ALTERNATIVNÍ ZDROJE ENERGIE
Ing. Tomáš Matuška, Ph.D.
Praha 2010
Evropský sociální fond Praha & EU: Investujeme do vaší budoucnosti
Obsah 1. Solární tepelné soustavy ...................................................................................................................... 4 1.1. Sluneční energie ........................................................................................................................... 4 1.1.1. Původ .................................................................................................................................... 4 1.1.2. Průchod slunečního záření atmosférou ................................................................................. 5 1.1.3. Geometrie slunečního záření ................................................................................................ 7 1.1.4. Sluneční ozáření na obecnou plochu .................................................................................. 10 1.1.5. Dopadlá sluneční energie a doba slunečního svitu ............................................................. 10 1.1.6. Sluneční energie v ČR......................................................................................................... 12 1.2. Solární tepelné kolektory ............................................................................................................ 12 1.2.1. Princip ................................................................................................................................. 12 1.2.2. Prvky solárního kapalinového kolektoru .............................................................................. 13 1.2.3. Typy solárních kolektorů...................................................................................................... 16 1.2.4. Koncentrační kolektory ........................................................................................................ 22 1.2.5. Parametry solárního kolektoru ............................................................................................. 23 1.3. Solární tepelné soustavy............................................................................................................. 33 1.3.1. Solární soustavy pro přípravu teplé vody ............................................................................ 34 1.3.2. Solární kombinované soustavy pro přípravu teplé vody a vytápění ..................................... 36 1.3.3. Solární soustavy pro ohřev bazénové vody ......................................................................... 40 1.3.4. Prvky solárních soustav....................................................................................................... 41 1.3.5. Energetické parametry solárních soustav............................................................................ 42 1.4. Navrhování a bilancování solárních soustav............................................................................... 45 1.4.1. Potřeba tepla ....................................................................................................................... 45 1.4.2. Návrh plochy solárních kolektorů......................................................................................... 49 1.4.3. Stanovení ročních zisků solárních soustav.......................................................................... 53 1.4.4. Reálné energetické přínosy solárních soustav .................................................................... 56 2. Tepelná čerpadla ............................................................................................................................... 57 2.1. Základní principy......................................................................................................................... 57 2.1.1. Přečerpávání tepla .............................................................................................................. 57 2.1.2. Carnotův oběh ..................................................................................................................... 58 2.1.3. Parní oběh ........................................................................................................................... 59 2.1.4. Diagram reálné pracovní látky (chladiva) ............................................................................ 60
1
2.1.5. Rankinův oběh .................................................................................................................... 61 2.1.6. Reálný oběh tepelného čerpadla ......................................................................................... 63 2.2. Prvky tepelného čerpadla ........................................................................................................... 65 2.2.1. Kompresor ........................................................................................................................... 65 2.2.2. Výparník .............................................................................................................................. 67 2.2.3. Kondenzátor ........................................................................................................................ 68 2.2.4. Škrticí (expanzní) ventil ....................................................................................................... 69 2.2.5. Chladiva .............................................................................................................................. 70 2.2.6. Mazací oleje ........................................................................................................................ 70 2.3. Charakteristiky tepelných čerpadel ............................................................................................. 71 2.3.1. Výkonové charakteristiky ..................................................................................................... 71 2.3.2. Skutečný topný faktor .......................................................................................................... 71 2.3.3. Podmínka energetické hospodárnosti tepelných čerpadel .................................................. 72 2.3.4. Úspora energie a topný faktor ............................................................................................. 73 2.4. Nízkopotenciální zdroje tepla pro tepelná čerpadla .................................................................... 74 2.4.1. Země ................................................................................................................................... 74 2.4.2. Voda .................................................................................................................................... 81 2.4.3. Vzduch ................................................................................................................................ 84 2.5. Navrhování tepelných čerpadel .................................................................................................. 88 2.5.1. Návrh výkonu a pokrytí potřeby tepla .................................................................................. 88 2.5.2. Provozní režimy tepelných čerpadel .................................................................................... 90 2.5.3. Akumulační zásobník tepla.................................................................................................. 91 2.5.4. Hydraulická zapojení tepelných čerpadel ............................................................................ 92 3. Biomasa ............................................................................................................................................. 93 3.1. Původ ......................................................................................................................................... 93 3.2. Zdroje biomasy a její energetické využití .................................................................................... 94 3.3. Druhy biomasy pro spalování ..................................................................................................... 95 3.4. Vlastnosti fytopaliv ...................................................................................................................... 95 3.4.1. Chemické složení ................................................................................................................ 95 3.4.2. Obsah popela ...................................................................................................................... 96 3.4.3. Další prvky........................................................................................................................... 96 3.4.4. Vlhkost................................................................................................................................. 96 3.4.5. Výhřevnost .......................................................................................................................... 97 3.5. Spalování tuhé fytomasy............................................................................................................. 98 3.6. Spalovací zařízení na fytomasu .................................................................................................. 99
2
3.6.1. Základní konstrukční uspořádání....................................................................................... 100 3.6.2. Regulace výkonu kotlů na fytomasu .................................................................................. 100 3.6.3. Emise ze spalování fytomasy ............................................................................................ 101 3.6.4. Lokální topidla – krby a kamna .......................................................................................... 103 3.6.5. Klasické kotle na tuhá paliva ............................................................................................. 104 3.6.6. Zplyňovací kotle s ručním přikládáním .............................................................................. 104 3.6.7. Automatické kotle s mechanickým přikládáním ................................................................. 104 3.6.8. Roštové kotle ..................................................................................................................... 106 3.6.9. Zařízení pro spalování slámy ............................................................................................ 107 3.6.10. Fluidní kotle ..................................................................................................................... 107 3.7. Navrhování soustav se zdroji tepla na biomasu........................................................................ 107 3.7.1. Trojcestný směšovací ventil na vratném potrubí................................................................ 108 3.7.2. Akumulační zásobník ........................................................................................................ 109 3.7.3. Skladovací prostor a manipulace s palivem ...................................................................... 110 Literatura .............................................................................................................................................. 114 Přílohy .................................................................................................................................................. 115 Příloha A – Střední hodnota slunečního ozáření GT,m...................................................................... 115 Příloha B – Teoretické denní dávky celkového slunečního ozáření HT,den,teor .................................. 116 Příloha C – Teoretické denní dávky difúzního slunečního ozáření HT,den,dif ..................................... 117 Příloha D – Poměrná doba slunečního svitu τr ................................................................................ 117 Příloha E – Střední venkovní teploty te,s a te,p .................................................................................. 117 Příloha F – Diagram chladiva R 134a .............................................................................................. 118
3
1. Solární tepelné soustavy 1.1. Sluneční energie 1.1.1. Původ Země je součástí planetární soustavy, jejíž středem je Slunce. Slunce je nám nejbližší a nejdůležitější hvězdou. Je trvalým zdrojem veškeré energie pro naší planetu. Slunce má tvar koule o průměru 1,39×109 m, tj. 109krát větším než je průměr Země. Od Země je Slunce vzdáleno v průměru 1,5×1011 m. Hmotnost Slunce je 1,98×1030 kg. Slunce se skládá převážně z atomárního vodíku (70 %), helia (28 %) a s nepatrným množstvím ostatních prvků periodické soustavy (2 %). Všechny prvky jsou ve hmotě Slunce obsaženy ve skupenství plasmy. Zdrojem energie Slunce je termonukleární reakce (jaderná syntéza, fúze) probíhající v centrálních oblastech Slunce, při níž dochází k přeměně vodíku na helium. Přeměna probíhá při teplotě 13×106 K a tlaku 2×1010 MPa, tj. za stavu, při němž jsou všechny atomy zcela ionizovány. Jádro atomu vodíku má za těchto podmínek podstatně vyšší hmotnost a ztrácí svůj záporně nabitý obal elektronů, které narážejí rychlostí okolo 1000 km/s na jiné atomy vodíku. Do reakce vstupují čtyři protony vodíku, spojují se a vytváří jedno jádro helia. Hmotnost jádra helia je menší než hmotnost čtyř protonů vodíku. Rozdíl hmoty se při reakci přemění na energii, která je vyzařována do kosmického prostoru. Celkový tok vyzařované energie je 3,85×1026 W. Hustota zářivého toku energie na povrchu Slunce je 6×107 W/m2. Slunce září jako absolutně černé těleso s povrchovou teplotou okolo 5700 K. Sluneční záření zahrnuje vlnové délky od 10-10 m (rentgenové a ultrafialové záření) až do několika metrů (rádiové záření). Největší část energie však připadá na vlnové délky 0,3 až 3,0 μm (světelné a infračervené záření). Spektrální charakteristika zářivého toku sluneční energie je uvedena na obr. 1.1. Podle množství helia, které až dosud vzniklo, lze stáří Slunce odhadnout na 5 miliard let a předpokládá se, že jaderná fúze bude pokračovat ještě dalších 5 až 10 miliard let.
Obr. 1.1 – Spektrální charakteristika zářivého toku sluneční energie na hranicích zemské atmosféry Sluneční záření na cestě k Zemi není ničím pohlcováno a přichází na hranici atmosféry v původní podobě, s níž opustilo Slunce, avšak při značně zmenšené hustotě zářivého toku tím, že výkon se s 4
rostoucí vzdáleností rozptýlí na větší plochu. Z celkového výkonu vyzařovaného Sluncem dopadají na naší Zemi jen přibližně dvě miliardtiny, tj. asi 7,7×1017 W. Podobně nepatrná část je zachycena ostatními planetami. Zbývající tok záření, tzn. téměř celý tok vyzařované sluneční energie, uniká do mezihvězdného a mezigalaktického prostoru. Střední roční hodnota zářivého toku sluneční energie, dopadající na jednotku plochy kolmou ke směru šíření záření na vnější povrch zemské atmosféry, při průměrné vzdálenosti Slunce od Země, se nazývá sluneční konstanta. Její hodnota naposledy přijatá v roce 1981 Světovou meteorologickou organizací (WMO) je Gsc = 1367 W/m2 s nepřesností v řádu 1 %. Nicméně hustota toku slunečního záření dopadajícího kolmo na vnější povrch zemské atmosféry během roku není konstantní, ale mění se o cca 3 % podle vztahu
360 ⋅ n ⎞ ⎛ Gon = Gsc ⋅ ⎜ 1 + 0,033 ⋅ cos ⎟ 365 ⎠ ⎝
(1.1)
kde n je pořadí dne v roce. zimní slunovrat
1420
2
G on [W/m ]
1400 2
1380
G sc = 1367 W/m letní slunovrat
1360 1340 1320 0
50
100
150
200
250
300
350
dny v roce
Obr. 1.2 – Změna toku slunečního záření dopadajícího na vnější povrch atmosféry během roku Graficky je tato závislost znázorněna na obr. 1.2. Proměnlivost toku slunečního záření vyplývá ze skutečnosti, že Země obíhá okolo Slunce po eliptické dráze, přičemž Slunce je v jednom z ohnisek. Poznámka: V zimě je Slunce k Zemi blíž než v létě a vnější povrch atmosféry přijímá více slunečního záření než v zimě. Nicméně, nízká úroveň slunečního záření v zimním období (v Evropě) je způsobena odklonem Země vlivem precesního pohybu (viz deklinace)a tedy nižším úhlem dopadu slunečních paprsků, které překonávají větší hmotu atmosféry a více se pohltí a dále samozřejmě zvýšenou oblačností v zimě.
1.1.2. Průchod slunečního záření atmosférou Sluneční záření dopadající na Zemi vstupuje do atmosféry ve výšce zhruba 1000 km od zemského povrchu. Atmosféra se skládá převážně z dusíku a kyslíku. Ve výškách nad 60 km pohlcují tyto atmosférické plyny sluneční ultrafialové a rentgenové záření a ionizují se (ionosféra). Níže, ve výškách 20 až 30 km, se nachází vrstva s velkým obsahem ozónu, ozonosféra. Zde se pohlcuje zbývající část životu nebezpečného ultrafialového záření. V nejnižších vrstvách atmosféry (v troposféře) dochází k pohlcování slunečního záření vodní párou, oxidem uhličitým, prachem a kapkami vody v mracích. V průměrné roční bilanci se z celkového toku energie slunečního záření ze Slunce zpět do vesmíru odrazí od mraků, částeček prachu a zemského povrchu zhruba 34 %. V atmosféře se pohltí okolo 19 %. 5
Zbývající část sluneční energie je pohlcena zemským povrchem (47 %). Záření pohlcené zemským povrchem se mění v teplo, které je vyzařováno z povrchu Země jako infračervené záření (14 %). Infračervené záření je pohlcováno v atmosféře víceatomovými plyny, což vede k trvalému zvýšení teploty zemského povrchu (skleníkový efekt). Značné množství energie dopadající na rozsáhlé plochy oceánů se spotřebuje na vypařování vody (23 %). Vodní pára je proudy vzduchu vynášena nahoru, kde v chladnějších vrstvách atmosféry kondenzuje a předává své skupenské teplo okolnímu vzduchu. Zbytek slunečního záření pohlceného zemským povrchem (10 %) je odveden konvekcí. Vzduch zahřátý od povrchu Země stoupá nahoru a na jeho místo proudí těžší chladný vzduch, čímž vznikají větry. Nepatrné množství sluneční energie dopadající na Zemi (asi 1 ‰) připadá na biologické reakce probíhající v biosféře. Energie slunečního záření je tak nepřímo základem všech ostatních obnovitelných zdrojů energie (biomasa, větrná, vodní, energie prostředí) s výjimkou geotermální. Zatímco na vnější povrch atmosféry dopadá sluneční záření v nerozptýlené formě (lze si představit jako paprsky přicházející přímo ze slunečního kotouče), průchodem atmosférou dochází k rozptylu na částicích prachu, krystalcích ledu či kapičkách vody. Část zářivého toku pak z oblohy přichází ve formě rozptýleného, tzv. difúzního slunečního záření, které nemá směrový charakter (všesměrové – izotropické, značí se indexem „d“) a část ve formě přímého slunečního záření s výrazně směrovým charakterem (značí se indexem „b“). Prakticky to znamená, že výkonová hustota přímého slunečního záření je oproti difúznímu značně závislá na úhlu dopadu. K difúznímu záření se zpravidla počítá i část přímého záření, která se odrazí od okolních ploch (odražené sluneční záření). Celkové sluneční ozáření G [W/m2] je součtem přímého slunečního ozáření Gb a difúzního slunečního ozáření Gd. V tab. 2.1 jsou uvedeny typické hodnoty celkového slunečního ozáření pro různé stavy oblačnosti. Poznámka: Pro sluneční ozáření G se ve starší literatuře uvádí termín intenzita dopadajícího slunečního záření (viz terminologický slovník [5]) se značením I. G = Gb + Gd
poměr Gd/G
jasná obloha
800 – 1000 W/m2
10-20 %
lehce zataženo
400 – 700 W/m2
podle oblačnosti
silně zataženo
100 – 300 W/m2
100 %
Tab. 1.1 – Hodnoty celkového slunečního ozáření Teoreticky možné přímé sluneční ozáření na plochu kolmou ke směru šíření Gbn [W/m2] lze pro danou oblast stanovit z hodnoty záření dopadajícího na vnější povrch atmosféry
⎛ Z⎞ Gbn = Gon ⋅ exp⎜ − ⎟ ⎝ ε⎠
(1.2)
kde Z
ε
je součinitel znečištění atmosféry (bezrozměrný), vyjadřuje míru zeslabení zářivého toku při průchodu hmotnou atmosférou; činitel závislý na výšce Slunce nad obzorem a nadmořské výšce (bezrozměrný).
Součinitel znečištění atmosféry lze stanovit z dlouhodobých měření jako Z=
lnGon − lnGbn lnGon − lnGb 0
(1.3)
kde Gb0 je přímé sluneční ozáření při průchodu zcela „čistým“ vzduchem (Z = 1, nehmotná atmosféra), ve W/m2.
6
[
]
9,38076 ⋅ sin h + (0,003 + sin 2 h ) 0,5 ε= + 0,91018 2,0015 ⋅ (1 − Lv ⋅ 10 −4 )
(1.4)
kde Lv
je nadmořská výška daného místa, v m.
Součinitel znečištění Z je tabelován v tab. 1.2. Jeho hodnoty se pohybují běžně od 2 do 6 (i více). Zjednodušeně lze aplikovat charakteristické hodnoty součinitele znečištění následovně: horské oblasti
Z=2
venkov
Z=3
města
Z=4
průmyslové oblasti
Z = 5 a více
Měsíc
Průměrné měsíční hodnoty součinitele Z pro oblasti s rozdílnou čistotou ovzduší horské oblasti
venkov
města
průmyslové oblasti
I.
1,5
2,1
3,1
4,1
II.
1,6
2,2
3,2
4,3
III.
1,8
2,5
3,5
4,7
IV.
1,9
2,9
4,0
5,3
V.
2,0
3,2
4,2
5,5
VI.
2,3
3,4
4,3
5,7
VII.
2,3
3,5
4,4
5,8
VIII.
2,3
3,3
4,3
5,7
IX.
2,1
2,9
4,0
5,3
X.
1,8
2,6
3,6
4,9
XI.
1,6
2,3
3,3
4,5
XII.
1,5
2,2
3,1
4,2
roční průměr
1,9
2,75
3,75
5,0
Tab. 1.2 – Hodnoty součinitele znečištění Z pro různé typy oblastí během roku [2]
1.1.3. Geometrie slunečního záření Výkon a energie slunečního záření dopadajícího na obecnou plochu je ovlivněna faktory, které lze změnit (zeměpisná šířka místa instalace, orientace plochy vůči světovým stranám = azimut plochy, sklon plochy vůči vodorovné rovině) a které nelze změnit (pohyb Země vzhledem ke Slunci = čas). zeměpisná šířka φ : úhel, který svírá rovina rovníku s přímkou, procházející středem Země a příslušným bodem na povrchu Země. Pro ČR se uvažuje hodnota 50° severní šířky. Konvence znamének: severně od rovníku (+), jižně od rovníku (-) azimut plochy γ : úhel mezi průmětem normály plochy a jihem (odlišuje se od běžného chápání azimutu jako směrové odchylky od severu). Konvence znamének: jih (0°), na východ (-), na západ (+)
7
úhel sklonu β : úhel mezi vodorovnou rovinou a rovinou plochy deklinace δ : je ve své podstatě způsobena náklonem zemské osy vlivem precesního pohybu během rotace. Úhel náklonu se během roku mění od -23,45° při zimním slunovratu (odklon od Slunce) přes 0° při jarní a podzimní rovnodennosti do 23,45° při letním slunovratu (příklon ke Slunci). Další definice deklinace (viz obr. 1.3): úhel, který svírá spojnice středů Země a Slunce s rovinou zemského rovníku zeměpisná šířka místa, kde v daný den ve 12 h (poledne) je Slunce kolmo nad obzorem
Obr. 1.3 – Definice deklinace Deklinaci lze stanovit z různých vztahů, například podle [2]
δ = 23,45° ⋅ sin(0,98 ⋅ D + 29,7 ⋅ M − 109°)
(1.5)
kde D M
je pořadí dne v měsíci; pořadí měsíce v roce.
nebo podle [1] ⎛ ⎝
δ = 23,45° ⋅ sin⎜ 360
284 + n ⎞ ⎟ 365 ⎠
(1.6)
kde n
je pořadí dne v roce.
sluneční časový úhel τ : úhel zdánlivého posunu Slunce (z východu na západ) nad místními poledníky vlivem rotace Země. Z předpokladu, že Země se otočí jednou kolem své osy (360°) za 24 hodin, vyplývá, že 1 hodině odpovídá 15°. Poznámka: Při přechodu z jednoho časového pásma do druhého se pozorovatel přemisťuje z jednoho vztažného poledníku na druhý (poledníky po 15°) a musí si posunout čas na hodinkách o jednu hodinu. Každé časové pásmo má svůj čas vztažený ke „svému“ referenčnímu poledníku. Pokud se pozorovatel nenachází přímo na referenčním poledníku, může být skutečný solární čas (podle pohybu Slunce po obloze) odlišný od místního času až o 30 minut (okraj časového pásma).
Sluneční časový úhel se tedy stanoví ze slunečního času ST jako
τ = 15° ⋅ (ST − 12)
Obr. 1.4 – Sluneční časový úhel (1.7)
8
kde platí konvence znamének před polednem (-) a po poledni (+). Časový úhel západu (nebo východu) slunce τ1,2 lze stanovit z podmínky nulové výšky Slunce h z rovnice (1.10) jako
τ 1,2 = arccos(− tgφ ⋅ tgδ )
(1.8)
a z něj potom určit dobu mezi východem a západem Slunce, tzv. teoretickou dobu slunečního svitu jako
τ teor =
2 ⋅τ 1,2
(1.9)
15°
výška Slunce (nad obzorem) h : úhel sevřený spojnicí plochy a Slunce s vodorovnou rovinou (viz obr. 1.5). Doplňkový úhel do 90° je zenitový úhel θz (úhel zenitu) - úhel sevřený spojnicí pozorovatele a Slunce a svislicí (vertikálou). Výška Slunce se stanoví ze vztahu
sin h = sinδ ⋅ sinφ + cos δ ⋅ cos φ ⋅ cosτ
(1.10)
a zenitový úhel θz je potom
θ z = 90° − h
(1.11)
azimut Slunce γs : úhel mezi průmětem spojnice plochy a Slunce a jižním směrem (viz obr. 1.5). Konvence znamének je stejná jako u časového úhlu: na západ (+), na východ (-). Azimut Slunce se stanoví podle vztahu
sin γ s =
cos δ sinτ cos h
(1.12)
úhel dopadu slunečního záření θ : úhel mezi spojnicí plochy a Slunce a normálou plochy (viz obr. 1.5) se stanoví podle vztahu
cosθ = sin h ⋅ cos β + cos h ⋅ sin β ⋅ cos(γ s − γ )
(1.13)
Obr. 1.5 – Geometrie slunečního záření dopadajícího na obecnou plochu
9
1.1.4. Sluneční ozáření na obecnou plochu Při teoretickém výpočtu slunečního ozáření obecné plochy se stanoví odděleně přímá a difúzní složka slunečního záření. Přímé sluneční ozáření pro danou plochu GbT [W/m2] určuje vzájemná poloha Slunce a Země a z geometrie slunečního záření stanovený úhel dopadu θ paprsků podle GbT = Gbn ⋅ cosθ
(1.14)
Difúzní sluneční ozáření dané plochy GdT [W/m2] se stanoví jako rozptýlené izotropické záření přicházející z prostorové výseče oblohy (kterou plocha „vidí“) a jako odražené, především od vodorovné roviny podle ⎛ 1 + cos β GdT = ⎜ 2 ⎝
⎞ ⎛ 1 − cos β ⎟ ⋅ Gd + ρ g ⋅ ⎜ 2 ⎠ ⎝
⎞ ⎟(Gd + Gb ) ⎠
(1.15)
kde Gd
je difúzní sluneční ozáření vodorovné roviny, ve W/m2;
Gb
přímé sluneční ozáření vodorovné roviny, ve W/m2;
ρg
odrazivost vodorovné roviny (albedo), zpravidla se uvažuje ρg = 0,2;
β
sklon kolektoru.
Poznámka: Pro potřeby přesnějších výpočtů se používají tzv. anizotropické výpočtové modely oblohy (Hay-Davies, HayDavies-Klutcher-Reindl, Perez) namísto izotropického, které zohledňují, že obloha v těsné blízkosti slunečního kotouče a v těsné blízkosti horizontu je jasnější (difúzní záření v těchto místech má vyšší intenzitu) [1]. Pro běžné inženýrské výpočty je zjednodušený izotropický model dostatečný.
Přímé sluneční ozáření vodorovné roviny se stanoví z geometrie jako Gb = Gbn ⋅ sin h
(1.16)
Difúzní sluneční ozáření vodorovné roviny se stanoví ze zjednodušeného předpokladu, že třetina slunečního záření ztraceného v atmosféře dopadá na vodorovnou rovinu Gd = 0,33 ⋅ (Gon − Gbn ) ⋅ sin h
(1.17)
Celkové sluneční ozáření G [W/m2] na obecnou plochu se stanoví jako součet GT = GbT + GdT
(1.18)
1.1.5. Dopadlá sluneční energie a doba slunečního svitu Teoreticky možná denní dávka celkového slunečního ozáření (množství dopadající energie) HT,den,teor [MJ/(m2⋅den), kWh/(m2⋅den)] se stanoví integrací teoreticky stanoveného celkového slunečního ozáření plochy GT od východu do západu slunce, tedy za dobu teoretické doby slunečního svitu τteor podle τ2
HT ,den,teor = ∫ GT ⋅ dτ
(1.19)
τ1
Poznámka: Pro dávku slunečního ozáření H se ve starší literatuře uvádí termín množství dopadající sluneční energie (viz terminologický slovník [5]) se značením Q.
Teoretická denní dávka celkového slunečního ozáření HT,den,teor dopadá na osluněnou plochu jen v jasných slunečných dnech, kdy na povrch země dopadá přímé sluneční záření nepřetržitě po celou teoreticky možnou dobu. Tabelované hodnoty teoretické dávky slunečního ozáření v jednotlivých měsících jsou uvedeny pro oblasti s různým stupněm znečištění v příloze B. 10
Během dne se však střídá jasná obloha s oblohou zataženou mraky, kdy dopadá jen difúzní záření. Teoretická denní dávka difúzního ozáření se stanoví podobně jako teoretická celková integrací τ2
HT ,den,dif = ∫ GdT ⋅ dτ
(1.20)
τ1
Tabelované hodnoty denní dávky difúzního slunečního ozáření v jednotlivých měsících jsou uvedeny pro oblasti s různým stupněm znečištění v příloze C. Z teoretické dávky slunečního ozáření HT,den,teor je možné vypočítat střední denní hodnotu slunečního ozáření GT,m [W/m2] dané plochy vydělením teoretickou dobou slunečního svitu τteor (viz vztahy 1.8 a 1.9) podle rovnice GT ,m =
1
τ teor
τ2
∫ GT ⋅ dτ =
τ1
HT ,den ,teor
(1.21)
τ teor
Střední hodnoty slunečního ozáření GT,m jsou uvedeny v příloze A. Střední hodnota slunečního ozáření GT,m je důležitou veličinou ve výpočtech střední denní účinnosti solárních kolektorů při navrhování jejich plochy a bilancování zisků solární soustavy. Pro praktické výpočty v reálných dnech s běžnou oblačností je nutné znát skutečnou dobu slunečního svitu τskut. Ta je definována jako doba, kdy je k dispozici přímé sluneční ozáření (je vidět sluneční kotouč) a jeho hodnota je větší než 120 W/m2. V ČR ji měřením zjišťuje Český hydrometeorologický ústav a hodnoty pro jednotlivé měsíce ve vybraných lokalitách zpřístupňuje veřejnosti. Ze skutečné doby slunečního svitu lze potom vyjádřit tzv. poměrnou dobu slunečního svitu jako
τr =
τ skut τ teor
(1.22)
Hodnoty poměrné doby slunečního svitu pro některá města v ČR a SR [2, 3] jsou uvedeny v příloze D.
