prozeßtemperaturen betrieben werden, da durch den einfachen Aufbau des Regenerators die Krustenbildung aus einkristallisiertem Salz oder Verunreinigungen ein sehr viel geringeres Problem darstellt als bei komplizierten Wärmeaustauschern.

Das Verfahren kann durch den einfachen Aufbau von Kammersystem und Regenerator auch in sehr großen Einheiten durchgeführt werden, so daß Anlagen mit einer hohen Süßwassergewinnungsrate erstellt werden können.

Die zu entwässernde Salzlösung kann zumindest teilweise ohne Vorheizung direkt kalt zugeführt werden; die aufkonzentrierte Sole kann kalt abgezogen werden.

Der Energieverbrauch einer solchen Anlage ist gering. Ein Anteil dieser Energie ist die Pumpenenergie, die notwendig ist, das Kaskadenvolumen kontinuierlich umzupumpen. Insbesondere bei großen Volumina ist die notwendige Pumpenarbeit von nicht unerheblicher Bedeutung. Um den Arbeitsaufwand für das Umpumpen zu reduzieren, wird vorteilhaft zur Verringerung der Druckverluste innerhalb der Kaskade der sogenannte Toms-Effekt ausgenutzt. Die Druckverluste strömenden Wassers können durch geringste Mengen chemischer Additive bis zu 70% verringert werden; vgl. z. B. A. Kresser in 3 R international, Heft 7, November 1975, Seiten 385 ff.

Weitere Ausgestaltungen und Vorteile der Erfindung gehen aus den Unteransprüchen in Verbindung mit der nachfolgenden Beschreibung hervor, in der Ausführungsbeispiele der Erfindung anhand der Zeichnungen näher erläutert sind. In den Zeichnungen stellen dar:

Fig. 1 a und 1 b eine in Kammern unterteilte vielstufige Flüssigkeitskaskade, in der eine einen Temperaturgradienten aufweisende Flüssigkeitssäule umgepumpt wird, in zwei Zuständen;

Fig. 2 eine Darstellung des Temperaturverlaufs bei mehrmaligem Umpumpen der Flüssigkeitssäule in Flüssigkeitskaskaden mit unterschiedlicher Stufenanzahl;

Fig. 3 eine Darstellung der Maximaltemperatur der letzten Stufe einer Flüssigkeitskaskade nach einmaligem Durchgang ihres Flüssigkeitsinhaltes in Abhängigkeit von der Anzahl der Stufen;

Fig. 4 ein vereinfachtes Schemabild einer Vorrichtung aus einer Flüssigkeitskaskade und einem Regenerator, dem die Süßwasserbrüden der Flüssigkeitskaskade zugeführt werden;

Fig. 5 eine Schemadarstellung einer Vorrichtung zur Gewinnung von Süßwasser aus Meerwasser gemäß der Erfindung;

Fig. 6 eine schematische Aufsicht auf eine Flüssigkeitskaskade für eine Verrichtung gemäß Fig. 5;

Fig. 7 ein weiteres Ausführungsbeispiel für eine Vorrichtung zur Gewinnung von Süßwasser aus Meerwasser mit Ausnutzung des Toms-Effekts.

In Fig. 1 a ist der Ausgangszustand einer in n Kammern unterteilten Flüssigkeitskaskade F mit einem im gewünschten Arbeitsbereich liegenden Temperaturgradienten zwischen z. B. 50°C im unteren und oberen Bereich und 100°C im mittleren Bereich dargestellt. Die obere Kammer und die untere Kammer sind mit einer Leitung L verbunden, in die eine Umwälzpumpe P eingeschaltet ist. Die Flüssigkeitskaskade ist mit Meerwasser gefüllt, wobei oberhalb der oberen Kammer ein Dampfraum verbleibt. Der in Fig. 1 a gezeigte Ausgangszustand kann vor Inbetriebnahme der Pumpe P z. B. durch Einblasen von Wasserdampf in die zunächst kalte Flüssigkeit unterhalb der Mitte der Flüssigkeitskaskade bei D oder auf andere Weise eingestellt werden. Die Kaskade F ist in Fig. 1 der besseren Anschaulichkeit wegen als vertikal angeordnete Kaskade dargestellt. Üblicherweise wird die Kaskade jedoch aus konstruktiven Gründen horizontal angeordnet sein. Die Einteilung der Flüssigkeitskaskade in Kammern kann durch einfache Trennwände ohne eine ins Gewicht fallende mechanische Beanspruchung vorgenommen werden. Sichergestellt werden muß bei jeder Anordnung lediglich, daß die Summe aus dem Dampfdruck im Dampfraum und hydrostatischem Druck der Flüssigkeitssäule größer ist als der Dampfdruck der Salzlösung an der heißesten Stelle. Bei horizontaler Anordnung kann dies z. B. durch Steigleitungen am Anfang und Ende der Kaskade bewirkt werden.

Nach Einstellen des Ausgangszustandes gemäß Fig. 1 a wird mit Hilfe der Umwälzpumpe P der Flüssigkeitsinhalt der Kaskade F umgepumpt. Dabei werden im allerdings nicht realisierbaren Idealfall die einzelnen Volumenelemente der Flüssigkeitssäule ohne Vermischungseffekte mäanderförmig durch die Kammern von unten nach oben in Pfeilrichtung verschoben. Nach Umpumpen des halben Inhalts der Kaskade wird der Zustand gemäß Fig. 1 b erreicht. Die Temperaturen in der untersten und in der obersten Kammer liegen dann bei jeweils 100°C, während in der Mitte der Flüssigkeitssäule eine Temperatur von 50°C herrscht. Der Dampfdruck des Wassers im Dampfraum oberhalb der Kaskade steigt während dieses Umwälzvorgangs bei Verwendung einer 6,75%igen NaCl-Lösung von 0,118 bar bei 50°C auf 0,968 bar bei 100°C entsprechend dem Temperatursprung zwischen den einzelnen Kammern stetig an. Wird nach Erreichen des Zustandes gemäß Fig. 1 b die Flüssigkeitssäule weiter umgepumpt, so kehrt sich der Vorgang um und das System erreicht nach Umpumpen wiederum des halben Inhalts den Ausgangszustand gemäß Fig. 1 a. Im Dampfraum wird also bei dieser Prozedur die gesamte Dampfdruckkurve der Salzlösung zwischen 50°C und 100°C zweimal durchlaufen.