Obr. 1.6 – Průběh slunečního ozáření za jasné a částečně zatažené oblohy Skutečná denní dávka slunečního ozáření HT,den [kWh/(m2⋅den)] na obecnou plochu se stanoví ze vztahu
H T ,den = τ r ⋅ H T ,den,teor + (1 − τ r ) ⋅ H T ,den,dif
(1.23)
11
1.1.6. Sluneční energie v ČR Jak je zřejmé z předcházejícího, dávka slunečního ozáření HT, tedy dopadlá sluneční energie za určitý časový úsek, je závislá na sklonu a azimutu plochy, tzn. její obecné orientaci. Na obr. 1.7 je znázorněna závislost teoretické denní dávky slunečního ozáření v průběhu roku na sklonu plochy (při jižní orientaci a jihovýchodní / jihozápadní orientaci). 90
12 0° 30° 45° 75° 90°
8
75
60
45
1100-1200
6
sklon
2
HT,den,teor [kWh/m .den]
10
1000-1100
30
900-1000
4
800-900
azimut 0° (jih)
700-800
2
15
600-700
0
0 1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
90
12
75
60
45
30
15
0
azimut
měsíc
Obr. 1.7 – Vliv sklonu a orientace plochy na teoretickou a skutečnou denní dávku slunečního ozáření V tab. 1.3 jsou uvedeny typické hodnoty denních dávek slunečního ozáření v různých obdobích roku při zcela jasném dni. Výrazně nižší hodnoty v zimním období jsou dány především kratší dobou slunečního svitu a zvýšenou oblačností. Roční dopadlá sluneční energie na optimálně orientované plochy se v České republice pohybuje od 1000 do 1200 kWh/(m2.rok). Na obr. 1.8 je znázorněna skutečná roční dávka slunečního ozáření v závislosti na sklonu a orientaci plochy (příklady pro Brno a Prahu jsou stanoveny teoretickým výpočtem). max. dávka ozáření v létě
8 kWh/(m2.den)
max. dávka ozáření v zimě
3 kWh/(m2.den)
max. dávka ozáření v přechodovém období
5 kWh/(m2.den)
Tab. 1.3 – Sluneční energie dopadající během roku
1.2. Solární tepelné kolektory 1.2.1. Princip Přeměna energie slunečního záření v tepelnou energii – fototermální přeměna – je jednou z nejjednodušších cest jak využít sluneční záření. Fototermální přeměna spočívá v absorpci slunečního záření na povrchu tuhých látek a kapalin, kdy se energie fotonů mění v teplo (pohyb molekul). Základním prvkem je tedy absorpční plocha, která se jímáním slunečního záření ohřívá, obecně nazývaná kolektor. Tepelná energie pak může být z absorpčního povrchu / kolektoru odváděna různými teplonosnými látkami, nejčastěji kapalinami (voda, nemrznoucí směs) proudícími v kanálkové struktuře spojené s absorpčním povrchem, nejčastěji v podobě trubkového registru.
12
Obr. 1.8 – Základní součásti solárního tepelného kolektoru (plochý) Pro snížení tepelných ztrát z absorbéru se využívá na přední straně kolektoru zasklení propouštějícího sluneční záření. Zasklení omezuje jednak tepelné ztráty sáláním (nepropustné vůči dlouhovlnnému záření) a zároveň vytváří před absorbérem vzduchovou vrstvu, která má funkci tepelného odporu vloženého mezi absorbér a okolní prostředí. Na zadní straně a bočních stranách absorbéru nepřijímajících sluneční záření se jako tepelný odpor používá tepelně izolační materiál uchycený v rámu (skříni) kolektoru.
1.2.2. Prvky solárního kapalinového kolektoru Solární tepelný kolektor je zařízení určené k pohlcení slunečního záření a jeho přeměně na tepelnou energii, která je předávána teplonosné kapalině, protékající kolektorem. Užívání termínu „panel“ se potlačuje, aby se předešlo nežádoucím záměnám s fotovoltaickými panely [5]. Solární kolektor je sestaven z dílčích prvků, které mohou svými parametry významně ovlivňovat jeho energetické zisky. Zasklení
Zasklení, jak již bylo uvedeno, slouží především pro snížení tepelných ztrát absorbéru. Jednoduché zasklení je nezbytné pro zajištění dostatečné tepelné účinnosti přeměny slunečního záření na teplo při provozu solárních kolektorů v teplotních úrovních více než 10 K nad teplotou okolí. V případě teplotních úrovní 80 K a více nad teplotou okolí je nutné použití alespoň dvojitého zasklení nebo transparentní izolační struktury. Zasklení však na druhé straně snižuje množství slunečního záření dopadajícího na absorbér odrazem na jednotlivých fázových rozhraních (materiál zasklení-vzduch, nejčastěji sklo-vzduch) a pohlcením ve vlastním materiálu zasklení. Nutnou podmínkou efektivního využití sluneční energie je tedy dostatečná propustnost zasklení v oblasti vlnových délek slunečního záření (0,3 až 3,0 μm). Pro omezení optických ztrát pohlcením v materiálu zasklení se využívá skel s velmi nízkým obsahem oxidu železa (nízkoželezité sklo, solární sklo), kde pohlcení slunečního záření v materiálu se na optické ztrátě podílí méně než 1 %. U nejčastějšího jednoduchého zasklení způsobují optické ztráty odrazem na obou površích (vnitřní, vnější) okolo 8 % ztráty propustnosti slunečního záření při normálovém úhlu dopadu. Optické ztráty odrazem jsou dány rozdílem mezi indexem lomu materiálu zasklení (sklo n = 1,52) a okolního prostředí (vzduch n = 1). Ztráty odrazem lze snížit aplikací vrstev materiálu s velmi nízkým indexem lomu, tzv. antireflexními povlaky. Jako antireflexní vrstvy se nejčastěji používají porézní tenkovrstvé povlaky na bázi SiO2 nebo TiO2 s definovaným indexem lomu (n < 1,3) a tloušťkou (řádově okolo 100 nm). 13
Antireflexní povlaky mohou zlepšit propustnost slunečního záření zasklením o cca 4 až 5 % (při normálovém úhlu dopadu), pokud jsou aplikovány na obou površích jednoduchého zasklení. Důležitým požadavkem je odolnost antireflexních povlaků proti vnějším vlivům a otěru z důvodu zachování dlouhodobé stability optických vlastností zasklení. Se zvyšováním úhlu dopadu slunečních paprsků na zasklení rostou ztráty odrazem, propustnost slunečního záření zasklením mírně klesá až do úhlu cca 40 až 50° a potom se prudce snižuje až na nulovou hodnotu při úhlu dopadu 90°. Pro zvýšení propustnosti v oblasti vyšších úhlů dopadu se používají prizmatická zasklení, nejčastěji s pyramidovými vzory na vnitřní straně zasklení. Textura prizmatického zasklení funguje jako optický rastr, který láme sluneční paprsky přicházející pod vysokými úhly do energeticky výhodnějšího směru na absorbér. Tímto posouvají náhlý pokles křivky propustnosti zasklení do oblasti vyšších úhlů dopadu. Používání prizmatických zasklení má i praktické důvody, např. přes něj není dobře vidět na absorbér kolektoru pro jeho matný vzhled a tudíž nejsou patrné výrobní vady a nedostatky absorbéru. Absorpční plocha, absorbér
Absorbér slouží k přímé přeměně slunečního záření na teplo pohlcením na povrchu s vhodnými optickými vlastnostmi (výrazně pohltivý v oblasti vlnových délek slunečního záření). Pohlcením slunečního záření se absorbér zahřívá, zvyšuje svoji teplotu vůči okolnímu prostředí. Pro omezení tepelných ztrát vlivem sálání ohřátého absorpčního povrchu je nutné zajistit nízkou emisivitu povrchu v oblasti infračerveného záření. Absorpční povrchy, které účinně pohlcují sluneční záření (oblast vlnových délek 0,3 až 3,0 μm, index SOL) a minimálně vyzařují tepelné záření (oblast vlnových délek > 3,0 μm, infračervené záření, index IR) se nazývají spektrálně selektivní a jsou využívány ve většině solárních tepelných kolektorů pro celoročně provozované solární soustavy. ideálně ρ = 1, α = ε = 0
oblast vlnových délek infračerveného záření
odrazivost [-]
oblast vlnových délek slunečního záření
ideálně ρ = 0, ε = α = 1
vlnová délka [μm]
Obr. 1.9 – Princip selektivního povrchu absorbéru solárního kolektoru Spektrálně selektivní absorbér poskytuje v oblasti slunečního krátkovlnného záření nízkou odrazivost (ideálně ρSOL = 0), resp. vysokou pohltivost či emisivitu (ideálně αSOL = εSOL = 1, prakticky 0,9 až 0,95) a
14
v oblasti infračerveného dlouhovlnného záření vysokou odrazivost (ideálně ρIR = 1), resp. co nejnižší pohltivost či emisivitu (ideálně αIR = εIR = 0, , prakticky 0,05 až 0,15), viz obr. 1.9. Kvalita selektivního povrchu se odvíjí od vysoké hodnoty poměru pohltivosti v oblasti slunečního záření k emisivitě v oblasti infračerveného záření αSOL / εIR (selektivní poměr, „selektivita“ povrchu). Běžné selektivní povrchy dosahují selektivity 10 až 20. Pro odvod tepla z absorbéru (chlazení absorbéru) se využívá v zásadě: trubkový registr – síť trubek přímo protékaná teplonosnou kapalinou, která odvádějí teplo z okolí spoje s absorbérem; plnoprůtočná struktura – teplonosná kapalina v kontaktu s celou plochou absorbéru; výparník tepelné trubice – vypařující se pracovní látka stoupá do kondenzační části, kde předává teplo do kapalinového okruhu. Nejčastějším konstrukčním provedením absorbéru je tradiční typ „lamela-trubka“, kdy absorpční plocha je spojena s trubkou tepelně vodivým spojem (viz obr. 1.10, vlevo). Konstrukce je používána jak v plochých tak trubkových solárních kolektorech.
Pro zajištění vysoké účinnosti odvodu tepla z povrchu absorbéru se využívají absorbéry z kovů s vysokou tepelnou vodivostí (měď, hliník), u kterých je možné použít malé tloušťky absorbéru 0,2 až 0,5 mm a větší rozteče trubkového registru 100 až 150 mm (úspora materiálu trubek). V případě použití plastových absorbérů s velmi nízkou tepelnou vodivostí je nutné použít větší tloušťku absorpčního povrchu (několik mm) a řádově menší rozteče (řádově mm, často trubky či kanály těsně vedle sebe), viz obr. 1.10 (vpravo). nalisované
nalisované
napájené
ultrazvukově svařené
laserově svařené
Obr. 1.10 – Konstrukční řešení kovových absorbérů (vlevo) a plastových absorbérů (vpravo) Trubkový registr
Trubkový registr solárního kolektoru je více či méně složitá síť potrubí ve tvaru meandru, lyry nebo U smyček a jejich sériově nebo paralelně zapojených kombinací (viz obr. 1.11). Hydraulika trubkového registru se řídí použitými průměry rozvodných a sběrných trubek a spojovacích trubek odvádějících teplo z absorpční plochy kolektoru (celoplošný absorbér, lamely) a jejich hydraulickým zapojením.
15
Pokud jsou tlakové ztráty třením ve spojovacích trubkách výrazně vyšší než místní tlakové ztráty odbočením a spojením spojovacích trubek s rozvodnou a sběrnou trubkou (mění se podél rozvodné a sběrné trubky podle poměru průtoků v jednotlivých směrech) a vlastní tlakové ztráty třením v rozvodné a sběrné trubce, potom je možné předpokládat, že trubkový registr kolektoru nebo celé kolektorové pole jsou hydraulicky vyváženy a průtok teplonosné kapaliny, rovnoměrně rozdělený do spojovacích trubek, resp. kolektorů, zajišťuje rovnoměrný odvod tepla z absorbéru, resp. kolektorového pole. V případě hydraulicky nevyváženého trubkového registru (kolektorového pole) však může docházet ke špatnému zatékání do některých spojovacích trubek (kolektorů). Vlivem podprůtoku se daná oblast přehřívá, snižuje se odvod tepla z povrchu absorbéru a klesá účinnost využití sluneční energie kolektoru nebo celého pole kolektorů. Dobré zatékání teplonosné kapaliny v kolektorovém poli je zajištěno především u serpentinového absorbéru (S), který má sice z uvedených konfigurací největší tlakovou ztrátu (cca 10 kPa pro 1 kolektor), nicméně v případě zapojení více kolektorů do pole se tlaková ztráta již nezvyšuje a zároveň je zajištěno rovnoměrné zatékání do kolektorů, vzhledem k vysoké hydraulické stabilitě zapojení. Naopak konfigurace absorbérů typu U a M jsou pro zapojování do větších kolektorových polí (> 3 kolektory) nevhodné, neboť sériové zapojení výrazně zvyšuje tlakové ztráty celého pole (nad 50 kPa), pokud nemá jít cíleně režim s nízkým průtokem.
Obr. 1.11 – Hydraulické konfigurace trubkových registrů solárních kolektorů Skříň kolektoru
Skříň kolektoru vytváří vnější obal solárního kolektoru a chrání vnitřní prostor před vnějšími nepříznivými vlivy. Vnější i vnitřní povrch skříně by měl odolávat korozi a slunečnímu záření. Zvláštní úpravy pro snížení emisivity povrchu nejsou nutné, neboť nemají významný vliv na snížení tepelné ztráty (převažuje konvekce vlivem větru). Pouze u plochých vakuových kolektorů (viz kapitola 2.3.3) má zásadní vliv na tepelnou ztrátu emisivita vnitřního povrchu skříně, která by měla být co nejnižší vzhledem k absenci hmotné tepelné izolace (vnitřní výplň se sníženým tlakem je izolací). Skříň kolektoru je v podstatě nosnou konstrukcí, ke které jsou uchyceny ostatní části kolektoru (zasklení, absorbér s trubkovým registrem, tepelná izolace). Může být tvořena samonosným rámem, kdy zadní a boční strana jsou tvořeny vlastní pevnou izolací, nebo výliskem ve formě plastové, kompozitní nebo kovové vany, do které je izolace vkládána. Tepelná izolace použitá pro minimalizaci tepelné ztráty boční a zadní stranou kolektorové skříně musí být odolná extrémním teplotám, které se v kolektoru mohou vyskytnout při stavu bez odběru tepla. V běžných solárních kolektorech se maximální teploty absorbéru mohou pohybovat od 140 °C (ploché) do 250 °C (trubkové vakuové). Jako izolace se proto používá především minerální (kamenná, sklená) vlna.
1.2.3. Typy solárních kolektorů Solární kolektory, ve kterých je používána kapalina jako teplonosná látka (voda, nemrznoucí směs vody a propylenglykolu), se využívají pro naprostou většinu aplikací v budovách. Solární vzduchové kolektory 16
jsou využívány pouze okrajově pro předehřev čerstvého vzduchu pro větrání nebo oběhového vzduchu pro cirkulační vytápění (teplovzdušné, sálavé – hypokaustické). Solární kapalinové kolektory lze dále rozdělit podle řady hledisek (viz obr. 1.12). Z uvedeného rozdělení vyplývají konstrukční kombinace, se kterými je možné se v praxi setkat: plochý nekrytý kolektor – zpravidla plastová rohož bez zasklení určená pro sezónní ohřev bazénové vody o nízké teplotní úrovni; plochý neselektivní kolektor – zasklený deskový kolektor s kovovým absorbérem se spektrálně neselektivním povlakem (např. černým pohltivým nátěrem) – určený pro sezónní předehřev vody při nízké teplotní úrovni; plochý selektivní kolektor – zasklený deskový kolektor s kovovým absorbérem se spektrálně selektivním povlakem – určený pro celoroční ohřev vody a vytápění; plochý vakuový kolektor – zasklený deskový kolektor s kovovým absorbérem se spektrálně selektivním povlakem a tlakem uvnitř kolektoru nižším než atmosférický tlak v okolí kolektoru (absolutní tlak cca 1 až 10 kPa) – určený pro celoroční ohřev vody a vytápění, případně průmyslové aplikace s provozními teplotami okolo 100 °C; trubkový vakuový kolektor – kolektor s plochým nebo válcovým selektivním absorbérem umístěným ve vakuované (absolutní tlak < 10-3 Pa) skleněné trubce – určený pro kombinované soustavy pro vytápění či průmyslové vysokoteplotní aplikace (provozní teploty nad 100 °C); soustřeďující (koncentrační) kolektor – obecně kolektor, ve kterém jsou použity zrcadla (reflektory), čočky (refraktory) nebo další optické prvky k usměrnění a soustředění slunečního záření, procházejícího aperturou kolektoru, na absorbér. Ploché kolektory vybavené vnějším zrcadlem nebo kolektory s vakuovanými trubkami s reflektorem vně trubic jsou rovněž považovány za soustřeďující kolektory.
Nejčastějšími typy kolektorů, se kterými je možné se na trhu v ČR setkat jsou bazénové nekryté absorbéry (40 až 50 tis. m2 v roce 2008), ploché atmosférické selektivní kolektory (26,5 tis. m2 v roce 2008) a trubkové vakuové kolektory, často také nazývané trubicové (8,5 tis. m2 v roce 2008) [6]. Koncentrační kolektory tvoří zatím na českém trhu zanedbatelný podíl.
Obr. 1.12 – Rozdělení solárních kolektorů
17
Nekryté (nezasklené) kolektory
Absence krytu (zasklení) zlepšuje optické vlastnosti kolektoru (odpadají ztráty odrazem na zasklení), nicméně na druhé straně kolektor vykazuje vysoké tepelné ztráty. Výkon kolektoru je výrazně ovlivňován okolním prostředím (teplota okolí, teplota oblohy, rychlost větru). Zvláště se zvyšující se rychlostí větru rostou tepelné ztráty a výkon kolektoru výrazně klesá. Nekryté absorbéry se vyrábějí zpravidla z plastu odolného vůči UV záření (EPDM) a jsou vzhledem ke své účinnosti vhodné především k ohřevu vody pro bazény.
Obr. 1.13 – Bazénové absorbéry (plastové rohože) Ploché atmosférické kolektory
Ploché solární kolektory se obecně vyznačují plochou aperturou (zasklením) a zpravidla i plochým absorbérem. Základní schéma plochého solárního kolektoru je uvedeno na obr. 2.9. Tepelně vodivý, zpravidla kovový absorbér, může být celoplošný (tvořený jedním plechem) nebo dělený (lamely). Současným standardem jsou ploché kolektory se selektivním povrchem absorbéru, typy s neselektivním povrchem se objevují okrajově (menší výrobní společnosti, levné kolektory). Absorpční plocha je navařena (ultrazvukově, laserově), napájena nebo nalisována na trubkovém registru, kterým je teplonosnou kapalinou odváděno využitelné teplo. Příklady spojení absorbér-trubkový registr jsou uvedeny na obr. 2.5 (vlevo). Rám kolektoru (kolektorová skříň, kolektorová vana) je buď výlisek nebo je složený z profilů a podle potřeby vyplněn tepelnou izolací. U atmosférických kolektorů je tlak vzduchu v prostoru kolektorové skříně stejný jako ve venkovním prostředí, navíc pro odvod případné vlhkosti a zamezení rosení zasklení kolektoru je rám kolektoru často opatřen větracími otvory.
Obr. 1.14 – Schématický řez plochým solárním kolektorem a možnost integrace do fasády budovy Ploché kolektory nacházejí uplatnění v oblasti integrace do obálky budov (střechy, fasády). Konstrukční integrace solárních kolektorů přináší architektonicky přijatelné řešení, vyšší účinnost kolektoru při kontaktní instalaci s izolační vrstvou obálky, možnost využití zimních pasivních zisků, nahrazení části obálky budovy a v případě integrace do fasády (viz obr. 1.14, vpravo) i snížení period extrémních stagnačních podmínek v letním období. 18
Ploché vakuové kolektory
Ploché vakuové kolektory využívají sníženého tlaku v prostoru skříně kolektoru (nízké vakuum) k zajištění celkově nízké tepelné ztráty kolektoru omezením volného proudění vzduchu mezi absorbérem a zasklením nebo zadní stěnou kolektoru (kolektorová skříň neobsahuje izolaci). Rám kolektoru musí být velmi těsný, proto je tvořen výliskem (bezešvou vanou), který je v přední části uzavřen tabulí solárního skla napojenou speciálním tepelně odolným těsněním. Aby sklo neprasklo působením vnějšího atmosférického tlaku nebo nárazem předmětů, je vyztuženo rastrově uspořádanými nerezovými opěrnými elementy. Jak je zřejmé z obr. 1.15, podpůrné elementy nesmí být v tepelném kontaktu s absorbérem, aby se vyloučily tepelné mosty.
Obr. 1.15 – Konstrukce nízkotlakého (vakuového) plochého kolektoru z 80. let a současný výrobek, zdroj Thermosolar Důležitým aspektem plochých vakuových kolektorů je zajištění těsnosti vnitřního prostoru a možnosti opětovně vakuovat kolektor. Jelikož ploché vakuové kolektory jsou běžně provozovány za podmínek nízkého vakua (od 1 do 10 kPa), není v podstatě problém udržet tlak v těchto mezích. Rám kolektoru je konstruován ze samotěsnicích částí, podtlakem se více svírají a utěsňují. Vana kolektoru je vybavena ventilem připojitelným k vývěvě, pokud je nutné vnitřní prostor znovu evakuovat. Součástí instalace kolektoru je manometr pro indikaci ztráty vakua a nárůstu tlaku v kolektoru. Zbytkový vzduch může být nahrazen vzácným plynem kryptonem (argonem) s nižší tepelnou vodivostí. Trubkové vakuové kolektory
Trubkové vakuové solární kolektory jsou obecně kolektory s válcovou aperturou (zasklením), u kterých je prostor mezi absorbérem a zasklením vakuován na etrémně nízký tlak pod 10-3 Pa. Vysoké vakuum, vlivem téměř dokonalé absence molekul plynů, minimalizuje přenos tepla vedením a konvekcí ve vakuovém prostoru a přenos tepla mezi absorbérem a zasklením způsobuje především sálání. Pro vyloučení výskytu zbytkových plynů ve vakuovém prostoru trubkových kolektorů se používají tzv. „getry“ využívající barium, které pohlcuje molekuly volných plynů. Trubkové vakuové kolektory dosahují kombinací vakuové izolace (omezení tepelných ztrát vedením vzduchovou vrstvou) a nízkoemisivního povrchu absorbéru (omezení tepelných ztrát sáláním) extrémně nízkých tepelných ztrát i při vysokých rozdílech teplot mezi absorbérem a okolním prostředím. Trubkové vakuové kolektory tak umožňují využití slunečního záření i při vysokých provozních teplotách, např. v oblasti průmyslového a technologického tepla nebo solárního chlazení. Termín trubkový vakuový kolektor je relativně široký pojem, který zahrnuje velké množství různých konstrukčních provedení. Pro potřebu základní klasifikace je nezbytné oddělit dva základní konstrukční typy: trubkové kolektory s jednostěnnou trubkou – „evropský“ typ, původně vyráběný v Evropě;
19
trubkové kolektory s dvojstěnnou trubkou (Sydney) – „čínský“ typ, převážně vyráběný v Číně.
Podle konstrukčního uspořádání odvodu tepla lze rozdělit oba základní konstrukční typy na další podtypy: přímo protékané (koncentrické potrubí, potrubí ve tvaru U-smyčky = U-registr) – absorbérem přímo protéká teplonosná kapalina; s tepelnou trubicí:
suché napojení – kondenzátor zasunutý (zaklapnutý) v pouzdru omývaném teplonosnou kapalinou; mokré napojení – kondenzátor přímo omývaný teplonosnou kapalinou.
Řada trubkových vakuových kolektorů využívá pro přenos tepla mezi povrchem absorbéru a teplonosnou kapalinou tzv. tepelných trubic. Princip tepelné trubice je relativně dobře známý, pracovní látka se přívodem tepla vypařuje ve výparníkové části vodivě spojené s absorbérem, pára samovolně stoupá trubicí do kondenzační části, kde se sráží na kapalné skupenství a kapalina stéká zpět do výparníkové části. Pro zajištění funkce tepelné trubice je nutné zajistit její sklon minimálně 20-25°, aby se kondenzát mohl samovolně vrátit zpět do výparníku. U vakuových solárních kolektorů se jako tepelná trubice používá měděná trubka, jejíž výparníková část má průměr 8 až 12 mm, kondenzační část má zpravidla větší průměr cca 18 až 20 mm pro zajištění dostatečné teplosměnné plochy. Uvnitř tepelné trubice se jako pracovní látka používá buď čistá voda (případně se zvláštními aditivy) nebo líh při určitém tlaku (podtlaku). 1
2
1
2
Obr. 1.16 – Příčný řez a podélný řez jednostěnným trubkovým vakuovým kolektorem s přímo protékaným U-registrem (1) a s tepelnou trubicí (2) 20
Trubkové vakuové kolektory s jednostěnnou trubkou
Tradiční typ trubkových vakuových kolektorů využívá jednoduché uzavřené skleněné trubky, ve které je umístěna plochá lamela absorbéru se selektivním povrchem (viz obr. 1.16). Odvod tepla z absorbéru je zajišťován tepelnou trubicí, přímo protékaným U-registrem nebo přímo protékaným koncentrickým potrubím. Vnitřní prostor skleněné trubky je vakuován na tlak pod 1 mPa. Jednostěnné trubky se vyrábí v průměrech od 40 do 150 mm z boritokřemičitého skla s vysokou pevností a odolností vůči teplotním změnám a gradientům. Kvalitní jednostěnné trubky jsou dostupné s antireflexním povlakem pro zvýšení propustnosti slunečního záření (až 94 %). Kolektory s jednostěnnou trubkou a plochým absorbérem mají velmi dobrý přestup tepla z absorbéru do teplonosné látky zajištěný především ultrazvukovým nebo laserovým navařením absorbéru na teplosměnné potrubí (výparník tepelné trubice, přímo protékané potrubí). U trubkových kolektorů s jednostěnou trubkou je zcela zásadní zajištění dokonalého těsnění prostupu tepelné trubice či potrubí s teplonosnou látkou skleněnou vakuovou trubkou (těsnění spoje kov-sklo). Řešení spolehlivého těsnění spočívá v použití slitin niklu a železa, které vykazují stejný součinitel tepelné roztažnosti jako použité boritokřemičité sklo. Tyto dnes již klasické kolektory jsou na vysoké technické úrovni, pracují s vysokou účinností, nicméně pro většinu aplikací jde o investičně velmi náročné řešení.
Obr. 1.17 – Praktické provedení jednostěnných trubkových vakuových kolektorů: s přímo protékaným koncentrickým potrubím (vlevo), s tepelnou trubicí (vpravo), zdroj: Viessmann Trubkové vakuové kolektory s dvoustěnnou skleněnou trubkou
V posledním desetiletí se na českém a evropském trhu objevují vakuové kolektory s tzv. Sydney trubkou, vyvinutou na základě spolupráce mezi Sydney University a Tsinghua University v 80. letech. Sydney trubka je válcová dvojstěnná koncentrická celoskleněná trubka, obdobná Dewarově nádobě (termoska), kde vnitřní absorpční trubka (ve funkci absorbéru s válcovým povrchem) slouží k zachycování slunečního záření a přeměnu na teplo a vnější krycí trubka (ve funkci zasklení) slouží jako ochrana před atmosférickými vlivy. Meziprostor mezi oběma skleněnými trubkami je vakuován a vnější povrch vnitřní absorpční trubky je opatřen selektivním absorpčním povrchem. U Sydney trubek je jako spektrálně selektivní povrch na absorpční skleněné trubce nejčastěji napařen keramicko-kovový vícevrstvý povlak na bázi nitridu hliníku. Podobně jako jednostěnné trubkové kolektory, i trubkové Sydney kolektory jsou konstrukčně řešeny s přímo protékaným trubkovým registrem (U-registr) nebo s tepelnou trubicí (viz obr. 1.18). Kritickým místem Sydney kolektorů je přenos tepla z vnitřního povrchu vnitřní absorpční trubky do teplonosné kapaliny, tedy především na povrch potrubí přímo protékaného U-registru nebo na povrch výparníku tepelné trubice. K tomu slouží teplosměnná vodivá lamela (nejčastěji z hliníku), která by měla vykazovat co nejvodivější kontakt jak s vnitřním povrchem absorpční trubky, tak s vnějším povrchem potrubí pro odvod tepla (U-registr, tepelná trubice). Toho není vždy docíleno a špatný přenos tepla z absorpčního
21
povrchu do teplonosné kapaliny se projevuje negativně na celkové účinnosti kolektoru. Na druhé straně, oproti konstrukčnímu uspořádání trubkových solárních kolektorů s jednostěnnými vakuovými skleněnými trubkami s absorbérem ve tvaru plochých lamel odpadá u kolektorů se Sydney trubkou (válcovým absorbérem) problém utěsnění vakua a prostupů potrubí, což vede k jejich nižší ceně. 1
2
1
2
Obr. 1.18 – Příčný řez a podélný řez trubkovým vakuovým Sydney kolektorem s přímo protékaným Uregistrem (1) a s tepelnou trubicí (2)
1.2.4. Koncentrační kolektory Koncentrační (soustřeďující) kolektory využívají koncentrace přímého slunečního záření odrazem od zrcadel nebo lomem čočkami do ohniska, v němž je umístěn absorbér o výrazně menší ploše než je vlastní plocha apertury (nízké tepelné ztráty). Podle tvaru ohniska se rozlišují koncentrační kolektory s lineárním ohniskem (parabolický reflektor, Winstonův kolektor, kolektor s lineární Fresnellovou čočkou) nebo bodovým ohniskem (paraboloidní reflektor, fasetové reflektory, heliostaty). Pro jejich účinné použití je základní podmínkou dostatek přímého slunečního záření během roku. Koncentrační kolektory s Fresnellovou lineární čočkou
Lineární Fresnellova čočka představuje v principu tradiční válcovou čočku s lineárním ohniskem převedenou do deskového tvaru (viz obr. 1.19). Koncentrací přímého slunečního záření na lineární absorbér ve tvaru lamely protékané teplonosnou kapalinou lze vytvořit solární kolektor. Výhodná integrace čočky do zasklívacího systému obálky budovy (okno) umožňuje spojit pasivní a aktivní prvek
22
využití slunečního záření do jediného zařízení. Koncentrací přímého záření na absorbér se snižuje tepelná zátěž prostoru, do kterého pak vstupuje pouze difúzní složka zajišťující přirozené osvětlení.
Obr. 1.19 – Fresnelova čočka a kolektor s lineární Fresnelovou čočkou [7] Koncentrační trubkové kolektory
Vzhledem k válcovému tvaru absorbéru se trubkové vakuové Sydney kolektory často vybavují odraznými zrcadly (reflektory) s opticky více či méně propracovaným tvarem pro zvýšení dopadající energie na absorbér (koncentrační kolektory), viz obr. 1.20. Levnější typy trubkových Sydney kolektorů využívají jednoduché ploché difúzní reflektory umístěné za trubkami. Vyššího účinku lze docílit reflektory s vhodně tvarovaným povrchem (parabolické koncentrátory). Použití reflektorů na jedné straně snižuje počet použitých trubek v kolektoru (levnější řešení) a zvětšuje aktivní plochu kolektoru (výkon/m2 zastavěné plochy), na druhé straně v určitých zeměpisných oblastech může být jejich použití problematické s ohledem na zachycování sněhové pokrývky a tvorbě ledu, která může vést k destrukci skleněných vakuových trubek kolektoru.
Obr. 1.20 – Použití reflektorů pro zvýšení aktivní plochy trubkového kolektoru (apertury)
1.2.5. Parametry solárního kolektoru Teoretické stanovení účinnosti
Funkci solárního tepelného kolektoru lze popsat obecnou energetickou rovnováhou. Solární kolektor přijímá sluneční záření, které je částečně odraženo od zasklení a absorbéru a zbytek se pohlcuje na povrchu absorbéru a mění v teplo. Část tepla z pohlceného záření se odvádí teplonosnou kapalinou, část odchází zpět do okolního prostředí ve formě tepelných ztrát a část tepla se akumuluje v těle kolektoru. Energetickou bilanci kolektoru lze popsat diferenciální rovnicí dQ & = Qs − Q& z ,o − Q& z ,t − Q& k dt
(1.24)
23
kde dQ/dt je časová změna tepelného obsahu kolektoru a teplonosné kapaliny uvnitř absorbéru, ve W; Q& s
sluneční ozáření jímací plochy kolektoru, ve W;
Q& z ,o
optické ztráty kolektoru, ve W;
Q& z ,t
tepelné ztráty kolektoru, ve W;
Q& k
tepelný výkon solárního kolektoru, ve W. Odraz na absorbéru
Tepelná ztráta zasklením
Odvod tepla teplonosnou látkou pro využití
Odraz na zasklení Dopadající sluneční záření Tepelné ztráty zadními a bočními stěnami
Obr. 1.21 - Schématické znázornění energetické bilance kolektoru Dynamický (akumulační) člen v rovnici bilance je ovlivňován slunečním ozářením, změnou teploty a rychlosti proudění teplonosné kapaliny na vstupu do kolektoru a v řadě případů je nutný pro popis chování solárního kolektoru za reálných proměnlivých podmínek (počítačové modelování, kolektory s vysokou tepelnou kapacitou). Na druhé straně hodnota časové konstanty běžných solárních kolektorů se pohybuje v řádech minut a pro naprostou většinu technických výpočtů lze vycházet z bilance v ustáleném stavu. Využitelný tepelný výkon solárního kolektoru lze potom zapsat jako Q& k = Q& s − Q& z ,o − Q& z ,t
(1.25)
Dopadající výkon slunečního záření se stanoví ze vztahu Q& s = G ⋅ Ak
(1.26)
kde G Ak
je sluneční ozáření kolektoru, ve W/m2; vztažná plocha solárního kolektoru (v rovině, na kterou dopadá sluneční záření), v m2; za vztažnou plochu kolektoru je možné uvažovat plochu apertury (zasklení) Aa, absorbéru AA či hrubou obrysovou plochu kolektoru AG (zastavěná plocha na střeše).
Optické ztráty kolektoru lze vyjádřit ze vztahu Q& z ,o = (1 − τ ⋅ α ) ⋅ G ⋅ Ak
(1.27)
kde
τ α
je propustnost slunečního záření zasklení solárního kolektoru (bezrozměrná); pohltivost slunečního záření absorbéru (bezrozměrná). 24
Tepelné ztráty kolektoru se stanoví jako součet tepelných ztrát absorbéru přední, zadní a boční stranou kolektoru Q& z ,t = U p ⋅ Ak ⋅ (t abs − t e ) + U z ⋅ Ak ⋅ (t abs − t e ) + U b ⋅ Ab ⋅ (t abs − t e ) = U ⋅ Ak ⋅ (t abs − t e )
(1.28)
kde je součinitel prostupu tepla přední stranou kolektoru, ve W/(m2⋅K);
Up Uz
součinitel prostupu tepla zadní stranou kolektoru, ve W/(m2⋅K);
Ub
součinitel prostupu tepla bočními stranami kolektoru, ve W/(m2⋅K);
tabs
střední teplota povrchu absorbéru, ve °C;
te
teplota okolního vzduchu, ve °C.
Po dosazení rovnic (1.26) až (1.28) do rovnice (1.25) lze získat rovnici využitelného výkonu solárního kolektoru vyjádřenou v závislosti na povrchové teplotě absorbéru Q& k = G ⋅ Ak ⋅ τ ⋅ α − U ⋅ Ak ⋅ (t abs − t e )
(1.29)
Účinnost solárního kolektoru ηk je za ustálených podmínek definována jako poměr výkonu odváděného teplonosnou kapalinou z kolektoru Q& k k „příkonu“ slunečního záření dopadajícího na kolektor Q& s
η=
(t − t ) Q& k = τ ⋅ α − U ⋅ abs e G G ⋅ Ak
(1.30)
kde
τα
je optická účinnost kolektoru (bezrozměrná);
U
celkový součinitel prostupu tepla kolektoru, vztažený k referenční ploše kolektoru Ak, ve W/(m2.K);
(t abs − t e ) G
střední redukovaný teplotní spád mezi povrchem absorbéru a okolím, v m2.K/W.
1,0
optické ztráty 0,8
tepelné ztráty
0,6
η [-] 0,4
účinnost
0,2
0,0 0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
2
(t abs - t e)/G [m .K/W]
Obr. 1.22 – Křivka účinnosti solárního kolektoru s vyznačením optických a tepelných ztrát
25
Tímto způsobem je však vyjádřena účinnost kolektoru pouze na základě fyzikálních vlastností částí kolektoru vně absorbéru (není zohledněn vliv použitého materiálu, konstrukce a geometrie absorbéru, vliv průtoku teplonosné kapaliny, atd.). Vyjádření účinnosti kolektoru jako funkce střední teploty povrchu absorbéru tabs je problematické, neboť teplota absorbéru zpravidla není známa a lze ji obtížně změřit bez demontáže zasklení kolektoru. Ve starší literatuře je teplota absorbéru tabs nesprávně slučována se střední teplotou teplonosné kapaliny tm. 1,0
0,8
0,6
η [-] 0,4
1000 W/m2
G 0,2
200 W/m2
400 W/m2
600 W/m2
800 W/m2
0,0 0
20
40
60
80
100
120
t m - t e [K]
Obr. 1.23 – Závislost účinnosti solárního kolektoru na rozdílu teplot při různém slunečním ozáření Pro vyjádření kvality přenosu tepla z povrchu absorbéru do teplonosné kapaliny se využívá bezrozměrného účinnostního součinitele kolektoru F', který ve své podstatě stanovuje poměr mezi dvěma tepelnými odpory, ve jmenovateli je obsažen odpor proti přenosu tepla z kapaliny do okolního vzduchu, v čitateli je odpor proti přenosu tepla z absorbéru do okolního vzduchu. Účinnostní součinitel kolektoru je konstantní pro danou konstrukci absorbéru. Lze jej analyticky vypočítat, je závislý na geometrii absorbéru (průměr trubek registru, rozteč trubek registru, tloušťka absorbéru), na tepelných vlastnostech absorbéru (tepelná vodivost absorbéru, trubek registru a spoje trubek s absorbérem) a přestupu tepla v trubkách registru (laminární, turbulentní). Zavedení účinnostního součinitele kolektoru F‘ umožňuje rovnici účinnosti solárního kolektoru vyjádřit v závislosti na střední teplotě teplonosné kapaliny tm tak, jak to odpovídá evropské praxi, ve tvaru ⎡
η = F ' ⎢τ ⋅ α − U ⎣
(t m − t e ) ⎤ G ⎥⎦
(1.31)
kde F’τα je účinnost při nulových tepelných ztrátách, někdy nepřesně nazývaná optická účinnost; (t m − t e ) střední redukovaný teplotní spád mezi kapalinou a okolím, v m2.K/W. G Z účinnostního součinitele kolektoru F' vyplývají důležité zásady návrhu konstrukce kolektoru, zejména absorbéru. Se zmenšováním rozteče trubek registru a tedy zmenšováním šířky lamely absorbéru se zvyšuje účinnostní součinitel kolektoru, stejně jako se zvětšující se tloušťkou absorbéru a zvyšující se
26
tepelnou vodivostí materiálu absorbéru a trubky. Praktické omezení tloušťky absorbéru na hodnoty max. 0,5 mm vyplývá z ekonomiky návrhu absorbéru a snahy o minimalizaci tepelné kapacity (setrvačnosti) kolektoru. Na obr. 1.23 je zobrazeno vyjádření účinnosti solárního kolektoru v závislosti na teplotním rozdílu mezi teplonosnou kapalinou a okolím. Jednotlivé křivky odpovídají různým hladinám slunečního ozáření G. Z grafu je patrné, že při nízkých úrovních slunečního ozáření klesá účinnost kolektoru výrazně dolů. Vztažná plocha solárního kolektoru
Účinnost solárního kolektoru musí být vždy uváděna společně s označením vztažné plochy kolektoru Ak [m2]. Lze rozlišit celkem tři plochy, ke kterým je možné vztáhnout výkon nebo účinnost solárního kolektoru: plocha absorbéru AA – „aktivní“ plocha, na které dochází cíleně k přeměně slunečního záření v teplo plocha apertury Aa – plocha otvoru, kterým vstupuje do kolektoru sluneční záření obrysová plocha AG – průmět obrysu kolektoru
Nejmenší plochou je zpravidla plocha absorpční, nicméně je problematické ji změřit bez rozebrání, případně rozbití kolektoru. U plochých kolektorů a jednostěnných trubkových kolektorů s plochým absorbérem je absorpční plochou průmět absorpčního povrchu připevněného na trubkový registr. U trubkových kolektorů s válcovým absorbérem je nutné rozlišit, zda jde o: kolektor bez reflektoru – absorpční plochou je plocha průmětu válcového absorbéru (dA⋅ L) kolektor s reflektorem – absorpční plochou je povrch válce absorbéru (π⋅dA⋅ L) Plochou apertury plochého kolektoru je plocha propustné části jeho zasklení. U trubkového kolektoru bez reflektoru (jednostěnný, dvojstěnný Sydney) je plochou apertury průmět vnější trubky (krycí trubka ve Obr. 1.24 – Rozdíl mezi vztažnou plochou u funkci zasklení). U trubkového Sydney kolektoru trubkového a plochého kolektoru s reflektorem je aperturou kolektoru plocha průmětu reflektoru. Apertura kolektoru se měří snadno, neboť je zvnějšku přístupná a obecně je považována za referenční plochu kolektoru. Na její velikosti závisí množství kolektorem využitelného záření i v podstatě tepelné ztráty kolektoru (80 až 90 % tepelných ztrát odchází z kolektoru zasklením), pokud je apertura současně zasklením.
Vztažení křivky účinnosti k ploše apertury Aa kolektoru je vhodné z hlediska porovnání vlastností dvou kolektorů, konstrukce a kvality provedení, nicméně nevhodné z hlediska rozhodování o potenciálu kolektoru pro danou aplikaci či pro porovnání kolektorů s různými účinnými plochami. Účinnost a výkon kolektoru vztažené k obrysové ploše kolektoru AG, tedy ke skutečné ploše, kterou kolektor zaujímá v prostoru (na střeše, na terénu, apod.), je však hodnota, která by investora měla zajímat při analýze potenciálu využití sluneční energie na konkrétním místě instalace. Například trubkové kolektory bez reflektoru vykazují výrazný podíl neúčinné plochy na celkové ploše zastavěné kolektorem na střeše, zvláště v porovnání s plochými kolektory (viz obr. 1.24) a často dochází k situaci, že na ploše, která je pro instalaci k dispozici lze plochými kolektory zajistit vyšší výkony a celkové zisky než s trubkovými kolektory bez reflektoru. Na obr. 1.25 jsou zobrazeny typické křivky účinnosti solárních kolektorů vztažené k ploše apertury (tučně) a k hrubé ploše (tence). Je patrné, že u plochých solárních kolektorů je změna křivky minimální, zatímco u trubkových kolektorů jde o změnu výraznou.
27
1,0 plochý jednostěnný trubkový
0,8
dvojstěnný trubkový
η [-]
0,6
0,4
0,2 G = 800 W/m2 0,0 0
20
40
60
80
100
120
t m - t e [K]
Obr. 1.25 – Porovnání křivek účinnosti jednotlivých typů solárních kolektorů vztažených k ploše apertury (tučně) a k obrysové ploše (tence); křivky vyneseny v závislosti na rozdílu teplot při ozáření 800 W/m2 Experimentální stanovení výkonu a účinnosti
Při experimentálním stanovení účinnosti solárního kolektoru zkouškou tepelného výkonu solárního kolektoru se vychází z definice účinnosti
η=
Q& k M& ⋅ c ⋅ (t k 2 − t k 1 ) = G ⋅ Ak Q& s
(1.32)
kde
M&
je hmtonostní průtok teplonosné kapaliny solárním kolektorem, v kg/s;
c
měrná tepelná kapacita teplonosné kapaliny, v J/(kg⋅K);
tk1
teplota teplonosné kapaliny na vstupu do kolektoru, ve °C;
tk2
teplota teplonosné kapaliny na výstupu z kolektoru, ve °C.
Stanovenými hodnotami účinnosti v závislosti na středním redukovaném teplotním spádu (rozdílu mezi střední teplotou teplonosné kapaliny v kolektoru tm a teplotou okolí te poděleném slunečním ozářením G) se proloží regresní křivka 2. řádu ⎛t −t ⎞ ⎛t −t ⎞ η = η 0 − a1 ⋅ ⎜ m e ⎟ − a 2 ⋅ G ⋅ ⎜ m e ⎟ ⎝ G ⎠ ⎝ G ⎠
2
(1.33)
kde
η0
je účinnost solárního kolektoru při nulovém teplotním spádu mezi střední teplotou teplonosné kapaliny tm a okolím te (nulové tepelné ztráty), zjednodušeně označována jako optická účinnost;
28
a1
lineární součinitel tepelné ztráty kolektoru, v W/(m2⋅K);
a2
kvadratický součinitel tepelné ztráty kolektoru (vyjadřuje zvýšení tepelných ztrát vlivem sálání, závislé na rozdílu 4. mocnin teplot), ve W/(m2⋅K2).