Dieser idealisierte Vorgang ist natürlich nicht realisierbar. Irreversible Vermischungseffekte führen zu Verlusten und zu einer Einebnung desTemperaturprofils der Kaskade. Wie schnell bzw. nach wieviel Umwälzzyklen der Kaskadeninhalt vermischt wird, hängt im wesentlichen von der Anzahl der Stufen bzw. Kammern und von der Temperaturdifferenz zwischen den einzelnen Kammern ab. In Fig. 2 ist der Temperaturverlauf in der obersten Kaskadenstufe bei mehrmaligem Durchgang für Kaskaden mit 10, 20 und 40 Stufen grafisch dargestellt. Als Aufgangszustand zu Beginn des Umpumpens, d. h. im Zeitpunkt Null, wurden folgende Temperaturprofile in der Kaskade zugrundegelegt:

Die Anzahl der Maxima und Minima in Fig. 2 enspricht der Anzahl der Durchgänge. Die Einheiten der Zeitachse sind für alle drei Fälle kalibriert. Wenn man unterstellt, daß sich während des Umpumpens der Inhalt zweier benachbarter Kammern jeweils vollständig mischt und dabei die entsprechenden Mischtemperatur resultiert, dann erbigt sich für den einfachsten Fall mit 10 Stufen beispielhaft auf diese Weise folgende Entwicklung des Temperaturprofils der Flüssigkeitskaskade bei einmaligem Umpumpen ihres Inhaltes.

Entwicklung des Temperaturprofils einer 10stufigen Kaskade in °C während eines 1maligen Umlaufs

Die Zahlreihen A und E entsprechen dem Verlauf des Temperaturprofils der Kaskade am Anfang (A) und am Ende (E) des einmaligen Umlaufes. Die unterstrichenen Werte sind die in der obersten Stufe 10 während des Umlaufes auftretenden Temperaturen. Diese Werte wurden im Diagramm der Fig. 2 für einen mehrmaligen Umlauf aufgezeichnet. Die obige Tabelle enthält nur die Werte bis zum ersten Maximum. Wenn die Wärmekapazität des Apparatemantels und der Trennwände der Kammern klein ist gegenüber der Wärmekapazität des Flüssigkeitsinhaltes der Kaskade, erfolgt nur in sehr untergeordnetem Maße eine Beeinflüssung des Verlaufs der Temperaturprofile durch Hysterese. Auch der Flüssigkeitsinhalt der Pumpe P und der Leitung L sind vernachlässigbar.

Wie dem Diagramm in Fig. 2 zu entnehmen ist, wird die Stabilität der Kaskade nach mehrmaligem Umpumpen ihres Inhaltes mit zunehmender Stufenzahl größer. Der Temperaturgradient wird langsamer abgebaut und eine Einebnung des Temperaturprofils verzögert. Dies ist verständlich, weil die irreversiblen Verluste durch Vermischungseffekte wegen der kleineren Temperarturdifferenzen zwischen den Kammern kleiner werden. Bei einer Kaskade mit 10 Stufen ist eine Egalisierung des gesamten Kaskadeninhalts auf eine Mischtemperatur von 75°C bereits nach 7maligem Umlauf erreicht.

Entscheidend ist nun, welche Temperatur in der obersten Stufe nach einmaligem Umlauf maximal erreicht wird und welcher Energieaufwand notwendig ist, um bei ständigem Umpumpen einen stationären Betriebszustand auf Dauer mit gleichbleibendem Temperaturprofil innerhalb der Kaskade herbeizuführen, eine Einebnung dieses Profils also zu verhindern. Im vorliegenden Fall mit einem Temperaturbereich von 50-100°C betragen diese Maximaltemperaturen in Abhängigkeit von der Stufenzahl (s. Fig. 3):

Zur Aufrechterhaltung eines stationären Zustandes ist es notwendig, die Maximaltemperatur durch Wärmezufuhr, z. B. durch Einblasen von Heißdampf, wieder auf den Ausgangswert von 100°C anzuheben. Dies kann in Höhe der obersten Stufe oder auch bei D (s. Fig. 1) oder auch an einer beliebigen anderen Stelle geschehen und zwar immer dann, wenn die heiße Zone der umlaufenden Salzlösung diese Stellen der Kaskade passiert. Zum Ausgleich der Wärmebilanz wird die zugeführte Wärme an der kältesten Stelle über einen Kühler K dann abgeführt, wenn die kalte Zone diesen Kühler passiert. Hier erfolgt eine Abkühlung auf 50°C.

Wenn man nun den Wärmeinhalt der Kaskade zwischen 50°C und der Maximaltemperatur t _m als "regenerierbaren Anteil" Q _R bezeichnet, dann beträgt der Anteil der Heizdampfenergie Q _H , bezogen auf den gesamten und gleich 100 gesetzten Wärmeinhalt der Kaskade zwischen 50°C und 100°C:

Q _H = 100-Q _H

In guter Annäherung gilt auch:

Der Bedarf an Q _H zwecks Aufrechterhaltung eines stationären Betriebszustandes wird demnach immer kleiner, je mehr sich t _m dem Grenzwert 100°C nähert. Bei n = ∞ wird Q _H = 0. Für n = 100 Kammern ergibt sich nach einmaligem Umlauf t _m = 96,06°C. Daraus resultiert für Q _H = 7,9% des gesamten Wärmeinhaltes der Kaskade, für n = 200 entsprechend 4,0%.