Rovnice (1.33) je v podstatě experimentálním vyjádřením teoreticky odvozené rovnice (1.31). Člen vyjadřující průsečík křivky s osou účinnosti lze psát jako F ′τα = η 0
(1.34)
a součinitel prostupu tepla kolektorem lze stanovit z F ′U = a1 + a 2 ⋅ (t m − t e )
(1.35)
Střední teplota teplonosné kapaliny se stanoví jednoduše jako průměr ze vstupní a výstupní teploty
tm =
tk1 + tk 2 2
(1.36)
Křivka účinnosti solárních kolektorů je nezbytná pro navrhování a hodnocení solárních soustav. Součinitele (konstanty) regresní paraboly daného kolektoru by měl dodat jeho výrobce nebo dodavatel, zkušebna nebo příslušný certifikační orgán (součást zkušebního protokolu a osvědčení o certifikaci). Při stanovení výkonu kolektoru se vychází z křivky účinnosti (od výrobce)
[
Q& k = η ⋅ G ⋅ Ak = Aa ⋅ η 0G − a1 (t m − t e ) − a 2 (t m − t e )2
]
(1.37)
Křivky účinnosti různých typů kolektorů
Na současném trhu v České republice jsou dostupné různé typy solárních tepelných kolektorů o různé kvalitě. V grafu na obr. 1.26 jsou znázorněny typické křivky účinnosti základních typů solárních kolektorů, vyjádřené v závislosti na teplotním spádu pro hodnotu slunečního ozáření 800 W/m2. Z grafu je patrné, že s nárůstem teploty hrají u kolektorů obecně dominantní roli tepelné ztráty z kolektoru do okolí, při vyšších teplotách rostou tepelné ztráty sáláním se 4. mocninou rozdílu teplot (zakřivení průběhu křivky účinnosti). Nezasklené kolektory se vyznačují vysokou optickou účinností, na druhé straně vysokými tepelnými ztrátami, výrazně ovlivněnými rychlostí proudění okolního vzduchu (větru). Naproti tomu u kvalitních solárních kolektorů s nízkými tepelnými ztrátami (selektivní absorbér, vakuový kolektor) klesá účinnost s rostoucím teplotním spádem výrazně méně. V grafu jsou vyznačeny typické rozsahy provozních teplotních rozdílů mezi střední teplotou kapaliny a okolním vzduchem v základních aplikacích. V tab. 1.4 jsou uvedeny typické konstanty různých konstrukčních typů solárních kolektorů. η0
a1
a2
-
W/m2K
W/(m2K2)
Plochý selektivní
0,78
4,2
0,015
Trubkový vakuový jednostěnný
0,75
1,5
0,008
Trubkový vakuový dvojstěnný (Sydney)
0,65
1,5
0,005
Typ kolektoru
Tab. 1.4 - Křivky účinnosti nejběžnějších typů solárních kolektorů Ze srovnání křivek vyplývají některé zásady použití solárních kolektorů v daných aplikacích. Pro sezónní ohřev bazénové vody nemá smysl používat drahé trubkové vakuové Sydney kolektory vykazující v nízkoteplotních hladinách dokonce nižší účinnost než levné nezasklené kolektory. V oblasti přípravy teplé vody a vytápění jsou trubkové vakuové kolektory a atmosférické ploché kolektory z hlediska účinnosti vztažené k ploše apertury srovnatelné. Pro průmyslové aplikace s vysokými
29
provozními teplotami jsou nutné kolektory s velmi nízkou tepelnou ztrátou (trubkové vakuové, případně kvalitní koncentrační kolektory). 1,0 bazény
teplá voda + vytápění
0,8
nezasklený absorbér 0 m/s
nezasklený absorbér 3 m/s
plochý neselektivní
plochý selektivní
vakuový jednostěnný trubkový
vakuový trubkový Sydney
technologické teplo
vysokoteplotní průmyslové aplikace
0,6
η [-] 0,4
0,2
0,0 0
20
40
60
80
t m - t e [K]
100
120
140
160
Obr. 1.26 – Typické křivky účinnosti různých konstrukcí solárních kolektorů Modifikátor úhlu dopadu (IAM)
Zatímco zkoušení účinnosti solárních kolektorů probíhá za podmínek kolmého dopadu slunečního záření na zasklení, v běžném provozu je úhel dopadu slunečních paprsků na kolektory obecně různý vlivem proměnlivé geometrie slunečního záření. Vliv úhlu dopadu slunečního záření na výkon solárního kolektoru vyjadřuje tzv. modifikátor úhlu dopadu Kθ, někdy označovaný také IAM (z angl. zkratky Incidence Angle Modifier). Závislost optické účinnosti, tj. součinu propustnosti zasklení kolektoru a pohltivosti absorbéru τα, na úhlu dopadu se u různých kolektorů liší. Vlastní modifikátor úhlu dopadu je definován jako poměr Kθ =
(τα )θ (τα )n
(1.38)
kde index θ značí určený úhel dopadu a index n značí kolmý úhel dopadu. Potom pro daný úhel dopadu slunečního záření je využitelný tepelný zisk kolektoru dán teoretickým vztahem Q& k = Aa F ' [Kθ (τα )n G − U (t m − t e )]
(1.39)
nebo praktickým vztahem Q& k = Aa [Kθη0G − a1 (t m − t e ) − a2 (t m − t e )2 ]
(1.40)
s využitím konstant křivky účinnosti. Modifikátor Kθ umožňuje zohlednit vyšší zisky některých typů solárních kolektorů s trubkovým absorbérem v dopoledních a odpoledních hodinách oproti kolektorům s plochým absorbérem (viz obr. 1.27). Charakteristika modifikátoru se používá především v počítačových simulacích solárních soustav, v běžných technických výpočtech (denní, měsíční zisky) je možné zohlednit optické chování 30
kolektoru střední hodnotou modifikátoru zjištěnou integrací přes všechny úhly dopadu (0 až 90°, pro difúzní všesměrové záření). Pro běžné ploché kolektory se střední hodnota modifikátoru Kθ(0-90°) pohybuje mezi 0,85 a 0,90. U trubkových vakuových kolektorů, kde se hodnoty Kθ vyhodnocují ve dvou směrech: podélný Kθ,L = Kθ(θL,0) a příčný Kθ,T = Kθ(0,θT) a výsledná závislosti modifikátoru se stanoví jako součin K θ (θ ) = K θ (θ L ,0) ⋅ K θ (0,θT )
(1.41)
Střední hodnota celkového modifikátoru úhlu dopadu Kθ(0-90°) se pro trubkové kolektory v praxi pohybuje od 0,8 do 1,0. 1,0
1,6 K θ(0-90°) = 0,85
0,8
K θ,T (příčný)
1,4
K θ (celkový)
1,2
K θ [-]
K θ [-]
0,6
0,4
1,0 K θ(0-90°) = 0,94
0,8
K θ,L (podélný)
0,6 0,4
0,2
plochý kolektor
trubkový kolektor s válcovým absorbérem
0,2
0,0
0,0 0
10
20
30
40
50
θ [°]
60
70
80
90
0
10
20
30
40
50
θ [°]
60
70
80
90
Obr. 1.27 - Typické závislosti modifikátoru úhlu dopadu Kθ pro plochý kolektor (jednoduché zasklení) a pro trubkový kolektor s válcovým absorbérem (v podélném a příčném směru) bez reflektoru Experimentální stanovení Kθ se provádí buď ve vnitřním prostředí se simulátorem slunečního ozáření polohováním kolektoru pod různými úhly v rozmezí 30° až 60°, nebo ve venkovním prostředí prováděním dvojice zkoušek při stejných podmínkách vždy symetricky okolo solárního poledne, při úhlech dopadu slunečního záření od 30° do 60°. V obou metodách je střední teplota teplonosné látky regulována v nejužším možném rozsahu (alespoň ± 1 K) vzhledem k teplotě okolního vzduchu, neboť potom je tepelná účinnost kolektoru rovna hodnotě η0. Hodnoty účinnosti jsou stanovovány v souladu s metodou zkoušky tepelné účinnosti. Stagnační teplota
Solární soustavy s vyšším celoročním podílem pokrytí potřeby tepla sluneční energií vykazují především v letním období přebytky tepla oproti vlastní potřebě dané aplikace. Zvláště se tato situace vyskytuje u solárních kombinovaných soustav pro přípravu teplé vody a vytápění, vyznačujících se předimenzovanou plochou solárních kolektorů vůči letní potřebě tepla. Stav, kdy při dopadajícím sluneční záření na kolektor se teplo z kolektoru neodvádí (regulátor nesepne oběhové čerpadlo, neboť není potřeba tepla, např. zásobník je nahřátý na maximální provozní teplotu) se nazývá stagnace. V solárním kolektoru se při stagnaci dosahuje rovnováhy mezi tepelnými ztrátami kolektoru a zářivým tokem pohlceným absorbérem (nulová účinnost) a teplota kolektoru dosahuje maximální hodnoty při daných klimatických podmínkách. Při dostatečné úrovni slunečního záření pak může být stagnace spojena s varem teplonosné kapaliny a pronikáním páry do rozvodu solární soustavy. Stagnace však může nastat i při výpadku elektrické energie, poruše oběhového čerpadla nebo při prostém nežádoucím uzavření některého v hlavních uzávěrů rozvodu solární soustavy. Nicméně na
31
rozdíl od těchto nežádoucích jevů je provozní stagnace běžnou součástí provozu solární soustavy a je třeba s ní při projektování prvků počítat. Základním parametrem pro charakterizaci stagnačních podmínek v kolektoru je tzv. stagnační teplota tstg – ustálená teplota kolektoru přijímajícího sluneční záření bez odvodu tepla, někdy také označována jako klidová teplota kolektoru. Stagnační teplotu lze měřit nebo stanovit výpočtem z křivky účinnosti solárního kolektoru pro dané okrajové podmínky. Za okrajové podmínky se smluvně uvažují teplota okolního vzduchu te = 30 °C a sluneční ozáření G = 1000 W/m2. Extrémní hodnoty zajišťují, že maximální stagnační teplota je pokládána za maximální teplotu v kolektoru během provozu. Stagnační teplota se měří v kolektoru nezapojeném do soustavy („na sucho“), nicméně uzavřeného z důvodu eliminace volného proudění uvnitř absorbéru a ochlazování kolektoru. Stagnační teplota je rovná střední teplotě teplonosné kapaliny, stejně jako střední teplotě povrchu absorbéru, v bodě nulové účinnosti kolektoru. Stagnační teplota se vypočítá z hodnoty průsečíku křivky účinnosti (naměřené zkušebnou) s osou (tm - te)/G, tedy z hodnoty redukovaného teplotního spádu při η=0 ⎛ t stg − 30 ⎞ ⎛ tm − te ⎞ ⎟⎟ = ⎜⎜ ⎜ ⎟ ⎝ G ⎠η =0 ⎝ 1000 ⎠
→
⎛t −t ⎞ t stg = 30 + 1000 ⋅ ⎜ m e ⎟ ⎝ G ⎠η =0
(1.42)
1,0
0,8
η [-]
0,6
0,4
⎛ tm − te ⎞ ⎟ ⎜ ⎝ G ⎠η =0
0,2
0,0 0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
(t m - t e)/G [m2.K/W]
Obr. 1.28 – Stanovení stagnační teploty z průsečíku křivky účinnosti Hodnotu redukovaného teplotního spádu při η = 0 lze určit buď prostým odečtením z grafu účinnosti (viz obr. 1.28) nebo vyhledáním průsečíků jako kladného kořene kvadratického polynomu (paraboly) popisujícího křivku účinnosti, viz rovnice (1.33). Průsečík s osou (tm - te)/G (kořen) se pak stanoví jako a1 − a12 + 4 ⋅ a 2 ⋅ G ⋅η 0 ⎛ tm − te ⎞ = ⎜ ⎟ − 2 ⋅ a2 ⋅ G ⎝ G ⎠η =0
(1.43)
V tab. 1.5 jsou uvedeny typické hodnoty stagnačních teplot pro různé typy solárních kolektorů. Výrobce kolektoru samozřejmě musí volbu materiálu částí kolektoru z hlediska odolnosti přizpůsobit očekávaným stagnačním teplotám.
32
Typ kolektoru
tstg [°C]
Nezasklený kolektor
65
Zasklený neselektivní kolektor
100
Zasklený selektivní kolektor
180
Trubkový jednostěnný vakuový kolektor
300
Trubkový vakuový Sydney kolektor
250
Tab. 1.5 – Orientační hodnoty stagnační teploty různých typů solárních kolektorů
1.3. Solární tepelné soustavy Solární tepelné soustavy pro energetické zásobování budov s využitím sluneční energie mají poměrně velký aplikační potenciál. Z aktivních (nuceně poháněných) solárních soustav jsou v podmínkách ČR v naprosté většině využívány soustavy s kapalinovými solárními kolektory. Kapalinové soustavy jsou univerzálně využitelné, v ČR mají dlouhodobou tradici a nespočet úspěšných instalací. Solární kapalinové soustavy lze klasifikovat podle různých hledisek: Podle aplikace (spotřebiče): předehřev teplé vody; příprava teplé vody; kombinovaná (sdružená) příprava teplé vody a vytápění; ohřev bazénové vody; průmyslové aplikace; solární chlazení a klimatizace.
Podle velikosti kolektorové plochy: malé solární soustavy - maloplošné (do 20 m2); střední solární soustavy - středněplošné (od 20 m2 do 200 m2); velké solární soustavy - velkoplošné (nad 200 m2).
Jako maloplošné je možné označit solární soustavy do 20 m2, které vzhledem ke svému výkonu zpravidla ještě nevyžadují externí deskový výměník tepla. Rozdělení podle plochy je však nejednotné, často se jako velkoplošné soustavy označují i soustavy s více než 50 m2 kolektorové plochy. Podle měrného průtoku teplonosné kapaliny kolektory: s nízkým průtokem - „low flow“ soustavy, 10 až 15 l/(h.m2); s vysokým průtokem - „high flow“ soustavy, 50 až 75 l/(h.m2); s proměnným průtokem - „matched flow“. Soustavy s nízkým průtokem se navrhují především pro velkoplošné soustavy z důvodu úspory nákladů na potrubí a izolace a dále obecně v kombinaci se stratifikačními zásobníky. Při nízkém průtoku dochází k ohřátí teplonosné kapaliny v kolektorech o cca 30 až 50 K a využitelná teplota pro aplikaci je k dispozici již po jediném průchodu kapaliny kolektorem. V horní části zásobníku je i při nízké úrovni slunečního záření k dispozici část objemu o dostatečně vysoké teplotě, použitelná pro okamžitou spotřebu bez nutnosti dodatkového ohřevu (zvýšení solárního podílu oproti „high flow“ soustavě). V dolní části zásobníku se až do konečného nabití udržuje nízká teplota, která vstupuje do kolektoru.
33
Účinnost kolektoru, i přes vyšší výstupní teplotu, se tedy nezhoršuje. Podmínkou je však použití zásobníků s řízeným teplotním vrstvením, jinak se výhody „low flow“ provozu znehodnocují. Soustavy s vysokým průtokem jsou běžné především u maloplošných soustav pro rodinné domy. Vlivem vysokého průtoku dochází k ohřátí teplonosné kapaliny o 6 až 10 K. Zásobník nevyužívá výrazného vrstvení teplot a je nabíjen postupně celý objem současně (pomalý nárůst teploty v celém zásobníku).
1.3.1. Solární soustavy pro přípravu teplé vody Solární soustavy pro přípravu teplé vody (TV) mají dobrou využitelnost díky relativně rovnoměrnému profilu potřeby tepla na TV v průběhu roku. Příprava teplé vody v budovách tvoří významnou část energetické potřeby a v případě zavádění úspor v budovách je využití sluneční energie pro přípravu teplé vody logickým krokem po omezení tepelných ztrát prostupem (zateplování budov) a větráním (využití rekuperace tepla). Solární soustavy pro přípravu teplé vody jsou kromě obytných budov vhodné pro využití v terciárním sektoru např. pro ústavy sociální péče, domovy důchodců, hotely, sportovní centra, apod., kde je vysoká spotřeba teplé vody celoročně nebo se špičkami odběru v letním období. Vždy platí, že případnou rekonstrukci stávající přípravy teplé vody je nutné provést před nebo v průběhu instalace solární soustavy. Je nutné nejprve snížit spotřebu tepla na přípravu teplé vody a teprve potom uvažovat o realizaci solární soustavy. V opačném případě bude solární soustava zbytečně předimenzovaná a její provoz bude nehospodárný. Maloplošné solární soustavy pro přípravu TV Solární maloplošné soustavy pro přípravu teplé vody jsou zpravidla standardním řešením (průmyslové vyráběné a dodávané komplety), nejčastěji aplikovaným v rodinných domech. Vzhledem k běžné potřebě teplé vody 30 až 50 l/den.os jde o solární soustavy s plochou kolektorů 2 až 6 m2 se zásobníkem teplé vody o objemu 200 až 500 l. Používají se solární soustavy ve variantě s předehřívacím zásobníkem nebo solární soustavy ve variantě s bivalentním zásobníkem. Malé soustavy se vyznačují především jednoduchou regulací na základě rozdílu teplot mezi kolektorem a zásobníkem teplé vody. Provoz malých solárních soustav využívá zpravidla vysokého průtoku teplonosné kapaliny (high-flow, 50 až 70 l/h.m2 plochy kolektorů), při kterém dochází ke zvýšení teploty teplonosné látky v kolektoru o 7 až 10 K. Malé zvýšení teploty je výhodné z hlediska provozu kolektoru při vysoké účinnosti při použití standardních zásobníků tepla (bez řízené stratifikace). Zásobník se nahřívá pomalu a postupně bez výrazných rozdílů teplot mezi horní a dolní částí. Solární soustavy s předehřívacím zásobníkem
Zjednodušené schéma solární soustavy ve variantě s předehřívacím zásobníkem je uvedeno na obr. 1.29 (vlevo). Monovalentní solární zásobník zajišťuje předehřev vody solárním výměníkem v dolní části. Solární zásobník má objem přibližně 1,5 až 2násobek denní potřeby teplé vody. Výstup ze solárního zásobníku je přiveden do dohřívacího zásobníkového nebo průtokového ohřívače. Pokud teplá voda na výstupu zásobníkového ohřívače nedosahuje požadované teploty dohřívá se dodatkovým zdrojem tepla. Solární soustavy s předehřívacím zásobníkem jsou vhodné především při rekonstrukcích, kdy je předehřívací zásobník je předřazen stávající přípravě teplé vody. Solární soustavy s bivalentním zásobníkem
Bivalentní zásobník obsahuje v dolní části solární výměník a v horní části dodatkový zdroj tepla (dohřívací teplovodní výměník tepla, elektrická topná vložka). Dodatkový zdroj tepla udržuje horní pohotovostní část zásobníku na požadované teplotě vody (např. 60 °C). Schéma solární soustavy ve variantě s bivalentním zásobníkem je uvedeno na obr. 1.29 (vpravo). Výhodou koncepce je kompaktní provedení zásobníku, malé požadavky na prostor (důležité zvláště v novostavbách), na druhou stranu 34
v zásobníku dochází k částečnému ovlivnění spodní části zásobníku dohřevem, nežádoucí cirkulaci mezi teplotními vrstvami zásobníku a možnému snížení celkových zisků při nevhodné konstrukci zásobníku.
Obr. 1.29 - Schéma solární soustavy pro přípravu TV s předřazeným monovalentním solárním zásobníkem a s bivalentním zásobníkem Velkoplošné solární soustavy pro přípravu TV
Solární velkoplošné soustavy s plochou kolektorů nad 20 m2 nacházejí uplatnění v bytových domech, hotelech, nemocnicích, ústavech sociální péče, sportovních zařízeních apod. Narozdíl od maloplošných soustav v rodinných domech většinou představují vzhledem k různorodosti aplikací originální řešení z hlediska zapojení zdroje tepla a spotřeby. Pro velkoplošné soustavy je vhodný provoz s nízkým průtokem teplonosné látky („low flow“, 10 až 15 l/(h.m2) kolektorové plochy). Z nízkých průtoků vyplývají menší tlakové ztráty, menší potřebné výkony oběhových čerpadel, menší průměry potrubí a díky menším povrchům potrubí i nižší tepelné ztráty. Použití menšího množství materiálu vede k nižším investičním nákladům na soustavu. Podmínkou úsporného provozu je doplnění low-flow soustav zásobníky s řízeným teplotním vrstvením, u kterých nedochází k teplotnímu promíchávání akumulačního objemu a v horní části je k dispozici objem dostatečně nahřáté vody pro využití, zatímco v dolní části se udržuje chladná voda až do úplného nabití zásobníku.
Obr. 1.30 – Solární soustava s dvěma sériově řazenými vyrovnávacími zásobníky a pohotovostním zásobníkem 35
Velkoplošné solární soustavy vyžadují pro přenesení výkonu ze solárního okruhu deskový výměník. Deskový výměník se používá v některých zapojeních i na sekundární straně, především tam, kde je využito netlakových zásobníků (oddělení teplé vody od vody, která ve styku se vzduchem), případně pro snížení požadavků na ochranu proti legionelle (závisí na celkovém akumulačním objemu připravované teplé vody).
Obr. 1.31 – Solární soustava pro přípravu TV s netlakovým vyrovnávacím a tlakovým pohotovostním zásobníkem (zásobníkový předehřev sluneční energií)
1.3.2. Solární kombinované soustavy pro přípravu teplé vody a vytápění Se snižováním potřeby tepla na vytápění budov (nízkoenergetické domy, energeticky pasivní domy) nacházejí stále větší uplatnění solární soustavy sdružující přípravu teplé vody a vytápění, tzv. kombinované solární soustavy. Nižší tepelné ztráty budov vedou k nižším teplotám otopné vody (nízkoteplotní vytápění) a umožňují využití sluneční energie zvláště v přechodovém období i pro vytápění. Potřeba tepla na vytápění budov se během roku časově rozchází se špičkami dostupných solárních zisků. V otopném období se proto dosáhne vždy jen částečného pokrytí, zpravidla ekonomicky přijatelné jsou hodnoty mezi 15 a 35 % celkové roční potřeby tepla pro přípravu teplé vody a vytápění. Hodnota požadovaného solárního pokrytí ovlivňuje návrh zařízení a musí být jasně stanovena. Základními předpoklady úspěšného návrhu solárních kombinovaných soustav jsou: dostatečná tepelná izolace domu a kvalitní okna – nízkoenergetický nebo pasivní standard budov nízkoteplotní otopná soustava – podlahové vytápění, vhodná otopná tělesa vhodná návaznost na ostatní zdroje tepla a technologie v budově včetně regulace sklon kolektoru cca 50° až 90°, jižní orientace kolektoru v nezastíněném prostranství možnost využít letní přebytky solární soustavy (bazén, sušení, akumulace)
U solárních soustav dimenzovaných pro vytápění je nutné vždy uvažovat o smysluplném využití letních přebytků tepla (soustava je předimenzovaná vůči letní potřebě teplé vody), případně jakým způsobem zamezit stagnačním podmínkám v soustavě (maření zisků, vývin páry v kolektorech). Solární kolektory pro solární kombinované soustavy je proto vhodné instalovat se sklonem nad 45°, případně je integrovat do fasády objektu. Dochází tak k rovnoměrnému profilu tepelných zisků, letní přebytečné a 36
nevyužitelné zisky klesají a zimní zisky mírně narostou díky příznivějšímu úhlu dopadu slunečních paprsků, případně vlivem odrazivosti od okolního terénu či sněhové pokrývky. Maloplošné kombinované solární soustavy
Maloplošnou solární kombinovanou soustavu lze pořídit jako průmyslově hromadně vyrobenou a dodávanou stavebnici, zkoušenou a ověřenou z hlediska výkonu v laboratoři nebo jako soustavu dodanou na objednávku, vyznačující se různým stupněm originality v závislosti na požadované funkci a využívaných zdrojích tepla. U maloplošných kombinovaných soustav v rodinných domech lze často výrazné letní přebytky odvést do bazénu či jiného spotřebiče tepla, čímž se eliminuje problém stagnace. Tam, kde není možné se letním přebytkům tepla vyhnout, je vhodné zbytečně plochu kolektorů nepředimenzovávat (menší solární pokrytí potřeby tepla na vytápění) a zajistit opatření vůči extrémním podmínkám stagnace. Solární kombinovaná soustava se dvěma zásobníky
Solární soustava využívá dvou oddělených zásobníků pro teplou vodu a pro otopnou vodu. Podle zvolené strategie řízení solární soustava nabíjí buď přednostně zásobník teplé vody (cílová teplota 60 °C) a v případě přebytečných zisků zásobník otopné vody (cílová teplota: ekvitermní teplota otopné vody 35 až 45 °C) nebo přednostně vždy chladnější zásobník (maximalizace solárních zisků). Výhodné je strategie střídat během roku podle potřeby. Dodatkový zdroj tepla dohřívá podle potřeby oba zásobníky (viz obr. 1.32). Lze se setkat také s variantou zapojení, kdy je zásobník teplé vody nabíjen ze zásobníku otopné vody, a dodatkový zdroj tepla je zapojen pouze zásobníku otopné vody. Podle velikosti soustavy se používají v solárním okruhu buď trubkové vnitřní výměníky nebo vnější deskové výměníky. Nevýhodou soustav se dvěma zásobníky mohou být zvýšené tepelné ztráty vlivem většího povrchu zásobníku a také nároky na prostor či potrubní rozvody ve strojovně. Výhodou zapojení je oddělení „vysokoteplotní“ přípravy TV od nízkoteplotní otopné vody pro zvýšení účinnosti solárních kolektorů. Vlastní zásobník otopné vody je výhodný zejména pro běžné plynové kotle, které jsou v případě nízkoenergetických a pasivních domů výrazně předimenzované. Použití akumulace tepla eliminuje cyklování plynového kotle a související zvýšenou spotřebu paliva, sníženou účinnost a vysoké emise kotle.
Obr. 1.32 - Solární soustava se dvěma zásobníky s dodatkovým zdrojem pro oba zásobníky
37
Solární kombinovaná soustava s jedním centrálním zásobníkem
V oblasti maloplošných solárních kombinovaných soustav nabyly v posledních letech značně na významu různé varianty s jediným centrálním (integrovaným) zásobníkem tepla. Pro dosažení vysokých solárních zisků hraje u solárních kombinovaných soustav s centrálním zásobníkem významnou roli schopnost teplotního rozvrstvení objemu zásobníku (viz obr. 1.33). Horní pohotovostní část zásobníku je udržována na teplotě 45 až 65 °C v dostatečném objemu pro potřeby přípravy teplé vody v požadovaném množství. Střední část je využívána pro účely vytápění (30 až 50 °C). Spodní nabíjecí část je nejchladnější (vychlazená od předehřevu studené vody) a je do ní zaveden buď vnitřní trubkový výměník nebo připojen externí deskový výměník (podle velikosti soustavy). Vzhledem k tomu, že objem zásobníku tvoří otopná voda, nejsou zde výrazné hygienické požadavky na zásobník, což zlevňuje pořizovací náklady.
Obr. 1.33 – Rozdělení zón a teplotní poměry v centrálním zásobníku tepla pro kombinované soustavy Příprava teplé vody v centrálním zásobníku tepla je realizována ve vestavěném zásobníku (systém „nádrž v nádrži“) nebo průtokově (vnější deskový výměník, vnitřní trubkový výměník). Pokročilým řešením centrálních zásobníků otopné vody jsou zásobníky se stratifikačními vestavbami, které se v poslední době objevují i v aplikacích pro rodinné domy. Stratifikační vestavby se zde používají jako pro přívod tepla ze solárního okruhu, tak pro přívod vracející se otopné vody. V souvislosti se snahou o maximální integraci zařízení a snížení montážní práce (snížení chyb zapojení) se objevují komplexní řešení centrálních zásobníků tepla s integrovanými dodatkovými zdroji tepla do vlastní konstrukce zásobníku (elektrické vložky, plynové hořáky, hořáky na pelety se zásobníkem). Nespornou výhodou centrálního zásobníku jsou menší nároky na prostor, nižší tepelné ztráty, jednoduchost instalace (prefabrikované řešení napojení rozvodů). Velkoplošné solární kombinované soustavy
Velkoplošné kombinované solární soustavy pro přípravu teplé vody a vytápění nejsou tak častým řešením jako soustavy čistě pro přípravu teplé vody. Varianty zapojení soustav jsou obdobné, solární okruh nabíjí vyrovnávací zásobník tepla, do kterého je zpravidla zapojen i dodatkový zdroj tepla. Jelikož se jedná o velkoplošné soustavy, je nezbytné použít výkonné deskové výměníky tepla. Odlišnosti od maloplošných soustav spočívají především v zapojení sekundární části (okruh spotřeby). Solární kombinovaná soustava s centrální přípravou teplé vody (4-trubkový rozvod)
V případě menších objektů je možné přípravu teplé vody řešit centrálně (průtokově, zásobníkovým způsobem) a v rámci bytového domu je navržen 3-trubkový (2 potrubí pro vytápění, 1 potrubí teplá 38
voda), případně 4-trubkový rozvod (+ cirkulace teplé vody). Výhodou je možnost různé teplotní úrovně rozvodu otopné soustavy (nízkoteplotní vytápění) a rozvodu teplé vody (50 až 60 °C). Na druhé straně může 4-trubkový rozvod vykazovat příliš vysoké tepelné ztráty, zvláště u dlouhých vedení.
Obr. 1.32 – Solární kombinovaná soustava pro bytové domy s centrální přípravou teplé vody (průtočná příprava teplé vody) a 4-trubkovým rozvodem Kombinované solární soustavy s lokální přípravou teplé vody (2-trubkový rozvod)
U rozsáhlých objektů (řadové domy) s malou hustotou odběru energie, kde by tepelné ztráty dlouhých rozvodů mohly negativně ovlivnit energetickou bilanci solární kombinované soustavy, je vhodné řešit zapojení sekundární části 2-trubkovým rozvodem (2 potrubí otopné vody). V jednotlivých připojených bytech nebo objektech jsou instalovány bytové (domovní) předávací stanice. Příprava teplé vody je místní (decentrální).
Obr. 1.33 – Solární kombinovaná soustava s 2-trubkovým rozvodem a třemi variantami decentrální přípravy teplé vody
39
Pro relativně vysoké náklady, způsobené použitím lokálních zásobníků, při vyšších odběrových hustotách (konvenční stavby pro více rodin) se ukazuje z hlediska nákladů příznivější alternativou průtočná příprava bez zásobníku. V posledních letech se v zahraničí pro výstavbu bytových domů s více rodinami prosadily ve spojení se solárními kombinovanými soustavami tlakově závislé bytové předávací stanice, kdy je 2-trubkovým rozvodem přivedena otopná voda v budově až k jednotlivým bytům. Teprve v bytech je připravována teplá voda (deskový výměník tepla) a regulována otopná voda pro vytápění (ekvitermní, individuální regulace). Byty jsou opatřeny vlastním měřením spotřeby tepla. Velikost prostoru pro umístění bytové předávací stanice je srovnatelná nebo menší než, kterýkoli jiný zdroj tepla (plynový kotel, elektrokotel). Bytové stanice se dodávají převážně v nástěnném provedení.
1.3.3. Solární soustavy pro ohřev bazénové vody Ohřev bazénové vody je jednou z nejpříznivějších aplikací solárních soustav, jednak z důvodů časové korelace mezi poptávkou po tepla (otevřené venkovní bazény využívané především v létě) a jednak z důvodu nízké požadované teploty (do 30 °C). Schémata zapojení solárních soustav pro bazény jsou jednoduchá, bazénová voda buď protéká přímo solárními kolektory (bazénové absorbéry pro sezónní použití) nebo je použit výměník tepla (celoroční ohřev bazénové vody). Zásobníkem tepla a zároveň jeho spotřebičem je vlastní bazén, hydraulické schéma se tedy skládá pouze z primárního okruhu. Solární soustavy pro otevřené venkovní bazény
Provozní doba venkovních otevřených bazénů se omezuje na letní sezónu. Teplonosnou kapalinou protékající kolektory proto může být bazénová voda. Jako kolektory se s výhodou používají levné nezasklené plastové absorbéry z EPDM nebo PP, které jsou z hlediska účinnosti v letním období postačující a navíc jsou odolné vůči působení desinfekčních přísad do bazénové vody (oproti kovovým kolektorům).