Während des oben beschriebenen stationären Betriebes ändert sich der Wasserdampfdruck im Dampfraum oberhalb der Kaskade periodisch mit der Temperatur der Salzlösung der obersten Stufe. Diesem Dampfraum kann nun während der Warmperiode Wasserdampf bei stetig steigendem Druck und stetig steigender Temperatur für die Beschickung eines Regenerators R entzogen werden, wenn man diesen Dampfraum mit dem Dampfraum des Regenerators verbindet (s. Fig. 4). Bei einer nur wenig niedrigeren Temperatur des Regenerators als der in der obersten Stufe der Kaskade herrschenden Temperatur verdampft in dieser obersten Stufe wegen des Druckgefälles zum Regenerator hin Wasser innerhalb des gesamten Temperaturbereiches von 50°C bis 100°C. Der Dampf kondensiert im Regenerator als Süßwasser und erwärmt diesen bis annähernd auf die Maximaltemperatur der obersten Stufe. Gleichzeitig wird dem Flüssigkeitskreislauf der Kaskade die entsprechende Wärmemenge entzogen. Die Wärmekapazität des Regenerators zwischen Anfangs- und Endtemperatur muß dabei natürlich kleiner sein als die Wärmekapazität der Kaskade im gleichen Temperaturbereich. In welchem Größenverhältnis beide Kapazitäten stehen müssen, ist vom Grad der Abkühlung der zirkulierenden Lösung bei der Wasserverdampfung in der obersten Stufe abhängig. Bei einer Abkühlung um jeweils 4°C liegt eine genügend große treibende Kraft und ein ausreichendes Druckgefälle für die Beschickung des Regenerators vor. Die Verdampfung in der obersten Stufe kann dabei als Enspannungsverdampfung mit einem Δ t von 4°C aufgefaßt werden. Energetisch bedeutet dies im vorliegenden Fall mit einem Arbeitsbereich zwischen 50°C und 100°C einen Aufwand von 8% des Wärmeinhaltes der Kaskade. Das Verhältnis der Wärmekapazitäten von Kaskade und Regenerator zwischen 50°C und 100°C ist nunmehr gegeben durch den Quotienten 50/4 : 1 = 12,5 : 1. Da die Kaskade mit Salzlösung gefüllt ist und deren Wärmekapazität pro Volumeneinheit (4,187 kJ/m³ · °C) größer ist als des Regenerators (1,675 kJ/m³ · °C; s. unten) resultiert für das Gesamtvolumen der Kaskade, daß dieses Volumen um den Faktor 5 (= 12,5 : 4,187/1,675) größer sein muß als das Volumen des Regenerators. Die durch die Pumpe P zu fördernde Menge an umlaufender Salzlösung pro 1 m³ Süßwasserdestillat ergibt sich aus der Verdampfungswärme des Wassers bei der Verdampfungstemperatur und dem Grad der Abkühlung bei der Verdampfung. Im vorliegenden Fall beträgt sie für eine Temperatur von 100°C 2.261 MJ : 16,75 MJ = 135 m³/1 m³ Destillat. Durch das Sieden des Wassers in der obersten Stufe der vertikalen Kaskade wird die Förderung der zirkulierenden Lösung nach dem Mammutpumpenprinzip unterstützt. Dadurch wird der Energiebedarf für die Pumpe P reduziert.

Nach Beendigung der Warmperiode befindet sich in der obersten Stufe der Kaskade die heiße Zone entsprechend Fig. 1 b. Der Regenerator hat seine Maximaltemperatur erreicht und das kondensierte Süßwasser kann abgezogen werden.

Zur Wiedergewinnung der im Regenerator gespeicherten Wärme wird nun der Kaskadeninhalt in der Kaltperiode durch den Regenerator geleitet.

In diesem Regenerator ist eine wärmespeichernde Masse enthalten, die abwechselnd nacheinander erwärmt (Warmperiode) bzw. abgekühlt (Kaltperiode) wird. Als Speichermasse kommen dabei Formsteine, Schüttungen aus beispielsweise Quarzkieseln, gewellte Bleche u. a. in Betracht. Da die Speichermasse allseitig umströmt wird, sind unterschiedliche Drücke ohne Einfluß auf die Festigkeitseigenschaften der Speichermasse und brauchen nur bei der Bemessung des Apparatemantels berücksichtigt zu werden. Die Speicherkapazität eines Regenerators beträgt z. B. bei Verwendung von Quarzkiesel mit einer Dichte von 2,65 g/cm³ und einer spezifischen Wärme von c _p = 0,837 kJ/kg · °C sowie einem Schüttgewicht von 2000 kg pro 1 m³ Regeneratorvolumen 1,675 kJ/°C. Für einen Temperaturbereich von Δ t = 50°C ergibt sich somit eine Speicherkapazität von 83 750 kJ/m³. Diese Wärmemenge entspricht der Kondensationswärme von 36 kg Süßwasser. Bei drei Zyklen pro Stunde stehen für die Warm- und Kaltperiode jeweils 10 Minuten zur Verfügung. Dabei werden - wiederum pro 1 m³ Regeneratorvolumen - 2,6 m³/d Süßwasser gewonnen. Für eine Leistung von 1000 m³/d Süßwasser muß unter diesen Bedingungen ein Regeneratorvolumen von 385 m³ zur Verfügung stehen. Dieses Volumen entspricht bei kubischer Bauweise einer Kantenlänge des Regenerators von 7,3 m. Trotz dieser Dimensionen sind die Baukosten niedrig, da es sich um eine sehr simple Apparateausführung handelt und die Speichermasse in beliebiger Menge billig zur Verfügung steht. Wärmeaufnahme und-abgabe der Speichermasse sind Zeitfunktionen und von der Wärmeleitfähigkeit des Speichermaterials abhängig. Bei großer Wärmeleitfähigkeit kann die Anzahl der Zyklen pro Zeiteinheit bei gleichzeitig weitgehender Annäherung an das thermodynamische Gleichgewicht erhöht werden. Der Wirkungsgrad von Regeneratoren ist sehr gut und liegt über 95%.