Obr. 1.34 – Sezónní solární soustava pro ohřev bazénové vody Schéma zapojení solární soustavy pro přímý ohřev bazénové vody je uvedeno na obr. 1.34 ve dvou variantách. U bazénů, kde filtrační čerpadlo běží celou provozní dobu, se kolektorové pole zapojuje na společnou větev filtrace (za filtr ve směru průtoku). Bazénové čerpadlo musí být navrženo i na překonání tlakové ztráty kolektorů. Případný dohřev bazénové vody, pokud je požadavek, se instaluje až za kolektory. Snímá se teplota v potrubí na výstupu z bazénu a teplota v kolektorech a na základě teplotního rozdílu se trojcestným ventilem buď přimíchává teplá voda z kolektorů, nebo se do okruhu kolektorů přepne celý průtok. V době, kdy jsou solární kolektory mimo provoz, má voda ze solárních kolektorů snahu odtéci (pokud jsou instalovány výše než bazén), ale trojcestný ventil, případně druhý instalovaný dvojcestný tomu zabraňuje. 40
V případě periodického běhu filtrace může solární regulátor podle potřeby spínat filtrační čerpadlo v odbě provozu solárních kolektorů. To však vzhledem k vysokým elektrickým příkonům filtračních čerpadel může vyvolat zvýšenou spotřebu elektrické energie pro pohon solární soustavy. U bazénů, kde filtrační čerpadlo neběží celou dobu provozu, ale pouze v určitých periodách, se pole solárních kolektorů připojuje samostatnou větví s vlastním oběhovým čerpadlem s předřazeným jemným filtrem. Teplá voda z kolektorů se pouze přímíchává do proudu bazénové vody (při chodu filtračního čerpadla) nebo se ohřívá menší průtok vody nasávané z bazénu. Solární soustavy pro kryté vnitřní bazény
U krytých bazénů se předpokládá celoroční provoz a tedy i dohřev dodatkovým zdrojem tepla. Solární kolektory se volí běžné zasklené se selektivním povrchem. Teplonosnou kapalinou protékající kolektory je nemrznoucí směs. Solární okruh je tak oddělen od bazénové vody výměníkem tepla (trubkový nerezový výměník) předřazeným před výměník dohřevu. Zapojení sekundárního bazénového okruhu je analogické se zapojením u otevřených bazénů. Ohřev bazénové vody solární soustavou je zapojen buď do okruhu filtračního čerpadla nebo paralelně (provoz i mimo periody filtrace).
Obr. 1.35 - Solární soustava pro celoroční ohřev bazénové vody v krytých bazénech
1.3.4. Prvky solárních soustav Každá solární soustava se skládá z řady nezbytných prvků. Projektování prvků solárních soustav se vzhledem k výrazným odlišnostem v chování zdroje tepla (kolektorů), především z hlediska jeho výkonové a teplotní stability, obecně liší od projektování klasických tepelných soustav, ačkoli řada prvků je obdobná a liší se pouze teplotní a tlakovou odolností. Návrh většiny prvků vychází z určené plochy solárních kolektorů a zohledňuje extrémní provozní stavy solární soustavy, tzv. stagnaci neboli klidový stav bez odběru tepla při současném příjmu slunečního záření kolektory. Na obr. 1.36 je uvedeno schéma jednoduché solární soustavy pro přípravu teplé vody s vyznačením všech prvků důležitých pro její provoz. Jde především o: solární kolektor (viz kapitola 4) zásobník tepla (viz kapitola 5) teplonosná kapalina potrubí, tepelné izolace potrubí výměníky tepla (VT) oběhové čerpadlo (Č) zpětná klapka (ZK)
41
pojistný ventil (PV) expanzní nádoba (EN) odvzdušňovací ventil (AOV) regulátor (R) uzavírací armatury (KK) vypouštěcí a napouštěcí armatury (VK) termostatický směšovací ventil (TSV) regulační ventil (RV) teploměry (T), teplotní čidla manometry (M), průtokoměry (P)
Obr. 1.36 – Schéma solární soustavy pro přípravu teplé vody s vyznačením jednotlivých prvků
1.3.5. Energetické parametry solárních soustav Energetické charakteristiky solárních soustav a efektivitu jejich provozu lze vyjádřit několika základními parametry. Základem jsou skutečně využité (využitelné) tepelné zisky solární soustavy a vlastní spotřeba tepla v aplikaci, kterou má solární soustava pokrýt. Parametry slouží jako podklad k energetickému (úspora energie), ekologickému (úspora emisí) a ekonomickému (návratnost) hodnocení solárních tepelných soustav. Využité tepelné zisky solární soustavy Qss,u
Za využité tepelné zisky solární soustavy Qss,u [kWh/rok, GJ/rok] jsou považovány ty, které soustava včetně zahrnutí všech svých ztrát dodá do dané aplikace (příprava teplé vody, vytápění, ohřev 42
bazénové vody) a představují celkovou dosaženou úsporu tepla. Stanovení tepelných zisků solární soustavy je nutné provádět vždy na skutečné hranici mezi vlastní solární soustavou a danou aplikací (viz obr. 1.37) jako Qk,u3. Je nutné si uvědomit, že stanovení teoretických solárních zisků na výstupu z kolektorového pole Qk,u1 nezahrnuje provozní tepelné ztráty potrubních rozvodů ani solárního zásobníku, případně jejich využitelnost pro krytí potřeby tepla. Vyhodnocování solárních zisků Qk,u2 před vstupem do solárního zásobníku nezohledňuje účinnost akumulace (stratifikace, tepelná ztráta). Oba případy tedy nadhodnocují reálné přínosy solární soustavy do dané aplikace a nelze je považovat za zisky solární soustavy.
Obr. 1.37 – Hranice vyhodnocení tepelných zisků solární soustavy (1, 2 – špatně, 3 – správně) Využité solární zisky nejsou závislé pouze na kvalitě navržených komponent (kolektor, zásobník), ale především na návrhu plochy solárních kolektorů vzhledem k potřebě tepla, resp. na požadovaném pokrytí potřeby tepla, na tepelných ztrátách soustavy (potrubí, solární zásobník) a na orientaci a sklonu solárních kolektorů. Měrné využité tepelné zisky solární soustavy qss,u
Celkové využité tepelné zisky solární soustavy Qss,u [kWh/rok] vztažené k instalované účinné ploše kolektoru Ak [m2] (ploše apertury Aa) solárních kolektorů jsou ve své podstatě ekonomickým parametrem, který ukazuje dosaženou úsporu tepla instalace na 1 m2 instalované plochy kolektorů, od které se zároveň odvíjí investiční náklady na pořízení solárních soustav. Poznámka: Velikost a tedy cena prvků solárních soustav souvisí s velikostí instalované plochy solárních kolektorů (výkon, průtok): zásobník tepla (od potřeby tepla, na kterou je navržena plocha kolektorů), výměník tepla (přenáší výkon kolektorů, daný jejich plochou), světlost (dimenze) potrubí (průtok kolektory, daný jejich plochou, výkonem), tepelná izolace potrubí (tloušťka je dána světlostí potrubí), oběhové čerpadlo (průtok, tlaková ztráta související se světlostí potrubí), expanzní nádoba (odvíjí se od světlosti potrubí a počtu kolektorů).
Dodatková energie Qd
Dodatkový zdroj tepla slouží pro dohřev v solární soustavě v případě, že energie produkovaná solární soustavou nedokáže pokrýt potřebu tepla. Z dodatkové energie se stanovuje provozní spotřeba konvenční energie dodatkového zdroje tepla a provozní náklady při známé ceně konvenční energie. V bilanci solární soustavy pro krytí celkové potřeby tepla Qp,c platí
43
Qp ,c = Qd + Qss ,u
(1.44)
Při výpočtové hodnocení se dodatková energie stanoví jako rozdíl mezi předpokládanou potřebou tepla a využitými tepelnými zisky solární soustavy v dané aplikaci. Při provozním měření a hodnocení solárních soustav se dodatková energie měří, neboť skutečná spotřeba tepla není známá. Stanovit celkovou potřebu tepla dané aplikace Qp,c provozním měření je nerealizovatelné vzhledem k praktické nemožnosti stanovit tepelné ztráty aplikace měřením. Solární pokrytí, solární podíl f
Solární pokrytí (měsíční, roční) je obecně poměr mezi celkovými využitými zisky solární soustavy Qss,u a celkovou potřebou tepla (včetně ztrát) dané aplikace Qp,c f=
Qss ,u Q p ,c
=
Qp ,c − Qd Qp ,c
=1−
Qd Qp ,c
(1.45)
V případě provozního měření dodatkové energie Qd se solární podíl vyhodnotí podle vztahu f=
Qss ,u
(1.46)
Qss ,u + Qd
V grafu na obr. 1.38 je uvedena křivka solárního podílu f a křivka využitých ročních měrných zisků qss,u pro solární přípravu teplé vody v závislosti na poměru mezi plochou kolektoru Ak [m2] a denní potřebou teplé vody VTV [m3]. Z grafu je patrná obecná zákonitost, že solární podíl roste s instalovanou plochou kolektorů, nicméně od určité hodnoty (okolo 60 %) je nárůst velmi pozvolný. S rostoucím solárním podílem (pokrytím) na druhé straně klesají měrné solární zisky z kolektorů, vzhledem k tomu, že nárůst pokrytí je doprovázen zvýšením průměrné provozní teploty v solární soustavě a poklesem průměrné účinnosti kolektoru a zpravidla také snížením využitelnosti solárních zisků v letním období (viz obr. 1.39). 800
1,0
q ss,u
0,6
f [-]
2
q ss,u [kWh/m .rok]
0,8
f
600
400 0,4 200
0,2
0
0,0 0
25
50
75 2
100
3
A k / V TV [m /m ]
Obr. 1.38 – Souvislost mezi instalovanou plochou solárních kolektorů, solárním podílem a měrnými využitými zisky solární soustavy pro přípravu teplé vody (orientační příklad)
44
450
65 %
400 350 300
Q ss,u [kWh]
60 %
Q p,c
250 200
40 %
150 100 50 0 1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
měsíc
Obr. 1.39 – Průběh teoreticky využitelných tepelných zisků a skutečně využitých zisků solární soustavy pro přípravu teplé vody při různém solárním pokrytí (orientační příklad)
1.4. Navrhování a bilancování solárních soustav Návrhem solárních soustav se obecně rozumí především určení plochy a počtu solárních kolektorů. Návrh plochy a počtu solárních kolektorů základním předstupněm k dalšímu projektování. Z navržené plochy solárních kolektorů se odvíjí návrh všech ostatních prvků a často také hydraulické zapojení soustavy. Bilancováním solárních soustav se rozumí výpočet skutečně využitých (využitelných) tepelných zisků solárních soustav. Kapitola se věnuje návrhu a bilancování dvou základních a nejrozšířenějších typů solárních soustav v ČR: příprava teplé vody příprava teplé vody a vytápění (kombinované soustavy)
1.4.1. Potřeba tepla Prvním krokem při návrhu plochy kolektorů dané solární soustavy a bilancování jejích zisků je stanovení vlastní potřeby tepla v dané aplikaci měřením nebo výpočtem. Pokud je spotřeba tepla známá z dlouhobých a věrohodných měření (celoroční) na patě objektu, jeho uvažované části nebo na patě vlastní aplikace, použije se pro návrh nebo bilancování. Pokud k dispozici měřené hodnoty nejsou, je nutné potřebu tepla stanovit spolehlivým výpočtem s reálnými hdonotami vycházejícími z dlouhodobé zkušenosti (dostupné statistiky). Před vlastním návrhem a instalací solární soustavy je vhodné provést nejprve úsporná opatření v dané aplikaci. Omezení spotřeby tepla vede ke: snížení nároků na investiční náklady solární soustavy (kolektor, zásobník); omezení provozních problémů způsobených předimenzováním v případě nasazení úsporných opatření v budoucnosti;
45
snižuje riziko neekonomicky předimenzované plochy kolektorů, případně velikosti zásobníku, nízkých měrných zisků solární soustavy. Potřeba tepla na přípravu teplé vody
Využití sluneční energie pro přípravu teplé vody má vysoký potenciál vzhledem k relativně rovnoměrnému průběhu potřeby teplé vody během roku (např. obytné budovy, hotely, sportovní zařízení) a možnosti dosažení dobrých ekonomických parametrů. Aby byla instalace solární soustavy pro přípravu teplé vody efektivní, je nutné ještě před vlastním návrhem solární soustavy v první řadě omezit spotřebu teplé vody a tepla na její přípravu úspornými opatřeními, např.: úspornými výtokovými armaturami; minimalizací délky rozvodů teplé vody; omezením tepelných ztrát rozvodů teplé vody a cirkulace; omezení běhu cirkulace na nezbytně nutnou dobu, případně využití řízení cirkulace na základě teplotních čidel; u dlouhých a rozvětvených tras rozvodů teplé vody a cirkulace je nutné jejich hydraulické vyvážení, aj.
Celková potřeba tepla na přípravu teplé vody Qp,TV [kWh/den] v referenčním dnu daného měsíce se výpočtem stanovuje jako potřeba tepla na ohřev vody včetně zahrnutí tepelných ztrát vlastní soustavy přípravy teplé vody (související pouze s přípravou TV). Potřeba tepla na ohřev vody
Potřeba tepla na ohřev vody je dána vztahem Q TV =
VTV,den ρc (t TV − t SV )
(1.47)
3.6 × 10 6
kde VTV,den
je
průměrná denní potřeba teplé vody (při teplotním spádu 60 / 15 °C) v m3/den;
ρ
je
hustota vody, v kg/m3;
c
měrná tepelná kapacita vody, v J/(kg⋅K);
tSV
teplota studené vody, uvažována celoročně 15 °C;
tTV
teplota teplé vody, uvažována celoročně 60 °C.
Typ budovy
Obytné budovy
Typ spotřeby
m.j.
VTV,mj,den [l/mj.den]
Nízký standard
os
10 - 20
Střední standard
os
20 - 40
Vysoký standard
os
40 - 80
Tab. 1.6 - Měrná denní potřeba teplé vody v obytných budovách při teplotním spádu 60/15 °C Potřeba teplé vody se stanoví podle tab. 1.6. V případě, že je teplá voda připravována za jiných teplotních podmínek, použije se vztah (1.48) pro porovnání a přepočet VTV,(60/15°C) = VTV(t 2 /t 1 )
t 2 − t1 60 − 15
(1.48)
46
Tepelné ztráty přípravy teplé vody
Tepelné ztráty přípravy teplé vody Qz,TV jsou dány tepelnými ztrátami vlastní přípravy teplé vody (např. pohotovostního dohřívacího zásobníku teplé vody, průtokového ohřívače, apod.), rozvodu teplé vody a rozvodu cirkulace, pokud je použita. Podrobný výpočet tepelných ztrát přípravy teplé vody stanovuje ČSN EN 15316-3-2 (rozvody TV a CV) a ČSN EN 15316-3-3 (příprava, zásobníky). Pokud by shromáždění požadovaných parametrů pro výpočet tepelných ztrát bylo příliš složité a nákladné, je možné použít paušální přirážku z na tepelné ztráty přípravy teplé vody na základě tab. 1.7. Není neobvyklé, že celkové hodnoty přirážky z pro rodinné domy mohou dosáhnout až 100 %, v případě centrální přípravy teplé vody pro rozlehlé sídliště může hodnota přirážky vlivem cirkulace dosáhnout až 500 % (pětinásobek čisté potřeby tepla na přípravu teplé vody). Ve velmi nepříznivých případech, kdy je velký zásobník dohřívaný na vysokou teplotu s nízkým odběrem teplé vody, se lze v praxi setkat i hodnotami okolo 1000 %. Odhad celkové přirážky z na tepelné ztráty zásobníku a rozvodů přípravy TV tedy z velké míry závisí na místních podmínkách a zkušenosti posuzovatele. Typ přípravy TV
z
Lokální průtokový ohřev
0,00
Centrální zásobníkový ohřev bez cirkulace
0,15
Centrální zásobníkový ohřev s řízenou cirkulací
0,30
Centrální zásobníkový ohřev s neřízenou cirkulací
1,00
CZT, příprava TV s meziobjektovými přípojkami, TV, CV
> 2,00
Tab. 1.7 – Přirážka na tepelné ztráty přípravy teplé vody [8] Celková potřeba tepla na přípravu TV
Celková denní potřeba tepla na přípravu teplé vody Qp,c [kWh/den] při návrh nebo bilancování solární soustavy pro přípravu teplé vody je potom Q p,c = Q p,TV = Q TV + Q z,TV = (1 + z ) ⋅ Q TV
(1.49)
Potřeba tepla na vytápění
Pro navrhování a bilancování kombinovaných solárních soustav pro přípravu teplé vody a vytápění se kromě celkové potřeby tepla na přípravu teplé vody stanoví potřeba tepla na vytápění QVYT [kWh/měs] v jednotlivých měsících, resp. pro navrhování plochy se stanoví QVYT [kWh/den] v referenčním dnu návrhového měsíce. Podobně jako u přípravy teplé vody platí, že základním předpokladem realizace solárních kombinovaných soustav je nízká potřeba tepla na vytápění (nízkoenergetické domy, pasivní domy, nízkoteplotní otopné soustavy), tedy provedení úsporných opatření (zateplení, výměna oken, mechanické větrání se zpětným získáváním tepla) před návrhem a realizací solární soustavy. Výpočet podle ČSN EN ISO 13790
Denní resp. měsíční potřeba tepla na vytápění QVYT se stanovuje v souladu s ČSN EN ISO 13790. Pro získání reálných hodnot potřeby tepla u domů s nízkou potřebou tepla (nízkoenergetické, pasivní domy) se využijí okrajové podmínky v souladu s TNI 73 0329 a TNI 73 0330. Norma kromě výpočtu vlastní energetické ztráty prostupem a větráním zahrnuje výpočet solárních zisků okny, vnitřních tepelných zisků, vliv akumulace tepla do vnitřních částí konstrukcí na využití tepelných zisků (včetně stanovení časové konstanty objektu), případně příspěvků od nestandardních solárních stavebních prvků (Trombeho stěna, solární skleník, apod.). Výpočet potřeby tepla se provádí pro jednotlivé měsíce, denní potřeba tepla se získá z měsíčních hodnot prostým podělením počtem dní příslušného měsíce. Metodika je velmi detailní ve výpočtu a výsledky vykazují relativně dobrou shodu s dynamickými simulačními metodami (při použití stejných klimatických dat). Nevýhodou je potřeba rozsáhlého 47
množství informací, především o zasklení (nejen tepelné, ale i optické vlastnosti), o stínění oken (výpočet stínění přesahy a markýzami), vlastnostech materiálů všech konstrukcí (hustota, tepelná kapacita). Zjednodušená denostupňová metoda
Výpočet potřeby tepla na vytápění podle ČSN EN ISO 13790 je pracný a především náročný na vstupní údaje. Časová náročnost výpočtu je neúměrná vlivu přesnosti stanovení potřeby na výsledky návrhu plochy solárních kolektorů nebo bilance tepelných zisků solární soustavy. Pokud nejsou k dispozici výsledky podle ČSN EN ISO 13790 z předchozího energetického hodnocení budovy (v rámci EPBD) je vhodné pro výpočty použít zjednodušenou a relativně známou denostupňovou metodu přibližného stanovení potřeby tepla na vytápění v určitém období (den, měsíc). Denní potřeba tepla na vytápění se stanoví ze vztahu
(t ip −t ep ) QVYT = 24 ⋅ ε ⋅ Q& z ⋅ (t iv −t ev )
(1.49)
kde Q& z
je jmenovitá (výpočtová) tepelná ztráta objektu, v kW;
tiv
výpočtová vnitřní teplota v daném měsíci, ve °C;
tip
střední vnitřní teplota v daném měsíci, ve °C;
tev
výpočtová venkovní teplota, ve °C;
tep
střední venkovní teplota v daném měsíci, ve °C;
ε
korekční součinitel podle tab. 1.8, který zahrnuje snížení potřeby tepla vlivem účinky regulace, přerušovaného vytápění, mj. také vlivem vnitřních a solárních zisků. ε
Energetická náročnost budovy (vytápění) běžný standard, tepelné vlastnosti konstrukcí vyhláškou požadované
0,75
nízkoenergetický standard, vyhláškou doporučené tepelné vlastnosti konstrukcí
0,60
pasivní standard, tepelné vlastnosti konstrukcí nad rámec vyhláškou doporučených hodnot
0,50
Tab. 1.8 – Korekční součinitel ε pro denostupňovou metodu [8] Tepelné ztráty otopné soustavy
Tepelné ztráty otopné soustavy Qz,VYT jsou dány tepelnými ztrátami vlastního ohřevu otopné vody (např. v zásobníku otopné vody) a rozvodu otopné vody, který nepřispívá k vytápění (nevytápěnými místnostmi). Podrobný výpočet tepelných ztrát otopné soustavy stanovuje ČSN EN 15316-2-3 (rozvody tepla pro vytápění). Kombinované solární soustavy zpravidla využívají centrálního zásobníku otopné vody, do kterého je přiváděn tepelný zisk ze solárních kolektorů a teplo z dodatkového zdroje energie, odebírána otopná voda pro vytápění a ve vestavěném průtočném výměníku nebo zásobníku je připravována teplá voda. Nelze proto jednoznačně odlišit jaká část tepelných ztrát jde na vrub přípravě teplé vody, jaká vytápění a jaká solární soustavě. S ohledem na použití přirážky z pro stanovení potřeby tepla na přípravu TV se ke stanovené potřebě tepla na vytápění QVYT připočítají tepelné ztráty spojené s provozem zásobníku tepla pro vytápění paušálně přirážkou v = 5 %, které může solární soustava hradit. Zpětně využitelné tepelné ztráty 48
rozvodů otopné vody přispívají k vytápění a jsou v podstatě zahrnuty ve výpočtu potřeby tepla jako tepelné zisky. Celková potřeba tepla na vytápění
Celková denní nebo měsíční potřeba tepla na vytápění včetně tepelných ztrát otopné soustavy se stanoví Q p,c = Q p,VYT = Q VYT + Q z,VYT = (1 + v ) ⋅ Q VYT
(1.50)
kde QVYT v
je
čistá potřeba tepla na vytápění v jednotlivých měsících nebo pro referenční dny, v kWh/měs nebo kWh/den; přirážka na tepelné ztráty.
Celková potřeba tepla na přípravu teplé vody a vytápění Qp,c [kWh/měs nebo kWh/den] pro návrh nebo bilancování kombinované solární soustavy se potom stanoví jako Q p,c = Q p,TV + Q p,VYT
(1.51)
1.4.2. Návrh plochy solárních kolektorů Základním návrhovým parametrem solární soustavy, ať jde o čistě přípravu teplé vody nebo komplikovanou vícespotřebičovou aplikaci, je velikost plochy a typ solárních kolektorů. Typ solárního kolektoru je zpravidla vybrán již v ranné fázi návrhu, plochu kolektorů je možné spočítat na základě výběru typu kolektoru. Obecný postup
Návrh plochy solárních kolektorů vychází ze stanovené potřeby tepla v dané aplikaci a ze zvolených rozhodovacích kritérií a podmínek. Ty mohou být různé: vysoké využité měrné zisky solární soustavy qss,u - snaha o dobré ekonomické parametry solární soustavy vysoké nahrazení primárních paliv - snaha o dosažení vysoké úspory vysokým solárním pokrytím f požadované solární pokrytí f - např. optimalizace pokrytí v bytových domech s ohledem na zamezení letnímu přehřívání omezující podmínky struktury budovy - maximální velikost střechy, možný sklon kolektorů, architektonické souvislosti
Návrh plochy solárních kolektorů v dané aplikaci se provádí pro referenční den v období, ve kterém je požadováno celkové nebo částečné (zvolené) pokrytí potřeby tepla solární soustavou. Celková potřeba tepla Qp,c [kWh/den] v dané aplikaci se pro referenční den stanoví podle kapitoly 1.4.1. Dopadající sluneční energie na kolektory o uvažovaném sklonu a orientaci - denní dávka slunečního ozáření HT,den [kWh/(m2.den)] se stanoví podle kapitoly 1.1.5 s využitím tabulek v příloze. Stanovením střední účinnosti solárního kolektoru ηk během referenčního dne lze stanovit denní měrný tepelný zisk kolektorů qk,u z 1 m2 kolektoru a porovnáním s požadovanou potřebou tepla, kterou je třeba solární soustavou pokrýt, se stanoví plocha kolektorů. Stanovení plochy kolektorů vychází z jednotného zjednodušeného bilančního postupu, který je aplikován i na stanovení ročních zisků solární soustavy. Okrajové podmínky výpočtů - návrhové hodnoty teplot v kolektorech a srážky ze solárních zisků jsou použity stejné jako pro bilancování zisků soustavy.
49
Denní dávka slunečního ozáření
Podrobný postup stanovení sluneční energie dopadající na obecně orientovanou a skloněnou plochu je uveden v kapitole 1.1. V příloze B jsou pro zjednodušení výpočtů tabelovány pro různé oblasti (horské oblasti, venkov, města, průmyslové oblasti) hodnoty teoretické denní dávky celkového slunečního ozáření HT,den,teor [kWh/(m2.den)]. V příloze C jsou tabelovány difúzní dávky slunečního ozáření HT,den,dif [kWh/(m2.den)] v různých orientacích a sklonech kolektoru. V příloze D jsou tabelovány poměrné doby slunečního svitu τr pro vybraná města v ČR a SR. Denní dávka slunečního ozáření HT,den dopadající na kolektor se stanoví H T ,den = τ r H T ,den,teor + (1 − τ r )H T ,den,dif
(1.52)
Účinnost solárního kolektoru
Střední účinnost solárního kolektoru během dne se stanoví z rovnice křivky účinnosti ⎛t −t η k = η 0 − a1 ⎜⎜ k,m e,s ⎝ G T,m
2 ⎞ ( t k,m − t e,s ) ⎟ − a2 ⎟ GT,m ⎠
(1.53)
kde GT,m
je střední denní sluneční ozáření uvažované plochy solárních kolektorů; pro různé sklony a orientace plochy kolektorů v různých oblastech (horské oblasti, venkov, města, průmyslové oblasti) se v jednotlivých měsících stanoví podle přílohy A, ve W/m2;
tk,m
průměrná teplota teplonosné kapaliny v solárních kolektorech v průběhu dne, ve °C; hodnota se uvažuje celoročně konstantní a stanoví se podle typu aplikace z tab. 1.9;
te,s
průměrná venkovní teplota v době slunečního svitu, ve °C (hodnoty v jednotlivých měsících se stanoví podle přílohy E).
Typ aplikace
tk,m [°C]
Ohřev bazénové vody (venkovní bazén)
30
Ohřev bazénové vody (vnitřní bazén)
35
Předehřev teplé vody, pokrytí < 35 %
35
Příprava teplé vody, 35 % < pokrytí < 70 %
40
Příprava teplé vody, pokrytí > 70 %
50
Příprava teplé vody a vytápění, pokrytí <25 %
50
Příprava teplé vody a vytápění, pokrytí > 25 %
60
Tab. 1.9 – Průměrná teplota v solárních kolektorech [8] Návrhové hodnoty teplot v solárních kolektorech jsou průměrné denní (a roční), vycházející z reálných podmínek provozu. Nejsou však zohledněny rozdíly mezi jednotlivými měsíci. Parametry (konstanty) rovnice křivky účinnosti solárního kolektoru, tzn. hodnota účinnosti při nulových ztrátách η0 [-], lineární součinitel tepelné ztráty a1 [W/(m2⋅K)] a kvadratický součinitel tepelné ztráty kolektoru a2 [W/(m2⋅K2)], vztažené k ploše apertury solárního kolektoru Aa, se získají od výrobce nebo dodavatele navrženého kolektoru. Denní teoretické zisky solárních kolektorů
Teoreticky využitelný tepelný zisk solárních kolektorů za den vztažený na 1 m2 plochy apertury je dán vztahem 50
q k,u = 0,9 ⋅η k ⋅ H T,den ⋅ (1 − p)
(1.54)
kde p
je hodnota srážky z tepelných zisků solárních kolektorů vlivem tepelných ztrát solární soustavy (rozvody, solární zásobník); pro typické případy jsou hodnoty uvedeny v tab. 1.10.
Vlastní tepelné ztráty solární soustavy se skládají z tepelných ztrát rozvodů (uvažovány pouze v době běhu solární soustavy, pokud se zanedbají dynamické jevy chladnutí a ohřívání) a tepelných ztrát solárních zásobníků (uvažovány celodenně, 24 h) a je možné je stanovit teoretickým výpočtem. Typ solární soustavy
p
Bazén, ohřev bazénové vody
0,01
Příprava teplé vody, do 10 m2
0,20
Příprava teplé vody, od 10 do 50 m2
0,10
Příprava teplé vody, od 50 do 200 m2
0,05
Příprava teplé vody, nad 200 m2
0,03
Příprava teplé vody a vytápění, do 10 m2
0,30
Příprava teplé vody a vytápění, od 10 do 50 m2
0,20
Příprava teplé vody a vytápění, od 50 do 200 m2
0,10
Příprava teplé vody a vytápění, nad 200 m2
0,06
Tab.1.10 – Srážka z tepelných zisků solárních kolektorů vlivem tepelných ztrát [8] Plocha solárních kolektorů
Návrh plochy kolektorů spočívá v porovnání denní potřeby tepla Qp,c v dané aplikaci a využitelných tepelných zisků kolektoru Qk,u, které v referenčním dnu požadovaného měsíce kryjí potřebu tepla nebo její určenou část danou požadovaným solárním pokrytím f Ak =
f ⋅ Q p ,c q k ,u
=
f ⋅ Q p ,c
(1.55)
0.9 ⋅η k ⋅ H T,den ⋅ (1 − p)
Navržená plocha kolektorů je plochou apertury, neboť k ní je vztažena křivka účinnosti použitá ve výpočtu. Počet solárních kolektorů se potom stanoví prostým vydělením vypočtené celkové plochy plochou jednoho kolektoru a výsledek se zaokrouhlí na celé číslo. U malých soustav do 5 kolektorů, kdy zaokrouhlení může činit desítky procent celkové plochy, je nutné uvážit, zda zaokrouhlovat směrem nahoru (pokud máme zajištěno využití vzniklých přebytků) nebo směrem dolů. U větších solárních soustav, kde se plocha 1 kolektoru pohybuje v řádech jednotek procent celkové plochy a méně, se konečný počet kolektorů může řídit celým násobkem požadovaného počtu kolektorů instalovaných paralelně v jedné skupině (podle dispozice na střeše nebo fasádě). Stanovení plochy kolektorů pro přípravu TV Rodinné domy
Solární soustavy pro celoroční přípravu teplé vody v rodinných domech se navrhují na měsíce duben a září, není-li určeno jinak. Střední teplota teplonosné látky v kolektoru se volí tm = 40 °C (zpravidla odpovídá průměrné teplotě v zásobníku teplé vody během celého roku). Z výsledných hodnot plochy kolektoru určených pro oba měsíce se stanoví průměr. Při volbě větší kolektorové plochy než je výpočet (vyšší roční pokrytí) je vhodné zajistit smysluplné využití letních přebytků, které může ekonomicky zvýhodnit instalaci solární soustavy:
51
ohřev bazénové vody, sušení palivového dřeva, sušení zahradních rostlin či plodin,
jinak jsou disponibilní solární zisky mařeny (stagnace, var teplonosné kapaliny, atd.). Návrh zajišťuje solární pokrytí přípravy teplé vody zhruba ze 60 %. V provozu to znamená téměř plné pokrytí potřeby teplé vody v letním období solární soustavou. Objem solárního zásobníku se navrhuje zhruba 1,5 až 2x větší než je denní potřeba teplé vody. Bytové domy
U návrhu solárních soustav pro přípravu teplé vody v bytových domech je zásadní omezující podmínkou skutečnost, že bytové domy nemají k dispozici v letním období žádný „spotřebič tepla“ pro využití letních přebytků. Dimenzování solární soustavy je tak omezeno plochou kolektorů pro krytí letní potřeby teplé vody. Předimenzované solární soustavy pro bytové domy mohou vést k provozním problémům spojeným v letním období se stagnací (var teplonosné látky v kolektorech, pronikání přehřáté páry do rozvodů, nebezpečí poškození i prvků vzdálených od kolektorového pole) a ke snížení měrných ročních využitých tepelných zisků solární soustavy qss,u [kWh/m2.rok], které jsou u bytových domů více zohledňovány z důvodu sledování ekonomických parametrů instalace. Solární soustavy pro přípravu teplé vody v bytových domech se proto navrhují pro měsíc červenec. Je nutné samozřejmě zohlednit letní útlum potřeby tepla na přípravu teplé vody. Střední teplota v solárním kolektoru se opět volí tk,m = 35 až 40 °C podle plánovaného pokrytí. Návrh zajišťuje minimalizaci letních nevyužitelných přebytků energie a celoroční solární pokrytí potřeby tepla na přípravu teplé vody okolo 40 až 50 %. Solární zásobník teplé vody se navrhuje přibližně stejně velký jako denní potřeba teplé vody. 350
5000
Q p,c = Q p,TV Q k,u
4000
250
Q p,c = Q p,TV
Q p,c Q k,u [kWh/měs]
Q p,c Q k,u [kWh/měs]
300
200 150 100
3000
Q k,u 2000
1000 50 0
0 1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
1
měsíc
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
měsíc
Obr. 1.40 – Grafy návrhu solární soustavy pro přípravu TV pro rodinný dům a pro bytový dům Stanovení plochy kolektorů pro přípravu TV a vytápění
Solární kombinované soustavy pro přípravu teplé vody a vytápění se navrhují na pokrytí celkové nebo částečné potřeby tepla (teplá voda, vytápění) v okrajových měsících přechodového období: měsíce květen a září (stanoví se průměr). Nejčastějším řešením kombinovaných solárních soustav je zapojení s centrálním zásobníkem otopné vody, který zajišťuje i přípravu teplé vody (ve vnitřním nebo vnějším tepelném výměníku). Střední teplota teplonosné látky v kolektoru se volí tk,m = 50 až 60 °C podle předpokládaného pokrytí. Vyšší teplotní úrovně jsou dány nutností udržovat v části zásobníku 52
dostatečnou teplotu pro vytápění v zimním období, předimenzovanou plochou kolektorů pro letní období (přebytky tepla) a větším objemem centrálního zásobníku než u samostatné přípravy teplé vody (větší akumulace, menší vychlazování zásobníku v létě). U solárních soustav dimenzovaných pro částečné vytápění je nutné uvažovat o využití letních přebytků tepla (předimenzovaná soustava vůči letní potřebě teplé vody), případně jakým způsobem zamezit stagnačním podmínkám v soustavě (maření zisků, vývin páry v kolektorech). Solární kolektory pro kombinované soustavy přípravy TV a přitápění je vhodné instalovat s vyšším sklonem (60 až 75°), případně je integrovat do fasády objektu (90°). Takové řešení vede k rovnoměrnému profilu tepelných zisků, letní přebytečné a nevyužitelné zisky klesají a zimní zisky mírně narostou (vlivem příznivějšího úhlu dopadu slunečních paprsků, vlivem odrazivosti sněhové pokrývky). Snahou u kombinovaných soustav je využít sluneční energii kromě přípravy teplé vody i pro pokrytí tepelných ztrát domu a to zvláště v přechodovém období (nízká tepelná ztráta, dostatek slunečního záření). Potřebná plocha solárních kolektorů je teoreticky přímo závislá na potřebě tepla pro vytápění budovy a požadované hodnotě solárního pokrytí. Potřeba tepla na vytápění budov se časově rozchází se špičkami dostupných solárních zisků. V otopném období se proto dosáhne vždy jen částečného pokrytí, zpravidla ekonomicky přijatelné jsou hodnoty mezi 15 a 35 % roční potřeby tepla pro přípravu teplé vody a vytápění. Tato hodnota pokrytí ovlivňuje dimenzování zařízení a musí být jasně stanovena. 20000
2000
Q p,c = Q p,TV + Q p,VYT
Q p,c = Q p,TV + Q p,VYT 15000
Q p,c Q k,u [kWh/měs]
Q p,c Q k,u [kWh/měs]
1500
1000
Q k,u
10000
5000
500
Q k,u 0
0 1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
1
12
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
měsíc
měsíc
Obr. 1.41 – Grafy návrhu solární kombinované soustavy pro rodinný dům a pro bytový dům
1.4.3. Stanovení ročních zisků solárních soustav Jako podklad k energetickému, ekologickému a ekonomickému hodnocení nerealizovaných solárních tepelných soustav je nezbytné správně vyhodnotit energetické přínosy dané instalace výpočtem. Energetické přínosy solárních soustav nejsou závislé pouze na kvalitě navržených komponent (kolektor, zásobník), ale především na návrhu plochy solárních kolektorů vzhledem k potřebě tepla, resp. na požadovaném pokrytí potřeby tepla, na tepelných ztrátách soustavy (potrubí, solární zásobník) a samozřejmě na orientaci a sklonu solárních kolektorů. Pro rychlý odhad ročních zisků solární soustavy lze použít obdobného zjednodušeného postupu jako při navrhování plochy kolektoru. Zjednodušený postup není detailním výpočtem energetických přínosů solární tepelné soustavy „co nejblíže skutečnosti“, kdy je zapotřebí používat klimatické údaje včetně parametrů stínění z místa instalace, podrobné parametry a vlastnosti solární soustavy, detailní parametry prvků a jejich hydraulické zapojení, informace o způsobu provozu solární soustavy, a kdy
53
může být potřebné použití jiného podrobnějšího výpočtu, například dynamické simulace soustavy s validovanými modely zásobníků tepla, výměníků tepla, atd. Výpočtový postup pro stanovení energetických zisků solárních tepelných soustav je založen na bilanci potřeby tepla v dané aplikaci včetně tepelných ztrát, tepla dodaného solárními kolektory, tepelných ztrát solární soustavy a využitelnosti solárního tepla v dané aplikaci. Výpočet založený na energetické bilanci využitelných měsíčních tepelných zisků solárních tepelných soustav je fyzikálně zřetelný, nicméně je do značné míry zjednodušený:
započtením tepelných ztrát dané aplikace paušální přirážkou k potřebě tepla;
uvažováním konstantní střední teploty v kolektorech v celém roce;
započtením tepelných ztrát solární soustavy paušální srážkou ze zisků.
a proto udává pouze přibližné výsledky. Okrajovými podmínkami výpočtu jsou jednotné údaje o provozních parametrech soustav a jednotné klimatické údaje (teplota, vlhkost, sluneční ozáření, dávka slunečního ozáření) bez ohledu na skutečné místní podmínky instalace. Výpočet nezohledňuje velikost akumulačního zásobníku a neumožňuje tedy vyhodnotit soustavy s extrémně malou nebo velkou plochou kolektorů . V žádném případě výpočtový postup nemůže nahradit detailní výpočetní metodiky či výpočty v pokročilých simulačních programech s krokem kratším než hodina, zohledňující dynamické chování solárních soustav a využívající validované simulační modely prvků soustavy (kolektor, zásobník, výměník, atd.). Potřeba tepla
Základním krokem při bilancování využitých (využitelných) tepelných zisků solární tepelné soustavy je stanovení vlastní potřeby tepla v dané aplikaci v každém měsíci roku. Pokud je známa spotřeba tepla v dané aplikaci z dlouhodobých věrohodných měření (celoroční údaje, včetně tepelných ztrát), s výhodou se použije. V opačném případě se potřeba tepla v dané aplikaci vypočte podle uvedených postupů. Dopadlá sluneční energie
Podrobný postup stanovení sluneční energie dopadající na obecně orientovanou a skloněnou plochu v jednotlivých měsících je uveden v kapitole 1.1. V příloze B jsou pro zjednodušení výpočtů tabelovány pro různé oblasti (horské oblasti, venkov, města, průmyslové oblasti) hodnoty teoretické denní dávky celkového slunečního ozáření HT,den,teor [kWh/(m2.den)]. V příloze C jsou tabelovány difúzní dávky slunečního ozáření HT,den,dif [kWh/(m2.den)] v různých orientacích a sklonech kolektoru. V příloze D jsou tabelovány poměrné doby slunečního svitu τr pro vybraná města v ČR a SR. Účinnost solárního kolektoru
Účinnost solárního kolektoru v jednotlivých měsících se stanoví na základě klimatických podmínek v jednotlivých měsících (sluneční ozáření GT,m, venkovní teplota v době slunečního svitu tes) a předpokládané střední teploty v kolektorech (zjednodušeně jako celoroční průměrné hodnoty v dané aplikaci při zvoleném dimenzování solární soustavy), viz tab. 1.9. Teoreticky využitelné zisky solárních kolektorů
Teoretický měsíční využitelný tepelný zisk ze solárních kolektorů Qk,u [kWh/měs] je dán vztahem Q k,u = 0,9 ⋅ η k ⋅ n ⋅ H T,den ⋅ Ak ⋅ (1 − p)
(1.56)
kde
ηk HT,den
je střední denní (měsíční) účinnost solárního kolektoru; skutečná denní dávka slunečního ozáření, v kWh/(m2⋅den);
54
Ak
plocha apertury solárních kolektorů, v m2;
n
počet dní v měsíci;
p
hodnota srážky z tepelných zisků solárních kolektorů vlivem tepelných ztrát solární soustavy (rozvody, solární zásobník); pro typické případy jsou hodnoty uvedeny v tab. 1.10.
Využité tepelné zisky solární soustavy
Využité zisky solární soustavy Qss,u [kWh/měs] pokrývající měsíční potřebu tepla v dané aplikaci, se vyjádří jako průnik celkové potřeby tepla a teoreticky využitelných tepelných zisků solárních kolektorů (viz obr. 1.42). Matematicky vyjádřeno, jde o stanovení minimální hodnoty z teoretických tepelných zisků solárních kolektorů a celkové potřeby tepla v jednotlivých měsících Q ss,u = min(Q k,u ; Q p,c )
(1.57)
Celkové roční využité tepelné zisky solární soustavy v kWh/rok se stanoví jako součet měsíčních hodnot. Ze stanovených ročních využitelných zisků je možné určit měrné roční využité tepelné zisky qss,u v kWh/(m2.rok) jako XII
q ss,u =
∑ Q ss,u I
(1.58)
Ak
Měrné roční využité zisky solární tepelné soustavy qss,u v kWh/(m2.rok) se používají jako ukazatel pro posouzení úspory energie, emisí či provozních nákladů z 1 m2 apertury instalovaných solárních kolektorů.
Obr. 1.42 – Grafické znázornění stanovení využitých solárních zisků (šrafovaná plocha) Solární podíl f [%], tj. procentní pokrytí potřeby tepla v dané aplikaci využitelnými tepelnými zisky v daném období, se stanoví výpočtem z měsíčních a ročních hodnot využitých tepelných zisků solární soustavy Qss,u podle vztahu f = 100
Q ss,u
(1.59)
Q p,c
55
1.4.4. Reálné energetické přínosy solárních soustav Příprava teplé vody
Běžné solární soustavy pro přípravu teplé vody v rodinných domech (2 až 5 osob) mají plochu solárních kolektorů 3 až 8 m2 při velikosti solárního zásobníku 200 až 400 l. Vzhledem k relativně malé ploše (výkonu) solárních kolektorů se tepelné ztráty solární soustavy projevují výrazněji na celkové energetické bilanci. Tepelné ztráty solární soustavy vztažené k disponibilním ziskům solární soustavy dosahují podílu 20 až 30 %. Důležitá je i informace o podílu spotřebované pomocné elektrické energie na provoz soustavy (čerpadla), který dosahuje vysokých hodnot 3 až 5 %, což může mít negativní vliv nejen na ekonomiku ale i na hodnocení z hlediska úspory emisí a primární energie. Měrné solární zisky se u solárních soustav pro přípravu teplé vody v rodinných domech reálně pohybují od 300 do 400 kWh/(m2.rok). Na druhé straně u solární přípravy teplé vody v bytových domech je podíl tepelných ztrát mnohem nižší (5 až 10 %) vzhledem k velkým plochám kolektorů (30 až stovky m2). Stejně tak podíl pomocné elektrické energie na solárních ziscích je zanedbatelný (< 1 %). U přípravy teplé vody v bytových domech lze proto očekávat měrné zisky mnohem vyšší, zpravidla jsou hodnoty využitých zisků nad 400 kWh/(m2.rok). Kromě výše uvedeného je to dáno i způsobem dimenzování na nižší solární pokrytí 25 až 45 %. Kombinované soustavy pro přípravu TV a vytápění
Solární kombinované soustavy se u rodinných domů potýkají se stejnými problémy jako příprava teplé vody. Vysoké tepelné ztráty vlivem většího akumulačního zásobníku tepla a často předimenzované plochy solárních kolektorů pro letní období bez vytápění snižuje významně měrné solární zisky. Solární kombinované soustavy dosahují v rodinných domech v podmínkách ČR hodnot menších než 300 kWh/(m2.rok). Se solárními kombinovanými soustavami pro přípravu teplé vody a vytápění v bytových domech zatím není v ČR v podstatě žádná zkušenost, nicméně lze předpokládat úroveň zisků v oblasti 350 až 450 kWh/(m2.rok) při předpokládaném ekonomickém dimenzování plochy kolektorů na letní spotřebu teplé vody s případnými nízkými přebytky.
56
2. Tepelná čerpadla Tepelná čerpadla jsou zařízení, která umožňují cíleně čerpat tepelnou energii o nízké a běžnými prostředky nevyužitelné teplotě (nízkopotenciální teplo) a předávat ji do navazujících tepelných soustav s vyšší využitelnou teplotní hladinou. Zdroje nízkopotenciálního tepla mohou být svou podstatou: obnovitelné - energie okolního prostředí (vzduch, voda, země), která má svůj původ ve slunečním záření nebo geotermální energii, nebo druhotné - energie, která může mít svůj původ i v neobnovitelných palivech, např. teplo odpadního vzduchu nebo odpadní vody.
2.1. Základní principy 2.1.1. Přečerpávání tepla Podstatou přečerpávání tepla je převedení tepelné energie z látky A o dané teplotní hladině do látky B o teplotní hladině vyšší. Tento děj v přírodě neprobíhá v souladu s 2. zákonem termodynamiky, který praví: „tepelná energie nemůže samovolně přecházet z prostředí o nižší teplotě do prostředí o vyšší teplotě“. Nicméně ho lze technicky uskutečnit za přívodu vnější pohonné energie o vyšší kvalitě (teplotě, potenciálu). Pod pohonnou energií vyšší kvality (exergií) lze chápat energii mechanickou, elektrickou nebo i tepelnou, která však má vyšší teplotu než je teplota, na kterou je jinak nevyužitelná tepelná energie (anergie) přečerpávána. Při přečerpávání tepla dochází k degradaci pohonné energie, která celá nebo její část (u skutečných zařízení její podstatná část) přejde spolu s přečerpávaným teplem do látky B o vyšší teplotní hladině. Tím je látce B předáno větší množství tepelné energie, než bylo odňato látce A a zároveň větší množství tepla než odpovídá spotřebované pohonné energii. Na principu přečerpávání tepla z nižší teplotní hladiny (odnímání tepla chlazenému prostředí) na vyšší teplotní hladinu (přivádění tepla do ohřívaného prostředí) pracuje každé chladicí zařízení. Zařízení označovaná jako chladicí využívají primárně chladicího jevu, kde užitečným teplem je teplo odebírané látce A, snižujíc tak její teplotu, a odváděné teplo do látky B je zpravidla nevyužitým teplem odpadním. Pokud se účelně využívá především tepla předávaného látce B, nazývá se zařízení tepelným čerpadlem. Lze tedy shrnout, že rozdíl mezi tepelným čerpadlem a chladicím zařízením není v principu, ale v charakteru jejich využití pro účely chlazení nebo ohřevu. Na druhou stranu nelze jednoduše směšovat chladicí zařízení a tepelná čerpadla s ohledem na některé odlišnosti v konstrukci prvků obou zařízení. Energetická náročnost přečerpávání tepla je obecně vyjádřena topným faktorem εt, resp. chladicím faktorem εch, vyjádřenými jako
εt =
QB A
ε ch =
QA A
(2.1)
kde QA
je užitečné teplo odebrané ochlazované látce A, v J;
QB
užitečné teplo předané ohřívané látce B, v J;
A
pohonná energie přivedená do zařízení pro přečerpání tepla, v J.
Topný faktor je základním parametrem tepelného čerpadla vyjadřujícím efektivitu přečerpávání tepla, informaci kolikrát více energie (tepla) se získá než se ve formě pohonné energie přivede. Zařízení na přečerpávání tepla pracují nejčastěji na principu tepelného oběhu, ve kterém pracovní látka prochází změnami stavu před konečným navrácením do stavu výchozího. Tepelný oběh se znázorňuje
57
v diagramech pracovní látky jako uzavřená křivka. V tepelném oběhu může být teplo přeměněno na práci (tepelný motor, pravotočivý oběh) nebo naopak (chladicí oběh, přečerpávání tepla, levotočivý oběh). Nejčastěji používaná zařízení pro přečerpávání tepla pracují na principu změny skupenství pracovní látky s využitím: parního oběhu; sorpčního oběhu; proudového oběhu.
Zatímco u zařízení pracujících na principu parního oběhu musí být pro pohon k dispozici energie mechanická (elektrická), u zařízení sorpčních a proudových je pohonnou energií tepelná energie. Následující text se věnuje tepelným čerpadlům s parním kompresorovým oběhem poháněným elektrickou energií vzhledem k jejich naprosté převaze v aplikacích pro vytápění a přípravu teplé vody v budovách.
2.1.2. Carnotův oběh Pro popis principu a studium zákonitostí přečerpávání tepla tepelnými čerpadly se využívá teoretického Carnotova oběhu (cyklu). Carnotův oběh je vratný (ideální, dokonalý, neskutečný) a tepelně nejúčinnější typ oběhu. Nelze jej uskutečnit v reálném technickém zařízení. Pravotočivý oběh popisuje tepelný motor, levotočivý (obrácený) popisuje přečerpávání tepla. Účinnost tepelného čerpadla může být posouzena srovnáním skutečného oběhu a teoretického Carnotova oběhu. Oběh je tvořen dvěma izoentropickými změnami (komprese, expanze při s = konst.) a dvěma izotermickými změnami (odvod a přívod tepla při T = konst.). Carnotův levotočivý oběh je uveden na obr. 2.1 v souřadnicích T-s.
Obr. 2.1 – Carnotův oběh přečerpávání tepla (chladicí oběh) Měrné teplo získané ochlazením látky A při teplotě T1 je dáno jako q A = q 41 = T1 ⋅ (s1 − s 4 )
(2.2)
Využitelné měrné teplo dodané do ohřívané látky B při teplotě T2 se stanoví jako q B = q 23 = T2 ⋅ (s1 − s 4 )
(2.3)
Pro měrnou pohonnou energii lze psát a = q B − q A = (T2 − T1 ) ⋅ (s1 − s 4 )
(2.4)
Topný faktor ideálního Carnotova oběhu (maximální hodnota) se stanoví jako
58
ε t ,C =
qB T2 = a T2 − T1
(2.5)
Podobně je možné definovat chladicí faktor ideálního Carnotova oběhu jako
ε ch ,C =
qA T1 = = ε t ,C − 1 a T2 − T1
(2.6)
Z vyjádření topného faktoru vyplývá, že s růstem rozdílu teplotních hladin, mezi nimiž je teplo přečerpáváno, klesají hodnoty topného a chladicího faktoru, což značí růst energetické náročnosti oběhu. Obecně platí, že pokles nižší teploty ovlivňuje topný (chladicí) faktor více než nárůst vyšší teploty. U Carnotova oběhu, oproti skutečnému, závisí hodnota topného a chladicího faktoru pouze na teplotách, mezi kterými je teplo přečerpáváno. U skutečných oběhů s nevratnými ději nelze Carnotova topného faktoru dosáhnout. Carnotův ideální oběh je neskutečný, neboť nezohledňuje: konečnou velikost teplosměnných ploch; skutečný chladicí oběh a reálné vlastnosti pracovních látek (chladiv); skutečnou účinnost zdroje pohonné energie (neizoentropický zdroj); tepelné ztráty oběhu do okolí; potřebu pohonné energie pro pomocná zařízení.