Fig. 5 zeigt schematisch eine Gesamtanlage zur Süßwassergewinnung: Nach Erreichung des Temperaturmaximums im Regenerator R wird das kondensierte Süßwasser über eine Leitung 1 dem Regenerator entnommen. Diese Entnahme kann auch schon vorher während der Warmperiode kontinuierlich erfolgen, so daß zu Beginn kälteres und am Ende der Warmperiode heißes Süßwasser anfällt. Dabei wird der Wärmeinhalt dieses Süßwassers mit Hilfe eines Wärmetauschers 2 an einen Teil zu entwässernden Salzlösung abgegeben. Der andere Teil dieser Salzlösung kann der Anlage über eine Leitung 4 kalt zugeführt werden, da auch die aufkonzentrierte Sole über eine Leitung 5 kalt bzw. mit der Minimaltemperatur des Lösungskreislaufes abgezogen werden kann und deshalb ein Wärmeaustausch hier nicht erforderlich ist. Bei einer bestimmten Temperaturdifferenz zwischen der kalten Salzlösung in Leitung 4 und der Sole in Leitung 5 wird die Funktion des Kühlers K überflüssig, da die abzuführende Wärme mit der Sole dem Prozeß entzogen wird. Schließlich kann die kalte Salzlösung zum Schluß der Regeneration, also am Ende der Kaltperiode, auch über den Regenerator R dem Kreislauf zugeführt werden. Diese Möglichkeit der Einspeisung ist in Fig. 5 nicht eingezeichnet. Das Einspeisen der Salzlösung über die Leitungen 3 und 4 und das Abziehen der Sole über die Leitung 5 erfolgt immer dann, wenn die sich periodisch ändernde Temperatur in einer der Leitung L in den Fig. 1 und 4 entsprechenden Umlaufleitung 6 die entsprechenden Werte besitzt.

Zur Übertragung der im Regenerator gespeicherten Kondensationswärme an die umlaufende Salzlösung wird nach Beendigung der Warmperiode und zu Beginn der Regeneration bzw. der Kaltperiode die über die Leitung 6 umlaufende Salzlösung über Leitungen 7 und 8 durch den Regenerator geleitet. Dabei kühlt sich der Regenerator allmählich ab. Da der Regenerator zu Beginn der Kaltperiode eine um ca. 3 bis 5°C niedrigere Temperatur besitzt als die heiße Zone in der obersten Stufe der Kaskade, wird vor Beginn des Durchleitens der Salzlösung durch den Regenerator dieser durch Zufuhr von Heizdampf über eine Leitung 9 auf die Maximaltemperatur aufgeheizt. Das dabei anfallende Kondensat kann ebenfalls wie das erzeugte Süßwasser über die Leitung 1 abgezogen werden. Nach vollständiger Abkühlung des Regenerators und nach Beendigung der Kaltperiode befindet sich in der obersten Stufe der Kaskade die kalte Zone. Ein Absperrorgan 10 in der Leitung 7 wird geschlossen und die im Regenerator befindliche Salzlösung mit Hilfe einer Pumpe 11 über die Leitung 8 abgepumpt. Der nunmehr leere Regenerator kann zur Entferung von an der Oberfläche der Speichermasse nach haftender Salzlösung mit einer geringen Menge Süßwasser gespült werden. Danach wird die Warmperiode mit Brüdenzuführung über eine Leitung 12, die den Dampfraum in der obersten Stufe der Kaskade mit dem Regenerator verbindet, erneut eingeleitet. Der Kreislauf ist damit geschlossen.

Die Entfernung von nach der Kaltperiode an der Oberfläche der Speichermasse noch haftender Salzlösung kann außer durch Bespülung mit einer geringen Menge Süßwasser auch in der ersten Phase der Warmperiode durch fraktionierte Entnahme des anfallenden Kondensates erfolgen. Das erste Kondensat, z. B. 10% der Gesamtmenge, ist dann noch salzhaltig. Diese Methode erlaubt eine bessere Verteilung der Spülflüssigkeit als z. B. eine Berieslung mit wenig Süßwasser, da die Brüdenkondensation die gesamte Oberfläche der Speichermasse gleichmäßig erfaßt.

Das Durchleiten der umlaufenden Salzlösung durch den Regenerator über die Leitungen 7 und 8 kann auch unterbleiben, wenn der Regenerator über die Leitung 7 nur mit Salzlösung aus der obersten Stufe der Kaskade ganz oder teilweise gefüllt wird und ein in der Leitung 8 vorgesehenes Absperrorgan 13 geschlossen bleibt. In diesem Falle erfolgt bei weiterer Zirkulation der Salzlösung in der Kaskade über die Leitung 6 eine Abkühlung des Inhaltes der obersten Stufe durch die nach der Warmperiode folgende kältere Zone des Kaskadeninhalts und es tritt im Dampfraum ein Druckabfall ein. Dadurch kommt der heißere flüssige Regeneratorinhalt ins Sieden und die gespeicherte Kondensationswärme wird durch Wasserverdampfung abgeführt. Die dabei entstehenden Brüden gelangen über die Leitung 12 in umgekehrter Richtung wie vorher in den Dampfraum der obersten Stufe der Kaskade, kondensieren dort und geben ihre Kondensationswärme an den umlaufenden Kaskadeninhalt ab. Der Siedevorgang im Regenerator kann dabei durch Umpumpen der Salzlösung mit Hilfe der Pumpe 11 über eine Leitung 14 unterstützt werden.