Skutečný topný faktor tepelného čerpadla je možné vyjádřit srovnáním s Carnotovým oběhem T2 ε t ,TČ = ηTČ (2.7) T2 − T1 prostřednictvím srovnávací účinnosti ηTČ. Srovnávací účinnost se pohybuje od 0,4 do 0,6, kde nižší hodnoty platí pro malá tepelná čerpadla a vyšší hodnoty pro tepelná čerpadla velkých výkonů (stovky kW).
2.1.3. Parní oběh Parní oběh je v oblasti chladicí techniky a tepelných čerpadel nejrozšířenějším druhem oběhu, na jehož principu dnes pracuje naprostá většina tepelných čerpadel. V parním oběhu je chladicího účinku dosahováno vypařováním pracovní látky (chladiva) ve výparníku a topného účinku kondenzací chladiva v kondenzátoru, přičemž k odsávání par z výparníku a pro jejich stlačení se využívá kompresoru. Pro pohon kompresoru se využívá vysoce kvalitní energie – mechanické práce. Zařízení na principu parního oběhu (tepelné čerpadlo) se skládá ze čtyř základních prvků: výparník (V) kompresor (C) kondenzátor (K) škrticí (redukční, expanzní) ventil (ŠV)
Schéma parního oběhu s jednotlivými prvky je naznačeno na obr. 2.2. Ochlazovaná látka se přivádí do výparníku, v němž se jí vypařujícím se chladivem odnímá teplo, takže teplota ochlazené látky klesá. Vypařování (děj 4-1) probíhá při nízkém vypařovacím tlaku pv a odpovídající vypařovací teplotě tv nižší než je výstupní teplota ochlazené látky tv2. Vzniklé páry chladiva jsou z výparníku odsávány kompresorem a stlačeny (komprese 1-2) na vyšší tlak pk potřebný ke kondenzaci v kondenzátoru. Páry chladiva se v kondenzátoru ochladí a zkapalní (děj 2-3) při vysokém tlaku a za kondenzační teploty tk
59
vyšší než je výstupní teplota látky tk2, do níž se přečerpané teplo odvádí. Mezi kondenzátorem a výparníkem je zařazen škrticí ventil pro udržení rozdílu tlaků pk a pv. Průchodem kapalného chladiva škrticím ventilem (expanze 3-4) se prudce sníží tlak na pv, kapalné chladivo se částečně odpaří a do výparníku vstupuje jako mokrá pára.
Obr. 2.2 – Zjednodušené schéma tepelného čerpadla Pro tepelné toky vstupující a vystupující v rámci parního oběhu v ideálním zařízení beze ztrát lze psát Q& v + Pie = Q& k
(2.8)
kde Q& v
je tepelný výkon přiváděný ochlazením nízkopotenciálního zdroje tepla do oběhu (do vypařujícího se chladiva) ve výparníku, ve W;
Pie
izoentropický (teoretický bezeztrátový) příkon kompresoru pro pohon parního oběhu, ve W;
Q& k
tepelný výkon odváděný z oběhu (z kondenzujícího chladiva) v kondenzátoru do ohřívané látky, ve W.
2.1.4. Diagram reálné pracovní látky (chladiva) Pro popis chladicích oběhů a výpočty energetických toků v tepelných čerpadlech a chladicích zařízeních se pro danou pracovní látku oběhu (chladivo) kromě diagramu teplota (T) – entropie (s) používá častěji diagram tlak (p) – entalpie (h) (viz obr. 2.3). Diagramy jsou tvořeny dvěma mezními křivkami: křivkou syté kapaliny – kapalina je na bodu varu, mezní křivka vyjadřuje závislost teploty varu na tlaku; křivkou syté páry – kapalina je zcela vypařená při tlaku a teplotě varu (kondenzační křivka).
Vrcholem mezních křivek je kritický bod (K), ve kterém již není rozdíl mezi párou a kapalinou. Mezní křivky rozdělují diagram na tři základní oblasti: čistá kapalina - kapalina pod bodem varu, při jejím ohřívání za konstantního tlaku se zvyšuje její teplota; mokrá pára – směs vroucí kapaliny a syté páry v termodynamické rovnováze (stejný tlak i teplota), při dalším ohřevu se kapalná část přeměňuje v páru; stav (kvalita) mokré páry se definuje obsahem páry x (x = 0: mezní křivka syté kapaliny, x = 1: mezní křivka syté páry) přehřátá pára – další ohřívání syté páry způsobuje nárůst její teploty nad bod varu a její přehřívání.
Další křivky, které lze nalézt v diagramu p-h jsou:
60
křivky konstantní entropie (izoentropy) – entropie představuje změnu vlastností termodynamického systému a její hodnota v důsledku degradace tepelné energie a disipace mechanické energie v reálných systémech vždy narůstá; změna entropie chladiva při dodávce vnější (pohonné) energie určuje efektivnost oběhu tepelného čerpadla (s nárůstem entropie narůstají energetické ztráty); křivky konstantní teploty (izotermy) – v oblasti čisté kapaliny probíhají izotermy jako svislé přímky, v oblasti mokré páry jako horizontální přímky (u jednosložkových chladiv, jsou zároveň izobarami) a v oblasti přehřáté páry jako exponenciální křivky k ose entalpie.
p [MPa]
h [kJ/kg]
Obr. 2.3 – Příklad p – h diagramu chladiva R134a
2.1.5. Rankinův oběh Parní oběh kompresorového tepelného čerpadla s reálnou pracovní látkou (pro účely výkladu s jednosložkovým chladivem) lze přibližně popsat idealizovaným Rankinovým levotočivým oběhem charakterizovaným termodynamickými změnami: 1-2: izoentropické stlačování (komprese) syté páry na páru přehřátou; 2-3: izobarické ochlazení přehřátých par na mez sytosti a kondenzace na mez syté kapaliny; 3-4: izoentalpické škrcení na mokrou páru – snížení tlaku škrcením ve škrticím elementu (kapilára), nekoná se žádná práce a kapalině se teoreticky nepřivádí teplo = nemění se entalpie (adiabatické škrcení); 4-1: izobarické vypařování na mez syté páry (izotermický přívod tepla pro azeotropní chladivo).
Na rozdíl od skutečného oběhu idealizovaný Rankinův oběh předpokládá:
61
žádné podchlazení nebo přehřátí chladiva, stavy chladiva na vstupu do kompresoru a výstupu z kondenzátoru na mezi sytosti; nulové tlakové ztráty v oběhu chladiva (potrubí, výměníky); dokonale tepelně izolované tepelné čerpadlo, eliminace sdílení tepla s okolím během komprese a škrcení; izoentropická (bezztrátová) komprese; azeotropní (jednosložkové) chladivo bez teplotního skluzu.
Rankinův oběh není přesně technicky realizovatelný, nicméně odchylky od skutečného oběhu jsou relativně malé (viz kapitola 2.1.6). Tepelný diagram Rankinova oběhu tepelného čerpadla je uveden na obr. 2.4 v různých souřadnicových systémech.
Obr. 2.4 – Oběh tepelného čerpadla (idealizovaný Rankinův cyklus) v p-h souřadnicích a v T-s souřadnicích Na výparníku se do oběhu přivádí vypařovací výkon Q& v z ochlazování prostředí (obnovitelná část výkonu tepelného čerpadla) při konstantním vypařovacím tlaku pv. Páry na mezi sytosti (x = 1) jsou odsávány kompresorem, kterým se do oběhu přivádí teoretický izoentropický (s = konst.) příkon Pie pro přečerpání vypařovacího výkonu na využitelnou teplotní hladinu. V kondenzátoru se při konstantním kondenzačním tlaku pk ochlazují přehřáté páry na mez sytých par (x = 1) a dále se srážejí až na mez syté kapaliny (x = 0). Z oběhu se odvádí kondenzační výkon Q& k pro účely využití (ohřev vnější teplonosné látky). Pro tepelnou bilanci Rankinova oběhu platí rovnice (2.8), pro jejíž jednotlivé členy lze psát
(h − h 4 ) Q& v = M& ch ⋅ (h1 − h 4 ) = V&ch 1 v1
(2.9)
(h − h 4 ) Q& k = M& ch ⋅ (h 2 − h 4 ) = V&ch 2 v1
(2.10)
(h − h1 ) Pie = M& ch ⋅ (h 2 − h1 ) = V&ch 2 v1
(2.11)
kde M& ch V&ch
je hmotnostní průtok chladiva, v kg/s; objemový průtok chladiva, potřebná výkonnost kompresoru, v m3/s; 62
v1
měrný objem chladiva, v m3/kg;
(h2 – h4)
hmotnostní topivost, rozdíl mezi entalpií chladiva na vstupu do kondenzátoru a výstupu z kondenzátoru, v J/kg;
(h1 – h4)
hmotnostní chladivost, rozdíl mezi entalpií chladiva na výstupu z výparníku a vstupu do výparníku, v J/kg;
(h2 – h1)
měrná izoentropická kompresní práce, rozdíl mezi entalpií chladiva na výstupu z kompresoru a vstupu do kompresoru, v J/kg;
Topný faktor Rankinova oběhu se stanoví bez nutné znalosti hmotnostního průtoku chladiva jako
ε t ,R =
Q& k h 2 − h 4 = Pie h 2 − h1
(2.12)
Podobně lze stanovit chladicí faktor Rankinova oběhu jako
ε ch ,R =
Q& v h1 − h 4 = Pie h 2 − h1
(2.13)
2.1.6. Reálný oběh tepelného čerpadla Reálný oběh tepelného čerpadla neodpovídá přesně teoretickému Rankinovu oběhu, ale odchyluje se především v: přehřívání par nasávaných kompresorem; podchlazení kapalného chladiva; kompresi par chladiva.
Diagram skutečného oběhu tepelného čerpadla je uveden na obr. 2.5. Přehřívání par chladiva
Teoretický Rankinův oběh předpokládá na výstupu výparníku a na sání kompresoru sytou páru. Ve skutečném oběhu kompresor nasává páru ve stavu 1’, tj. páru přehřátou o Δtp = t1’ – tv. K přehřátí dochází: ve výparníku, kde přehřátí je nezbytnou podmínkou správné funkce termostatického expanzního ventilu; přívodem tepla z okolí (tepelnými zisky) do potrubí mezi výparníkem a kompresorem; v tělese hermetického kompresoru teplem odváděným z motoru; ve zvláštním výměníku za výparníkem, přehřívání vnějším zdrojem, např. odpadním teplem pokud je k dispozici; vnitřní rekuperací tepla ve zvláštním výměníku za výparníkem, kde párou podchlazuje kapalné chladivo.
Přehřátí sytých par na výstupu z výparníku je u tepelných čerpadel výhodné, neboť je ziskem, oproti situaci u chladicího zařízení. Navíc přehřáté páry na sání kompresoru zaručují, že se do kompresoru nedostanou kapičky chladiva (nižší opotřebení, delší životnost).
63
Obr. 2.5– Diagram reálného oběhu tepelného čerpadla Podchlazení kapalného chladiva
V kondenzátoru nebo ve výměníku zařazeném za kondenzátor se využívá izobarického podchlazení kapalného chladiva pod křivku syté kapaliny o Δtd = tk – t3’ za účelem: zajištění správné funkce škrticího ventilu - pochlazení zajišťuje přítok kapalného chladiva (nanejvýš na mezi sytosti kapaliny) ke škrticímu ventilu. Tím je zajištěn jeho plný výkon, stabilizovaná funkce a delší životnost vlivem omezení kavitace; zvýšení hospodárnosti oběhu – zvýšení topivosti oběhu, např. zařazením vnitřní rekuperací tepla parou vystupující z výparníku. Komprese par chladiva
Reálný průběh komprese par chladiva na kondenzační tlak není ideálně izoentropický jako v Rankinově oběhu. Ve skutečném kompresoru (pístovém) se v první fázi komprese nasávané páry chladiva ohřívají o stěny válce a pístu (růst entropie), před koncem komprese je naopak teplota přehřátých par chladiva vyšší a teplo je z chladiva odváděno do stěn válce a entropie klesá. Pro výpočty se uvažuje izoentropická komprese a zvýšení energetické náročnosti komprese skutečnými pochody v kompresoru (polytropická komprese) se respektuje zavedením izoentropické účinnosti ηie definované vztahem v souladu s obr. 2.6
η ie =
h 2 − h1 Pie = h 2 ' − h1 Pi
(2.14)
kde Pie Pi
je
teoretický izoentropický příkon, ve W; vnitřní (indikovaný) příkon kompresoru, ve W.
Izoentropická účinnost je funkcí kompresního poměru pk/pv.
64
Obr. 2.6 – Polytropická komprese v oběhu tepelného čerpadla
Skutečná výkonnost kompresoru je menší než teoretická vzhledem k dopravní účinnosti kompresoru ηd zohledňující škodlivý prostor, tlakové odpory v sání kompresoru, ohřátí plynu během sání či netěsnost částí uzavírajících pracovní prostor.
2.2. Prvky tepelného čerpadla 2.2.1. Kompresor Kompresor nasává syté nebo přehřáté páry chladiva z výparníku při konstantním vypařovacím tlaku pv a stlačuje je na tlak kondenzační pk. Základními požadavky na kompresor jsou schopnost práce v požadovaném rozsahu tlaků a teplot, provozní spolehlivost, dlouhodobá životnost a minimální údržba. Chladivové kompresory mohou být v provedení: – pohonný motor je oddělen od kompresoru převodem, hřídel vycházející z kompresorové skříně je těsněna ucpávkou, používá se u velkých zařízení; ztráty soustrojí kompresoru jsou odváděny do okolí;
odděleném
polohermetickém – část ztrát kompresoru je předávána do chladiva a zvyšuje jeho entalpii;
– pohonný motor (zpravidla elektrický) a vlastní kompresor jsou uloženy v jedné tlakové nádobě (hermeticky uzavřená vůči únikům chladiva), ztráty elektromotoru se podílí na tepelné bilanci oběhu, protože vinutí je ochlazováno nasávanými parami chladiva – přehřívání par na sání kompresoru;
hermetickém
Podle konstrukčního typu lze rozlišit kompresory: – nejstarší typ, páry chladiva jsou nasávány přes sací ventil, stlačovány v pracovním válci (ventily zavřeny) a přehřáté páry vytlačovány přes výtlačný ventil, který se otevírá při dosažení požadovaného výtlačného tlaku, negativní vliv škodlivého prostoru válce;
pístové
– rotační spirálový kompresor - pracovní cyklus nasávání, stlačování a výtlaku par chladiva je realizován pohybem pohyblivé spirály vůči statické (pevné) spirále, kdy se plynule mění kompresní prostor. Sání je na obvodu pracovního prostoru, výtlak je ve středu (viz obr. 2.7). Výhodou scroll kompresorů je menší množství pohyblivých částí (nemají klikový mechanismus), vyšší životnost a spolehlivost, nižší hlučnost zařízení (menší vibrace) a především vyšší účinnost díky eliminaci škodlivého prostoru.
scroll
65
Obr. 2.7 - Pracovní cyklus rotačního spirálového kompresoru (scroll)
Pro běžné aplikace tepelných čerpadel menších výkonů do 50 kW se v současnosti používají v naprosté většině hermetické kompresory typu scroll. Elektrický příkon kompresoru lze vyjádřit obecně jako Pel =
Pi
ηs
=
Pi
η m ⋅η p ⋅ η el
=
Pef η p ⋅η el
(2.15)
kde Pi
je
indikovaný příkon kompresoru, v W;
Pef
efektivní příkon kompresoru na hřídeli, v W;
ηs
účinnost soustrojí kompresoru, udává jaká část příkonu Pel je převedena do kondenzátoru jako užitečné teplo;
ηm
mechanická účinnost kompresoru (třecí ztráty v pohybovém mechanismu);
ηp
účinnost převodu mezi kompresorem a elektromotorem (třecí ztráty v převodu);
ηel
klínový řemen
ηp = 0,90 až 0,95
pevná nebo pružná spojka
ηp = 1,00
účinnost elektromotoru (ηel = 0,80 až 0,90).
U hermetických kompresorů je elektromotor, převod a kompresor umístěn v jedné tlakové nádobě a chlazen parami chladiva. Celá pohonná energie, při zanedbání tepelných ztrát z kompresoru do okolí, se přenáší do chladiva a tím do kondenzátoru jako využitelné teplo a účinnost soustrojí se uvažuje ηs = 1. U oddělených nechlazených soustrojí odchází část příkonu kompresoru (příkonu elektromotoru) jako nevyužitelné teplo do okolí (dáno účinností převodu ηp a účinností elektromotoru ηel). Jaká část mechanických ztrát třením přeměněných na teplo přechází do pracovní látky (chladiva) závisí na konkrétním typu a parametrech kompresoru, okolních podmínkách a dalších vlivech. Pro zjednodušení lze předpokládat, že celé ztráty třením přecházejí jako teplo do stlačovaného chladiva (Pef = Pi, ηm = 1) a potom poměr Pie Pie = = η ie ,c Pi Pef
(2.16)
je celkovou izoentropickou účinností kompresoru. Skutečný topný faktor ovlivněný účinností soustrojí kompresoru se potom stanoví jako
ε t ,sk = η s ⋅ [1 + η ie ⋅ (ε t,R - 1)]
(2.17)
případně
ε t ,sk = η el ⋅η p ⋅ [1 + η ie,c ⋅ (ε t,R - 1)]
(2.18) 66
kde
εt,R
je
topný faktor idealizovaného Rankinova oběhu.
2.2.2. Výparník Výparník slouží pro odebírání tepla nízkopotenciálnímu zdroji tepla (NPZ) vypařováním chladiva. Na primární straně výparníku dochází k ochlazování teplonosné látky:
nemrznoucí směs (TČ země-voda) – nepřímý odběr tepla ze země (NPZ) přes teplonosnou kapalinu;
voda (studniční, odpadní, TČ voda-voda) – přímý odběr tepla z NPZ;
vzduch (venkovní, odpadní, vzduchová TČ) – přímý odběr tepla z NPZ.
Na sekundární straně výparníku (strana chladiva) dochází k izobarickému vypařování chladiva (změna skupenství) za nízkého tlaku při teplotě nižší než je výstupní teplota teplonosné látky (nositel nízkopotenciálního tepla). U tzv. chladiv se skluzem (vícesložkové směsi) nemusí docházet k vypařování za konstantní vypařovací teploty (zeotropní chladiva). Výkon výparníku se stanoví jako Q&v = Uv ⋅ A ⋅ Δtv
(2.19)
kde Uv
je součinitel prostupu tepla výparníku, ve W/(m2.K);
A
přestupní plocha výparníku, v m2;
Δtv
střední (logaritmický) teplotní rozdíl na výparníku, v K.
1’ 1 přehřátí par chladiva nad mez sytosti chladivo je na vstupu z EV již částečně odpařeno
Obr. 2.8 – Průběh teplot ve výparníku
Součinitel prostupu tepla na výparníku se pohybuje mezi 600 a 700 W/(m2.K). Střední teplotní spád na výparníku se přibližně stanoví
67
Δt v =
(t − t ) Δt "− Δt ' (t v 1 − t v ) − (t v 2 − t v ) = v1 v 2 = (t − t ) (t − t ) Δt " ln ln v 1 v ln v 1 v Δt ' (t v 2 − t v ) (t v 2 − t v )
(2.20)
nebo zjednodušeně při malých rozdílech teplot jako Δt v = t v 12 − t v =
tv1 + tv 2 − tv 2
(2.21)
kde tv
je vypařovací teplota chladiva při daném tlaku na sekundární straně výparníku, ve °C;
tv1
teplota teplonosné látky vstupující do výparníku na primární straně, ve °C;
tv2
teplota teplonosné látky vstupující do výparníku na primární straně, ve °C;
tv12
střední teplota teplonosné látky na primární straně výparníku , ve °C.
Ochlazení teplonosné látky (tv1 – tv2) se pohybuje u kapalin 3 až 5 K, u vzduchu okolo 10 K, z toho vyplývá střední teplotní spád na výparníku Δtv = 3 až 5 K. Průběh teplot chladiva a teplonosné látky ve výparníku je uveden na obr. 2.8. Na výstupu z výparníku se chladivo dostává svým stavem do oblasti přehřáté páry (reálný oběh, bod 1’) na teplotu vyšší o Δtp než je teplota vypařovací. Jako výparník tepelného čerpadla se používá buď deskový (kapalina-chladivo) nebo trubkový žebrový (vzduchchladivo) tepelný výměník.
2.2.3. Kondenzátor Kondenzátor slouží pro předání kondenzačního tepla chladicího cyklu pro využití do teplonosné látky, nejčastěji otopné vody. Kondenzační teplota chladiva je vždy vyšší než výstupní teplota otopné vody z tepelného čerpadla. Výkon kondenzátoru se stanoví jako Q& k = Uk ⋅ A ⋅ Δtv
(2.22)
kde Uk
je součinitel prostupu tepla kondenzátoru, ve W/(m2.K);
A
přestupní plocha kondenzátoru, v m2;
Δtk
střední (logaritmický) teplotní rozdíl na kondenzátoru, v K.
Součinitel prostupu tepla na kondenzátoru se pohybuje mezi 700 a 900 W/(m2.K). Střední teplotní spád na kondenzátoru se přibližně stanoví Δt k =
(t − t ) Δt "−Δt ' (t k − t k 1 ) − (t k − t k 2 ) = k 2 k1 = (t − t ) (t − t ) Δt " ln ln k k 1 ln k k 1 Δt ' (t k − t k 2 ) (t k − t k 2 )
(2.23)
nebo zjednodušeně jako Δt k = t k − t k 12 = t k −
t k1 + t k 2 2
(2.24)
kde tk
je kondenzační teplota chladiva při daném tlaku na primární straně kondenzátoru, ve °C;
68
tk1
teplota teplonosné látky vstupující do kondenzátoru na sekundární straně, ve °C;
tk2
teplota teplonosné látky vstupující do kondenzátoru na sekundární straně, ve °C;
tk12
střední teplota teplonosné látky na sekundární straně kondenzátoru, ve °C.
Ohřátí teplonosné látky na sekundární straně kondenzátoru (tk2 – tk1) se pohybuje okolo 10 K (kapalina – teplovodní okruh), z toho vyplývá střední teplotní spád na kondenzátoru Δtk = 5 až 10 K. Průběh teplot chladiva a teplonosné látky v kondenzátoru je uveden na obr. 2.9. Do kondenzátoru vstupuje přehřátá pára, která je nejprve ochlazována na mez sytosti a poté kondenzuje až pod mez syté kapaliny z důvodu eliminace vstupu bublinek do expanzního ventilu (kavitace, blokace průtoku chladiva). Funkci dochlazovače může přebírat část kondenzátoru (současný předehřev par chladiva na výstupu z výparníku do kompresoru). Jako kondenzátory se u tepelných čerpadel pro teplovodní vytápění používají deskové výměníky (pájené, svařované). podchlazení kapaliny
předchlazení přehřátých par
Obr. 2.9 – Průběh teplot v kondenzátoru
2.2.4. Škrticí (expanzní) ventil Expanzní ventily pracují jako škrticí prvky, udržují tlakový rozdíl mezi vysokotlakou a nízkotlakou stranou chladicího oběhu a regulují tok chladiva z kondenzátoru do výparníku. Průchodem chladiva expanzním ventilem se poklesem tlaku část chladiva vypaří (změní skupenství) a do výparníku vstupuje jako směs páry a kapaliny při výparné teplotě a tlaku (mokrá pára). Poklesem tlaku se chladivo ochladí a sníží svoji teplotu. Nejjednodušším expanzním (škrticím) zařízením je kapilára mezi kondenzátorem a výparníkem. U tepelných čerpadel, které pracují při proměnlivých podmínkách jak na vysokotlaké (odběr tepla), tak na nízkotlaké straně (přívod nízkopotenciálního tepla) se jako expanzní zařízení používá termostatický nebo elektronicky řízený expanzní ventil, které regulují průtok chladiva v závislosti na teplotě na výstupu z výparníku (udržování přehřátí par před vstupem do kompresoru na 4 až 8 K).
69
2.2.5. Chladiva Pracovní látky používané v tepelných čerpadlech lze obecně rozdělit na: azeotropní - chovají jako čisté kapaliny, během změny skupenství se složení par a kapaliny nemění, mohou být jednosložková nebo vícesložková (azeotropní chladivo: R22, R290, azeotropní směs: R502 či R507) zeotropní - směsi obvykle 2 až 4 druhů chladiv, proměnné složení během změny skupenství. Pokud je rozdíl teplot nasycených par složek velmi malý, nazývají se blízce azeotropními (zeotropní chladivo: R407a, zatímco R404a je směs blízce azeotropní).