Das freie Volumen des Regenerators, d. h. dessen Flüssigkeitsinhalt, beträgt nur 1/20 des Kaskadeninhalts. Dies ergibt sich aus der Dichte der oben erwähnten Quarzitfüllung von 2,65 g/cm³ und dem Schüttgewicht von 2000 kg/m³. Das freie Volumen beträgt dabei ca. 25% des Gesamtvolumens des Regenerators. Da aber gleichzeitig, wie ebenfalls oben ausgeführt, der Kaskadeninhalt das 5fache des gesamten Regeneratorvolumens beträgt, ergibt sich für das freie Volumen 0,25 : 5 = 1/20.

Der Energieverbrauch für das oben beschriebene Verfahren wurde in nachfolgender Tabelle für 4 verschiedene Fälle zusammengestellt. Dabei stellt der angegebene Wärmebedarf in % den nicht regenerierbaren Anteil des Wärmeinhaltes der Kaskade dar. Mit größer werdendem Temperaturbereich wird bei gleicher Stufenzahl n der Wärmebedarf geringer, weil die zur Abdeckung der irreversiblen Verluste und zur Erhaltung der treibenden Kräfte bei der Verdampfung und Regeneration erforderlichen und gleichbleibenden Temperaturdifferenzen einem kleineren Anteil des gesamten Temperaturbereiches entsprechen. Nicht berücksichtigt wurde, daß die Verdampfungswärme des Wassers im oberen Temperaturbereich kleiner ist als im unteren Bereich. Bei Berücksichtigung dieser Tatsache fallen die Verbrauchswerte niedriger aus.

Dampfverbrauch für vier verschiedene Fälle unterschiedlicher Fahrweise

Zu den irreversiblen Wärmeverlusten bei der Verdampfung in der obersten Stufe der Kaskade ist noch Folgendes zu sagen. Für das im obigen Beispiel angenommene Δ t = 4°C bei der Entspannungsverdampfung wurde die durch die Pumpe P zu fördernde Menge an umlaufender Salzlösung mit 135 m³/1 m³ Destillat angegeben. Bei diesem Δ t liegt auch unter Berücksichtigung des Konzentrationsgefälles zwischen Salzlösung und Destillat eine genügend große treibende Kraft und ein ausreichendes Druckgefälle für die Beschickung des Regenerators vor. Wenn man dieses Δ t kleiner wählt, verringern sich an dieser Stelle die Verluste. Größer wird jedoch die umzupumpende Menge umlaufender Salzlösung. Außerdem vergrößert sich das erforderliche Verhältnis der Wärmekapazitäten und damit der Volumina von Kaskade und Regenerator. Schließlich wird auch das Druckgefälle zwischen dem Dampfraum oberhalb der Kaskade und dem Regenerator kleiner.

Der Energieverbrauch für das Umpumpen der Salzlösung hängt vom Druckverlust innerhalb der Kaskade ab und ist durch deren Strömungswiderstand gegeben. In den Kammern selbst tritt bei einer Strömungsgeschwindigkeit von z. B. 1 m/s nur ein geringer Druckverlust auf. Der wesentlichste Druckverlust ergibt sich an den Übergangstellen zwischen den einzelnen Kammern. Hier wird die Strömungsrichtung jeweils um 180° geändert (s. Fig. 6). Wenn man hier mit einer kleineren Strömungsgeschwindigkeit von etwa 0,5 m/s arbeitet, ergibt sich bei einem Widerstandsbeiwert vibζ = 1 pro Stufe (Reynoldszahl R _e ≈ 10⁵) bei 200 Stufen ein Gesamtdruckverlust der Kaskade von etwa Δ p = 0,25 bar. Da bei einem Δ t = 4°C sowohl in der Warm- als auch in der Kaltperiode jeweils 135 m³ Salzlösung pro 1 m³ Süßwasser, zusammen also 270 m³, umgepumpt werden müssen, resultiert bei einem Wirkungsgrad der Pumpe P von η = 0,7 und für n = 200 Stufen ein Stromverbrauch von etwa 2,7 kWh/1 m³ Süßwasser. Wenn Dampf von höherer Spannung zur Verfügung steht, kann dieser Stromverbrauch durch die bei der Entspannung dieses Dampfs freiwerdende Leistung substituiert werden.

Die auf den Querschnitt der Kammern bezogende Leistung einer Anlage ergibt sich aus folgender Betrachtung: Bei einer Strömungsgeschwindigkeit innerhalb der Kammern von 1 m/s beträgt der Durchsatz an umzupumpender Salzlösung 3600 m³/h pro 1 m² Querschnitt. Diese Menge entspricht bei einem Δ t = 4°C einem Wärmeumsatz von 60,3 · 10⁶ kJ/h 26 m³/h Süßwasser. Da der Querschnitt der Kammern von Breite und Höhe abhängt, bestimmen deren Abmessungen den Durchsatz bzw. die Leistung. Für eine Anlage mit einer Leistung von 1000 m³/d Süßwasser ist ein Querschnitt von 1,60 m² erforderlich. Einer Höhe der Kammern von z. B. 8 m entspricht dabei eine Breite der Einzelkammern von 0,2 m. Bei 100 Stufen beträgt dann die Gesamtbreite ohne Berücksichtigung der Trennwände 20 m.

Die Länge der Kammern bestimmt den Flüssigkeitsinhalt der Kaskade und deren Wärmekapazität. Hiervon hängt die Größe des Regenerators und die zeitliche Dauer der Warm- und Kaltperiode ab.

Der auf den Querschnitt F der Kammern bezogene Wärmezufluß Q innerhalb der Kaskade parallel zur Strömungsrichtung von Stellen höherer Temperatur zu Stellen niedrigerer Temperatur

ist ebenso wie die dadurch bedingten irreversiblen Verluste im Vergleich zum gesamten Wärmeumsatz vernachlässigbar klein. Dies ist durch die geringen Temperaturdifferenzen Δ t zwischen den einzelnen Stufen bedingt. Die durch den Temperaturgradienten gegebene Abstufung zwischen heißer und kalter Zone der Kaskade wirkt wie eine Isolation.

Kennzeichnende Merkmale und Vorteile der oben beschriebenen Vorrichtung und des Verfahrend sind:

• 1. Einfache Bauweise des Regenerators und des Kammersystems mit konstruktiv leicht zu realisierender Stufeneinteilung durch Trennwände.
• 2. Ausschaltung kostspieliger Heizflächen aus Kupfer-Nickel oder teuereren Werkstoffen. Metallische Wärmetauscherflächen sind nur in sehr geringem Umfang erforderlich.
• 3. Das Verfahren kann auch bei höheren Prozeßtemperaturen betrieben werden, da die Krustenbildung ein sehr viel geringeres Problem darstellt und allenfalls auf dem billigen Wärmeträgermaterial des Regenerators erfolgt.
• 4. Das Verfahren kann in sehr großen Einheiten durchgeführt werden.
• 5. Die zu entwässernde Salzlösung kann teilweise ohne Vorheizung direkt kalt zugeführt werden.
• 6. Die aufkonzentrierte Sole kann kalt abgezogen werden.
• 7. Der Energieverbrauch liegt in der gleichen Größenordnung wie der einer Mehrstufenentspannungsanlage mit mindestens 20 Druckstufen und metallischen Wärmetauscherbündeln in jeder Stufe.
• 8. Unempfindlichkeit gegen Verschmutzungen.

Beim oben beschriebenen Verfahren müssen wegen des erforderlichen kleinen Δ t relativ große Mengen Wasser in der Kaskade umgepumpt werden. Die hierfür erforderliche Energie in Form von Pumpenarbeit ist deshalb von nicht unerheblicher Bedeutung für dieses Verfahren. Um den Arbeitsaufwand für das Umpumpen drastisch zu reduzieren, ist es zweckmäßig, zur Verringerung der Druckverluste den erwähnten Toms-Effekt auszunutzen. Hierdurch sind Energieeinsparungen beim Umpumpen von über 50% möglich.

In Fig. 7 ist schematisch ein weiteres Ausführungsbeispiel für eine Vorrichtung zur Süßwassergewinnung gezeigt. Gleiche bzw. gleichwirkende Elemente sind hier mit den gleichen Bezugsziffern wie in Fig. 5 dargestellt, denen jedoch ein Strich (′) beigefügt ist.

Auch bei diesem Ausführungsbeispiel ist eine Flüssigkeitskaskade F′ vorgesehen, bei der die Flüssigkeit diesmal Süßwasser ist, dem in sehr geringer Menge ein chemisches Additiv zur Verringerung der Druckverluste beim Umpumpen des Kaskadeninhaltes zugesetzt ist. Innerhalb der Kaskade wird ähnlich wie beim Ausführungsbeispiel gemäß Fig. 5 ein Temperaturgradient aufrechterhalten. Der Kaskadeninhalt wird von einer Umwälzpumpe P′ über eine Leitung 6′ umgepumpt. Oberhalb der obersten Stufe befindet sich wiederum ein Dampfraum, innerhalb der ersten Stufe ein Kühler K′. Vom Dampfraum der Flüssigkeitskaskade F′ zweigt eine Brüdenleitung 12′ ab, über die Wasserdampf dem Regenerator R′ in der Warmperiode zugeführt wird. Dem Regenerator, der wie derjenige in Fig. 5 aufgebaut ist, wird die zu entwässernde Salzlösung über eine Leitung 3′ zugeführt, in der wiederum ein Wärmetauscher 2′ enthalten ist, der seinerseits über eine Abzugsleitung 1′ von Süßwasser aus dem Regenerator R′ durchströmt wird. Außerdem ist noch ein Zwischenbehälter Z′ vorgesehen, durch den die zu entwässernde Salzlösung geleitet wird. Aus diesem Zwischenbehälter wird nach Entnahme des Süßwassers über die Leitung 1′ der Regenerator mit Salzlösung ganz oder teilweise nachgefüllt. Die konzentrierte Sole wird direkt aus dem Regenerator über eine Leitung 5′ kalt abgezogen. Wie bei dem obigen Beispiel kann der Siedevorgang im Regenerator durch Umpumpen der Salzlösung mit Hilfe einer Pumpe 11′ über eine Leitung 14′ unterstützt werden. Zur Aufheizung des Regenerators zu Beginn der Kaltperiode wird der Regenerator durch Zufuhr von Heizdampf über eine Leitung 9′ auf die Maximaltemperatur gebracht, wie oben beschrieben. Während der Kaltperiode steht der Regenerator ebenfalls mit dem Dampfraum der Flüssigkeitskaskade F′ über eine Leitung 12 a′ in Verbindung. Die Brüdenleitungen 12′ und 12 a′ können wie bei dem obigen Ausführungsbeispiel zu einer gemeinsamen Leitung zusammengefaßt sein.

Ein Vorteil dieses Ausführungsbeispiels ist, daß der Inhalt der Flüssigkeitskaskade nicht ausgetauscht wird. Damit entfallen auch Verluste an chemischen Additiven. Zusätzliche Vorteile sind der Wegfall von Korrosionsgefahr durch Salzlösung und der geringere Wärmeübergang an die Apparateummantelung bei Zusatz eines chemischen Additives zur Verringerung der Druckverluste. Wenn auch die Wärmekapazität der Ummantelung klein ist gegenüber der Wärmekapazität der Kaskadenfüllung, so führt dieser geringere Wärmeübergang doch zu einer weiteren Verringerung der Wärmeverluste. Außerdem entfällt bei diesem Ausführungsbeispiel auch das Durchpumpen des Kaskadeninhaltes durch den Regenerator.

Das Regenerativprinzip vorliegender Erfindung zur Süßwassergewinnung unter Verwendung eines Flüssigkeitskreislaufes in einem kaskadenartig angeordneten Kammersystem mit örtlich und zeitlich periodisch wechselnder Temperatur ist auch dann anwendbar, wenn der Regenerator statt mit einer festen Speichermasse mit Süßwasser oder Salzlösung beschickt wird. In diesem Falle übernimmt die Flüssigkeitsfüllung des Regenerators die wärmespeichernde Funktion. Der Regenerator kann dabei z. B. ein Lagerbehälter sein, der über die Brüdenleitung mit der Kaskade verbunden ist. Bei dieser Fahrweise müssen jedoch die Wärmeinhalte der Flüssigkeitsfüllungen von Kaskade und Regenerator bzw. der zu entwässernden Salzlösung und Süßwasser gegenseitig indirekt ausgetauscht werden. Die dazu erforderliche Wärmetauscherfläche kann sowohl in den Regenerator eingebaut als auch extern angeornet werden. Im Gegensatz zum bekannten vapor-reheat-Verfahren mit ebenfalls direkter Einspritzkondensation in den einzelnen Druckstufen und einem ebenfalls externen Wärmetausch bietet die Durchführung vorliegender Erfindung in dieser Form den Vorteil, daß nur eine einzige Flüssigkeitspumpe für den Flüssigkeitskreislauf benötigt wird. Süßwasser und Salzlösung können auch hier wie bei der Verwendung fester Speichermassen wahlweise entweder im Regenerator oder in der Kaskade eingesetzt werden. Da eine Entfernung von Soleresten von der Oberfläche der Speichermasse bei dieser Verfahrensversion nicht erforderlich ist, fällt das produzierte Süßwasser quantitativ in großer Reinheit an.

Eine weitere Verfahrensvariante vorliegender Erfindung bietet die Möglichkeit, die kaskadenartige Anordnung des Flüssigkeitskreislaufes einerseits und den Regenerator andererseits in jeweils verschiedenen Temperaturbereichen zu betreiben. Zu diesem Zweck wird der Flüssigkeitskreislauf statt mit Süßwasser oder der zu entwässernden Salzlösung mit einer wäßrigen Lösung anderer Zusammensetzung gefüllt. Hierbei können wäßrige Lösungen hochsiedender Substanzen mit niedrigem Dampfdruck anorganischer oder organischer Art verwendet werden, z. B. konzentrierte Lösungen von Salzen oder Mischungen von Wasser mit Glycerin. Durch den bei gleicher Temperatur geringeren Wasserdampfdruck solcher Lösungen oder Mischungen gegenüber reinem Wasser oder Meerwasser ergibt sich in der Kaskade ein höheres Temperaturniveau als im Regenerator, wenn in beiden Aggregaten der gleiche Wasserdampfdruck vorliegen soll. Für einen Übertritt von Wasserdampf von Kreislaufsystem zum Regenerator und umgekehrt und dem damit erzielbaren wechselseitigen Austausch der Wärmeinhalte durch Verdampfung und Kondensation von Wasser muß deshalb ein entsprechendes Temperaturgefälle vorhanden sein. Die Größe dieses Gefälles ist von der Konzentration der wäßrigen Lösung abhängig. So kann z. B. bei entsprechenden Konzentrationsverhältnissen im Kreislaufsystem dieses zwischen 100°C und 150°C und der Regenerator zwischen 50°C und 100°C betrieben werden. Der zur Aufrechterhaltung eines stationären Betriebszustandes erforderliche Primärdampf muß dabei bei 150°C zugeführt werden. Zum Ausgleich der Wärmebilanz wird die Kondensationswärme des Primärdampfes an der Stelle mit der niedrigsten Temperatur innerhalb des Kreislaufsystems bei 100°C wieder abgegeben, entweder indirekt oder in Form von Sekundärdampf. Dieser Sekundärdampf kann dann anderweitig ausgenutzt werden, z. B. zum Eindampfen von Sole zur Salzgewinnung.

Das beschriebene Verfahren ist ganz allgemein anwendbar und läßt sich auch bei der Aufarbeitung anderer Salzlösungen als Meerwasser wie z. B. Brackwasser oder salzhaltiger Abwässer allgemeiner und spezieller Art verschiedener Herkunft einsetzen.

Claims (15)

1. Verfahren zur Gewinnung von Süßwasser aus wäßrigen Salzlösungen, insbesondere aus Meerwasser, durch Verdampfen der wäßrigen Salzlösung in einem System und Kondensieren des Wasserdampfes in einem anderen System, dadurch gekennzeichnet, daß in einem ersten System ein Dampfraum und ein Flüssigkeitskreislauf mit örtlich und zeitlich periodisch an- und absteigender Temperatur (Warm- bzw. Kaltperiode) durch kontinuierliches Umwälzen aufrechterhalten wird, wobei dieser Flüssigkeitskreislauf entweder die wäßrige Salzlösung oder Süßwasser enthält, daß das zweite System ein wärmespeichernder Regenerator ist, daß die Wärmeinhalte durch direkten oder indirekten Flüssigkeitskontakt und/oder durch Verdampfung sowie durch Kondensation von Wasser innerhalb eines vorgegebenen Temperaturbereiches gegenseitig zwischen den beiden Systemen regenerativ ausgetauscht werden, wobei Wasser aus der Salzlösung verdampft und wahlweise in einem der beiden Systeme nach Kondensation als Süßwasser aufgefangen wird, und daß die Temperaturgradienten des Flüssigkeitskreislaufes durch Wärmezufuhr an Stellen hoher Temperatur und Wärmeabgabe an Stellen niedriger Temperatur aufrechterhalten werden.

2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß in dem ersten System mit dem Dampfraum und dem Flüssigkeitskreislauf die wäßrige Salzlösung verdampft wird, daß der Dampf in der Warmperiode durch den Regenerator geleitet wird und dort unter Abgabe der Kondensationswärme kondensiert, und daß in der Kaltperiode der Inhalt des Flüssigkeitskreislaufes durch den Regenerator geleitet, dort durch die gespeicherte Kondensationswärme aufgeheizt und anschließend dem Flüssigkeitskreislauf wieder zugeführt wird.

3. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß in dem ersten System mit dem Dampfraum und dem Flüssigkeitskreislauf die wäßrige Salzlösung verdampf wird, daß der Dampf in der Warmperiode durch den Regenerator geleitet wird und dort unter Abgabe der Kondensationswärme kondensiert, daß zu Beginn der Kaltperiode der Regenerator ganz oder teilweise mit wäßriger Salzlösung mit der Anfangstemperatur der Kaltperiode gefüllt wird, daß im weiteren in der Kaltperiode die Salzlösung lediglich im Flüssigkeitskreislauf umgewälzt wird, daß die in dem Regenerator enthaltene wäßrige Salzlösung bei weiterem Umwälzen des Inhaltes des Flüssigkeitskreislaufes durch den bei sinkender Temperatur sinkenden Dampfdruck in den miteinander verbundenen Dampfräumen des Flüssigkeitskreislaufes und des Regenerators zum Sieden gebracht wird, und daß der Flüssigkeitskreislauf durch Kondensation des aus der Salzlösung im Regenerator verdampften Wassers im Dampfraum des Flüssigkeitskreislaufes erwärmt wird.

4. Verfahren nach einem der Ansprüche 2 und 3, dadurch gekennzeichnet, daß zur Aufrechterhaltung des örtlich und zeitlich periodisch an- und absteigenden Temperaturverlaufes innerhalb des Flüssigkeitskreislaufes diesem neue Salzlösung an Stellen niedriger Temperatur kalt zugeführt wird.

5. Verfahren nach einem der Ansprüche 2 und 3, dadurch gekennzeichnet, daß die dem System mit dem Flüssigkeitskreislauf und dem Dampfraum zugeführte wäßrige Salzlösung durch das kondensierte Süßwasser vorgewärmt wird.

6. Verfahren nach einem der Ansprüche 4 und 5, dadurch gekennzeichnet, daß aus dem Flüssigkeitskreislauf durch Süßwasserverdampfung angereicherte Salzlösung (Sole) zur Aufrechterhaltung des örtlich und zeitlich periodisch an- und absteigenden Temperaturverlaufes an Stellen niedriger Temperatur aus dem Flüssigkeitskreislauf abgezogen wird.

7. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß in den System mit dem Dampfraum und dem Flüssigkeitskreislauf Süßwasser oder eine wässerige Lösung verdampft wird, daß der Dampf in der Warmperiode dem Regenerator zugeführt wird und dort unter Abgabe der Kondensationswärme kondensiert, und daß in der Kaltperiode die in dem Regenerator gespeicherte Kondensationswärme durch Kondensation des aus der zu Beginn der Kaltperiode in den Regenerator gefüllten wäßrigen Salzlösung verdampften Wasser im Dampfraum des Flüssigkeitskreislaufes diesem wieder zugeführt wird.

8. Verfahren nach Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, daß dem Flüssigkeitskreislauf ein die Druckverluste beim Umwälzen reduzierendes Additiv zugegeben wird.

9. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß zumindest vor Beginn der ersten Kaltperiode der Inhalt des Regenerators auf Maximaltemperatur aufgeheizt wird.

10. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß in der Kaltperiode die in dem Regenerator vorhandene Salzlösung umgewälzt wird.

11. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß das kondensierte Süßwasser fraktioniert abgezogen wird.

12. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach einem der vorhergehenden Ansprüche, mit einem ersten Behälter mit Einrichtungen zur Wärmezufuhr, einem Flüssigkeitseinlaß und einem, einen Dampfraum bildenen Flüssigkeitsauslaß sowie einer Brüdenleitung zu einem anderen Behällter (Regenerator), dadurch gekennzeichnet, daß der erste Behälter als mehrstufige, in aufeinanderfolgende Kammern unterteilte Flüssigkeitskaskade (F) ausgebildet ist, daß der Flüssigkeitseinlaß und Flüssigkeitsauslaß durch eine Umwälzleitung (6) miteinander verbunden sind, daß in dem Behälter zudem ein Kühler (K) vorgesehen, daß der Regenerator (R) mit einem wärmespeichernden Material gefüllt ist und eine Leitung (1) zum Abziehen des Süßwassers aufweist, und daß Zuführleitungen zum Zuführen der wäßrigen Salzlösung in die Flüssigkeitskaskade (F) bzw. Regenerator (R) vorgesehen sind.

13. Vorrichtung nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, daß die letzte Kammer der Flüssigkeitskaskade (F) vor dem Dampfraum über eine mit einem Ventil (10) absperrbare Leitung (7) mit dem Regenerator (R) und dieser über eine ebenfalls mit einem Ventil (13) absperrbare Rücklaufleitung (8) mit der Umwälzleitung (6) für die Flüssigkeitskaskade (F) verbunden ist.

4. Vorrichtung nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß der Regenerator (R) zur Füllung mit der zu entwässernden Salzlösung mit einem Zwischenbehälter (Z) in Verbindung steht.

15. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 12 bis 14, dadurch gekennzeichnet, daß die Abzugsleitung (1) für das kondensierte Süßwasser mit einem Wärmeaustauscher (2) verbunden ist, durch den zumindest ein Teil der zu entwässernden Salzlösung geleitet wird.