U zeotropních chladiv se udává tzv. teplotní skluz - rozdíl teplot varu i při stejném tlaku, neizotermní průběh změny skupenství. Podle chemického složení se chladiva rozdělují na skupiny: CFC – plně halogenizované uhlovodíky a jejich směsi, tj. všechny atomy vodíku v molekule jsou nahrazeny atomy prvků ze skupiny halogenidů, tedy chlorem, fluorem, někdy i bromem. Někdy se nazývají „tvrdé freony“. Mezi tvrdé freony se řadí chladiva R11, R12, R13, R113, R114, R115, R502, R503 a další. HCFC – chlorofluorované uhlovodíky, mají v molekule i atomy vodíku. Říká se jim „měkké freony“. Jsou to R21, R22, R141b, R142b, R123, R124. HFC – nemají v molekule atomy chloru, jen fluor. Patří sem například R134a, R152a, R125, R32, R218, R407c, R404a. HC – přírodní uhlovodíky a jejich směsi (čpavek, propan). Jsou zcela bez halogenidů, ale jsou hořlavé. Chladivo (složení)
Faktor poškození ozónové vrstvy RODP
Faktor vlivu na globální oteplování HGWP
plně halogenované uhlovodíky (CFC) R11 (CFCl3) - reference
1
1
R12 (CF2Cl2)
1
3
R22 (CHF2Cl)
0,06
0,34
R401 (R22+R152a+R124)
0,03
0,22
R402 (R22+R290+R125)
0,02
0,64
zakázaná chladiva bez možnosti servisu
částečně halogenované uhlovodíky (HCFC) přechodná do 2015 (pouze servis, nesmí do nových zařízení)
fluorované uhlovodíky (HFC) a jejich směsi (bez chloru) R134a (C2H2F4)
0
0,27
R507 (C2HF5+C2H3F3)
0
0,98
R410a (CH2F2+C2HF5)
0
0,41
R407c (CH2F2+C2HF5+C2H2F4)
0
0,39
dlouhodobá alternativní bezchlorová chladiva nahrazující CFC, bez vlivu na ozónovou vrstvu
Tab. 2.1 – Škodlivost různých typů chladiv
2.2.6. Mazací oleje Hlavní funkcí oleje je mazání kompresoru. Nicméně, malé množství oleje (1 až 4 % hmotnosti chladiva) je neustále unášeno chladivem po celém okruhu, prochází tedy všemi prvky oběhu. Olej se musí 70
v chladivu dobře rozpouštět a při náhradě chladiva je nutné zkontrolovat kompatibilitu. Unášený olej je výhodný pro detekci úniku chladiva v oběhu, zanechává mastnou stopu na venkovní straně netěsnosti.
2.3. Charakteristiky tepelných čerpadel 2.3.1. Výkonové charakteristiky Základními charakteristickými parametry tepelných čerpadel jsou tepelný (topný) výkon Q& t , elektrický příkon Pel tepelného čerpadla, případně topného faktoru εt (doplňkový parametr), udávané při definovaných okrajových podmínkách: teplota ochlazované látky vstupující do tepelného čerpadla (výparníku) tv1; teplota ohřívané látky vystupující z tepelného čerpadla (kondenzátoru) tk2.
Pro návrh tepelného čerpadla pro danou tepelnou soustavu, případně bilancování přínosů tepelného čerpadla, je nezbytné mít k dispozici charakteristické závislosti výkonových parametrů pro různé sady okrajových teplotních podmínek (kombinace teplot tv1 a tk2). Pro starší typ tepelného čerpadla vodavoda jsou takové charakteristiky uvedeny na obr. 2.10. 9
40
4,4 55 °C
ε [-]
t k2 3,2
20
6 10
15
t v1 [°C]
20
3,6
7
t k2
25
45 °C 55 °C
P el [kW]
Q t [kW]
55 °C
30
4,0
35 °C
8
45 °C
35 °C
45 °C
t k2
35 °C
35
25
2,8 10
15
t v1 [°C]
20
25
10
15
t v1 [°C]
20
25
Obr. 2.10 – Charakteristiky topného výkonu, elektrického příkonu a topného faktoru tepelného čerpadla voda-voda
Potřebný tepelný výkon předávaný z nízkopotenciálního zdroje tepla na výparníku Q& v lze při návrhu tepelného čerpadla vyjádřit různými způsoby ze základních výkonových parametrů udávaných výrobci ⎛ 1 Q& v = Q& t − Pel = Q& t ⋅ ⎜⎜ 1 − ⎝ εt
⎞ ⎟⎟ = Pel ⋅ (ε t − 1) ⎠
(2.26)
Na základě hodnoty Q& v se potom dimenzuje nízkopotenciální zdroj tepla (viz kapitola 2.4).
2.3.2. Skutečný topný faktor Skutečný topný faktor instalace je dán skutečným topným výkonem tepelného čerpadla a skutečným elektrickým příkonem celého tepelného čerpadla. Do celkové bilance je tedy nutné zahrnout, kromě účinnosti soustrojí kompresoru (viz kapitola 2.2.1), také: tepelné ztráty jednotky, případně akumulačního zásobníku do okolí; příkony pomocných zařízení - oběhových čerpadel, ventilátorů apod. nezbytných pro provoz tepelného čerpadla.
71
Skutečný topný faktor zdroje tepla s tepelným čerpadlem, tzn. tepelného čerpadla včetně souvisejících zařízení, se určí jako poměr tepelného výkonu předávaného na odběrové straně k celkovému elektrickému příkonu zdroje tepla s tepelným čerpadlem
ε t ,TČ =
Q& TČ Pel ,TČ
=
Q& t − Q& z Pel + Pel ,oč
(2.27)
kde Q& t
je
tepelný výkon vlastního tepelného čerpadla, ve W;
Pel
elektrický příkon vlastního tepelného čerpadla, ve W;
Q& z
tepelná ztráta zásobníku tepla, ve W;
Pel,oč
elektrický příkon oběhových čerpadel a dalších zařízení souvisejících s provozem tepelného čerpadla, ve W.
Podobně lze stanovit skutečný provozní topný faktor, místo výkonových veličin se dosazují energetické veličiny bilancované za určité období.
2.3.3. Podmínka energetické hospodárnosti tepelných čerpadel Při srovnání přínosů elektricky poháněného tepelného čerpadla s ohledem na primární palivo je nutno mít na zřeteli, že běžná účinnost tuzemských uhelných elektráren ηel dnes dosahuje 30 až 35 %. Přenosem elektrické energie sítí vznikají další ztráty. Podmínka energetické hospodárnosti tepelného čerpadla obecně říká, že spotřeba primární energie pro pohon tepelného čerpadla musí být nižší než spotřeba primární energie zdroje tepla, který je tepelným čerpadlem nahrazován. Jednoduchým postupem lze odvodit pro elektricky poháněné tepelné čerpadlo podmínku pro minimální topný faktor εt,min, od něhož výše lze dosáhnout úsporu primárního paliva za předpokladu, že tepelná energie dodaná nahrazovaným zdrojem tepla je stejná jako tepelným čerpadlem Q nz = QTČ
(2.28)
Spotřeba primární energie nahrazovaného zdroje je dána Q p ,nz =
Q nz
(2.29)
η nz
kde
ηnz
je provozní účinnost nahrazovaného zdroje, např. provozní tepelná účinnost plynového kotle (nikoli jmenovitá účinnost).
Spotřeba primární energie pro pohon tepelného čerpadla Q p ,TČ =
E TČ
η el
=
QTČ
(2.30)
ε t ,TČ ⋅ η el
kde ETČ QTČ
je spotřeba elektrické energie pro pohon tepelného čerpadla, v kWh; tepelná energie dodaná tepelným čerpadlem, v kWh;
72
ηel
účinnost přeměny primárního paliva na pohonnou energii tepelného čerpadla, pro případ elektricky poháněného tepelného čerpadla jde o účinnost výroby a rozvodu el. energie;
εt,TČ
skutečný provozní topný faktor tepelného čerpadla.
Z podmínky hospodárnosti vyplývá, že spotřeba primární energie pro provoz tepelného čerpadla musí být nižší než pro provoz nahrazovaného zdroje tepla Q p ,nz > Q p ,TČ Q nz
η nz
>
QTČ
(2.31)
ε t ,TČ ⋅η el
Z výše uvedeného vyplývá podmínka minimální hodnoty skutečného topného faktoru elektricky poháněného tepelného čerpadla
ε t ,TČ >
η nz η el
(2.32)
Pro příklad nahrazení plynového kotle (ηnz = 0,85) tepelným čerpadlem poháněným elektrickou energií z veřejné sítě (celková účinnost výroby a rozvodu ηel = 0,30) je minimální požadovaný provozní topný faktor tepelného čerpadla 2,83.
2.3.4. Úspora energie a topný faktor Pro praktický náhled na vliv hodnoty topného faktoru tepelného čerpadla na dosaženou úsporu poslouží jednoduchý příklad. Obecná aplikace o potřebě tepla Qt je zásobována teplem z tepelného čerpadla QTČ = Qt. Za úsporu energie Qu lze uvažovat teplo Qv přivedené ochlazením nízkopotenciálního zdroje tepla, tzn. obnovitelnou část tepelné energie dodané tepelným čerpadlem. Jako základní situace poslouží tepelné čerpadlo s topným faktorem 3, které dosáhne úspory ve výši Qu = QTČ − E TČ = Q t −
Qt
ε t ,TČ
⎛ 1 = ⎜1 − ⎜ ε t ,TČ ⎝
⎞ ⎟Q t = ⎛⎜ 1 − 1 ⎞⎟Q t = 0,66 ⋅ Q t ⎟ ⎝ 3⎠ ⎠
(2.33)
V případě, že topný faktor tepelného čerpadla by byl konstrukčním řešením nebo provozními podmínkami na primární straně zvýšen na dvojnásobek (v naprosté většině případů zcela nereálné), neznamená to automaticky zvýšení úspory na dvojnásobek jak ukazuje výpočet ⎛ 1⎞ Qu = ⎜ 1 − ⎟Q t = 0,83 ⋅ Q t ⎝ 6⎠
(2.34)
Zdvojnásobení topného faktoru z běžné hodnoty 3 na hodnotu 6 přináší „pouze“ 26 % úspory. Se zvyšujícím se topným faktorem úspora narůstá pomalu (hyperbolická funkce). Jde o situaci obdobnou se snižováním tepelné ztráty budovy zvyšováním tloušťky tepelné izolace její obálky. Pokud je izolační standard budovy (topný faktor tepelného čerpadla) velmi nízký, lze zateplením (zvýšením topného faktoru) dosáhnout vysoké úspory. Pokud je však budova relativně dobře tepelně izolována, pak další zateplování již výraznou úsporu nepřinese. Stejná situace nastává i při paralelní kombinaci dvou úsporných opatření, např. zateplení budovy a instalace tepelného čerpadla, které navzájem „soupeří“ o úsporu. Z tohoto důvodu se případy instalace tepelných čerpadel do domů s nízkou spotřebou energie mohou potýkat se špatnými provozně ekonomickými parametry. Zásadnějším faktorem pro dosažení úspory instalací tepelného čerpadla je jeho provozní spolehlivost.
73
2.4. Nízkopotenciální zdroje tepla pro tepelná čerpadla Tepelná čerpadla využívají pro produkci tepla na požadované teplotní úrovni (až 65 °C) přímo nevyužitelnou nízkopotenciální tepelnou energii prostředí nebo odpadního tepla. Energie okolního prostředí je obecně energií obnovitelnou a využívá se energie: okolního vzduchu; zemského masívu; vodních ploch a toků,
které mají svůj hlavní původ ve slunečním záření dopadajícím na zemský povrch. Na druhé straně odpadní tepelná energie z: odpadního vzduchu; odpadní vody;
může mít svůj původ i v neobnovitelných zdrojích energie. Takové zdroje se označují jako druhotné a je možné je tepelnými čerpadly také využít. Jako zdroj nízkopotenciálního tepla slouží látky, jejichž vlastnosti umožňují jednak obsaženou energii účinně předat a které na druhé straně nepůsobí nepříznivě na tepelné čerpadlo (koroze).
2.4.1. Země Zemský masiv je významným zdrojem nízkopotenciální tepelné energie s celoročně stálou teplotou. Hlavním zdrojem tepla pro zemský masiv je tepelný tok z povrchu vlivem dopadajícího slunečního záření, přestupu tepla z okolního vzduchu a vodních srážek, průměrně 10 až 40 W/m2, zatímco ze zemského jádra směrem k povrchu přichází tepelný tok průměrně 0,04 až 0,06 W/m2. Pouze ve výjimečných oblastech geologických anomálií lze hovořit o výrazném využití geotermální energie (Karlovy Vary, Teplice, jižní Morava). Teplota zemského masivu je ovlivňována okolním prostředím do hloubky 5 m v závislosti na setrvačnosti (tepelné kapacitě podloží), tepelné vodivosti půdy, difúzi vody a dopadajícím slunečním záření. Ve větších hloubkách je teplota zeminy již stálá bez vlivu počasí, s rostoucí hloubkou teplota vzrůstá přibližně o 3 K/m (geotermální gradient). Z hlediska využití tepla ze zemského masivu je rozhodující obsah vody, minerálů (křemen, živec) a vzduchových pórů, které přímo ovlivňují tepelnou vodivost masívu. Tepelná vodivost zeminy se podle složení pohybuje od 1 do 3 W/(m.K) a přibližně lze uvažovat: λz = 1,1 W/(m.K) pro suchou písčitou půdu λz = 3,3 W/(m.K) pro mokrou žulu λz = 1,7 W/(m.K) průměrná hodnota
Tepelná energie zemského masivu se využívá jako nízkopotenciální zdroj tepla pro tepelná čerpadla dvěma hlavními způsoby: Obr. 2.11 – Průběh teplot v zemském masivu (zdroj: Stiebel-Eltron)
svislé zemní vrty (sondy, výměníky); horizontální zemní kolektory (výměníky).
74
Do kategorie využití tepla zemského masívu by bylo vhodné zařadit i využití spodní vody, nicméně tradičně je zařazena mezi využití energie vody, vzhledem k odlišnosti vlastní technologie využití (čerpání, ochlazení, vypouštění) od technologie zemních výměníků. Systémy pro využití zemského tepla se někdy také nepřesně označují jako solankové systémy, ačkoli v nich ve skutečnosti není používána solanka (vodní roztok solí), ale obecně nemrznoucí směs (propylenglykol-voda, líh-voda). Nemrznoucí směsi používané pro primární okruhy tepelných čerpadel země-voda jsou svými vlastnostmi přizpůsobeny nejnižší provozní teplotě -10 °C, tzn. teplota tuhnutí teplonosné kapaliny se pohybuje okolo -15 °C. Svislé zemní vrty (sondy)
Svislé suché zemní vrty se využívají pro získávání tepla ze zemského masivu do hloubek cca 200 m. Při projektování a provádění zemních vrtů je nutná znalost geologického složení vrstev z důvodu: správného návrhu hloubky a počtu vrtů (znalost tepelných vlastností) - Špatně dimenzovaný vrt se zpravidla pozná až po několika letech provozu tepelného čerpadla, kdy trvale rok od roku klesá topný výkon tepelného čerpadla a s tím i topný faktor (klesá vypařovací teplota). Vrt se nestačí během letního období zregenerovat. hydrogeologického a ekologického - problematika narušení nebo propojení zvodněných vrstev, propojení hlubokých vrstev velmi čistou vodou (artéskou) s méně hlubokými znečištěnými, např. povrchovou vodou
Vrty jsou výhodné především z hlediska malých nároků na místo a malého rozsahu zemních prací. Stanovení hloubky vrtu
Při stanovení hloubky a počtu vrtů se vychází z tepelného odporu Rz [m.K/W] aktivní části zemského masivu v okolí vrtu (válec tepelně ovlivněné zeminy o průměru Dz) Rz =
D 1 ln z 2π ⋅ λ z d v
(2.35)
kde dv Dz
je průměr vrtu (běžně 120 až 160 mm), v m; průměr ovlivnění zeminy (běžně 2 až 5 m), v m.
Obr. 2.12 – Geometrie vrtu a teplotní poměry
75
Měrný tepelný tok přitékající zeminou q& z [W/m] z oblasti se stálou teplotou zeminy tz [°C] se stanoví jako t z − t v 12 Rz
q& z =
(2.36)
kde je teplota zeminy v oblasti teplotně neovlivněné vrtem, tz = 10 až 14 °C, podle hloubky vrtu a geotermálního gradientu (3 K/100 m), zpravidla se uvažuje 12 °C;
tz
střední teplota teplonosné kapaliny (nemrznoucí směs) ve vrtu (primární strana výparníku).
tv12
Střední teplota nemrznoucí směsi se uvažuje na základě projektovaného teplotního spádu na primárním okruhu tepelného čerpadla t v 12 =
tv1 + tv 2 2
(2.37)
Běžné teplotní spády se uvažují 6/2 °C, 4/0 °C nebo -2/2 °C. Na základě typických vstupních hodnot pro výpočet jsou v tab. 3.2 uvedeny běžně dosahované měrné výkony zemních vrtů. Vlastnosti podloží
Měrný tepelný tok qz [W/m] odčerpávaný z 1 m vrtu
hornina s velkým výskytem spodních vod
100
pevná hornina s vysokou tepelnou vodivostí
80
normální pevná hornina, průměr
55
vrt v suchých nánosech, nízká tepelná vodivost
30
Tab. 2.2 – Typické hodnoty měrného tepelného toku pro zemní vrty
Hloubka vrtu lv [m] se stanoví z výkonu potřebného na výparníku lv =
Q& v Q& t − Pel = q& z q& z
(2.38)
Podle možností vrtných souprav a dispozičních možností se požadovaná hloubka (délka) vrtu rozdělí do více vrtů. Nedoporučuje se instalovat vrty s hloubkou větší než 100 m s ohledem na tlakové ztráty a běžnou technologii vrtání. Rozdělení průtoku nemrznoucí směsi umožní také účinně snížit tlakové ztráty a potřebný příkon oběhových čerpadel. Průtok nemrznoucí kapaliny v primární okruhu se stanoví z výkonu na výparníku (příkonu nízkopotenciálního zdroje tepla) V&v =
Q& v ρ ⋅ c ⋅ (t v 1 − t v 2 )
(2.39)
kde
ρ c
je hustota nemrznoucí kapaliny, v kg/m3; měrná tepelná kapacita nemrznoucí kapaliny, v J/(kg.K).
Provedení vrtů
Vrty jsou zhotovovány jako nepřímé systémy, přenos tepla ze zemského masivu do výparníku tepelného čerpadla zajišťuje nemrznoucí kapalina. Do 1 vrtu se zavádí potrubní smyčky (ve tvaru U) 76
z HDPE hadic DN25, DN32 (jednoduché nebo zdvojené) se závažím na patě sondy (prorážení jílovitých „zátek“, ochrana zaváděného potrubí). Spolu s potrubím se zavádí i injekční trubka pro vyplnění vrtu bentonitem. Bentonit je velmi tekutá cementová směs, která zateče do mezer, zcela vyplní vrt a ztuhne. Po ztuhnutí zajistí oddělení zvodněných vrstev propojených vrtem a zamezí pronikání povrchových vod (znečištěné) do spodních vod (pitná voda). Vrty nelze zasypávat vytěženou zeminou, vznikají potom vzduchové kapsy, které působí jako izolant (snížení výkonu vrtu). injekční trubka – slouží pro tlakové vyplnění vrtu tepelně vodivou směsí (bentonit), která zajišťuje kontakt podloží s vrtem
redukce – slouží pro snížení počtu větví přivedených na rozdělovač při větším počtu vrtů
vymezovací vložka – slouží pro vymezení rozteče trubek ve vrtu pro správné zatečení směsi a rovnoměrné rozložení teploty
pevný bod – slouží ve zhoršených geologických poměrech jako opěrný bod pro zatlačování potrubí do vrtu injekční trubkou
vratné koleno – místo spojení přívodního a vratného potrubí v nejnižší části vrtu, spodní část kolena je vybavena separační jímkou
závaží – slouží pro snadnější zavádění potrubí do vrtu a jako ochrana vratného kolena
Obr. 2.13 – Schéma provedení zemního vrtu (zdroj: Gerotop)
Zemní vrty se prakticky provádí v hloubkách 40 až 100 m, pro hloubky větší než 100 m je vyžadováno speciální povolení. Dalším praktickým důvodem je omezení délky potrubí ve vrtu s ohledem na tlakové ztráty a potřebu elektrické energie na pohon oběhových čerpadel primárního okruhu. Vzdálenost mezi vrty by měla být dostatečná, aby nedocházelo k propojení ovlivněných oblastí. Jako minimální vzdálenost dvou vrtů lze uvažovat hodnotu 5 m. V případě pohybu spodních vod je vhodné zajistit takovou polohu vrtů, kdy ochlazená spodní voda od jednoho vrtu neproudí směrem k druhému. Připojení k otopné soustavě
Připojení potrubního rozvodu ze zemních vrtů k tepelnému čerpadlu se provádí před rozdělovač/sběrač (RS) okruhů. Rozdělovač se umisťuje ve venkovním prostředí v přístupné šachtě (betonové skruže 1,5 m). Rozvod od vrtů je položen se spádem od rozdělovače/sběrače k vrtů pro zajištění snadného odvzdušnění. Prostupy do budovy se vedou v tepelné izolaci (nenasákavé) a chráničce. Pro vedení potrubí je nutné dodržet bezpečnostní odstupy od konstrukce budovy (promrzání půdy, min. 1 m rovnoběžně od budovy), od rozvodů vody (ochrana proti zamrznutí, min. 1,5 m), odvodňovacích kanálů a kanalizace. Při vzájemném křížení rozvodu potrubí zemního vrtu s rozvodem vody je nutné potrubí opatřit izolací. Vzhledem k nízkým teplotám a možnosti zvýšené kondenzace ve venkovním i vnitřním prostředí je vhodné celý primární okruh (včetně RS) provést v materiálech s odolností proti korozi (plast) a opatřit jej parotěsnou tepelnou izolací (omezení kondenzace vlhkosti z okolního vzduchu a namrzání rozvodů potrubí). 77
Obr. 2.14 – Schéma zapojení vrtů na primárním okruhu tepelného čerpadla Horizontální zemní kolektory (zemní výměníky)
Horizontální nebo plošné zemní kolektory se využívají pro získávání tepla z podpovrchových vrstev zemského masivu. Pro tyto účely se využívá buď přímého výparníkového systému, kdy je do podpovrchové vrstvy umístěno přímo výparníkové potrubí s chladivem nebo nepřímého systému s nemrznoucí kapalinou, tzv. solankové výměníky. Potrubí zemního kolektoru se umisťuje minimálně 0,2 m pod místní nezámrznou hloubku (0,6 až 0,8 m) v dané lokalitě, zpravidla do hloubky 1,0 až 1,5 m. Do hloubky nad 2 m se trubkové výměníky neinstalují s ohledem na nutnost pažení a změny technologie pro provádění zemních kolektorů. V případě nepřímého okruhu se jako potrubí používá vysokohustotní polyetylen (HDPE) se světlostí potrubí 25 až 40 mm (větší světlosti již nepřinášejí výrazný efekt). Smyčka je pokládána bez spojek v zemi z důvodu eliminace netěsností. Vlastní těsnost zemního rozvodu se po naplnění zemního kolektoru nemrznoucí kapalinou ověří tlakovou zkouškou . Potrubí se klade zpravidla do meandru, přívodní a vratné trubky se pokládají střídavě vedle sebe (viz obr. 2.15), s roztečí větší než 0,5 m. Minimální rozměr má zabránit zdvihání půdy vlivem propojování námrazy trubek uložených v půdě s vyšším obsahem vody (např. 35 až 40 %), kdy vlivem změny objemu vody po zmrznutí na led o cca 11 %, tj. změna objemu půdy o 4 %. Zdvihu původy je možné zabránit vhodným dimenzováním, které však vede k nižším měrným tepelným ziskům ze zemského masivu. Stanovení délky potrubí a potřebné plochy pozemku
Pro výpočet délky potrubí zemního výměníku se vychází z tepelného odporu zeminy Rz [m.K/W] v okolí svazku trubek Rz =
1 2π ⋅ λz
⎡ 2⋅s ⎛ ln⎢ sinh⎜ 2π ⎝ ⎣π ⋅ d
h ⎞⎤ ⎟ s ⎠⎥⎦
(2.40)
kde s
je rozteč trubek (běžně 0,8 až 1,2 m), v m;
d
vnější průměr trubky (běžně 25 až 40 mm), v m;
h
hloubka uložení (běžně 1,0 až 1,5 m), v m. 78
Měrný tepelný tok přitékající zeminou qz [W/m] z oblasti se stálou teplotou zeminy tz [°C] se stanoví jako q& z =
t z − t v 12 Rz
(2.41)
Celkový tepelný výkon přiváděný ze zemního výměníku na výparník se stanoví a.b A ⎛b ⎞ = q& z Q& v = q& z ⋅ n ⋅ a = q& z ⋅ ⎜ + 1⎟ ⋅ a ≅ q& z s s ⎝s ⎠
(2.42)
kde a
je podélný rozměr pozemku (délka jedné rýhy), v m;
b
příčný rozměr pozemku, v m;
s
rozteč trubek výměníku, v m;
A
potřebná plocha pozemku, v m2;
Potřebná plocha pozemku se potom stanoví jako A=s
Q& − Pc Q& v =s k q& z q& z
(2.43)
Obr. 2.15 – Geometrie zemního kolektoru (meandr)
Průtok nemrznoucí kapaliny v primárním okruhu se stanoví z výkonu na výparníku (příkonu nízkopotenciálního zdroje tepla) V&v =
Q& v ρ ⋅ c ⋅ (t v 1 − t v 2 )
(2.44)
kde
ρ c
je hustota nemrznoucí kapaliny, v kg/m3; měrná tepelná kapacita nemrznoucí kapaliny, v J/(kg.K).
Provedení zemních kolektorů
Pro instalaci zemních kolektorů je základním předpokladem dostatečně veliký pozemek. Potrubí se klade do rýhy výkopu (v případě větších roztečí, nebo spirálních smyček „slinky“) nebo se odkryje
79
svrchní vrstva pozemku. Prostor nad zemním kolektorem by neměl být pokryt asfaltem či jinou nepropustnou plochou, aby byla možná regenerace půdy teplem ze srážek. Vedení by se mělo vyhnout kořenovým systémům stromů s ohledem na výrazně snížené teploty masivu v okolí rozvodu trubek v jarním období. Délka okruhů by s ohledem na tlakové ztráty neměla přesáhnout 100 m (pro d = 25 mm), resp. 400 m (pro d = 40 mm). V případě požadavku je nutné potřebnou délku potrubí rozdělit do více paralelních okruhů připojených na rozdělovač sběrač (vně budovy), na kterém jsou jednotlivé okruhy zaregulovány (průtoky). Okruhy musí být řádně vyspádovány a odvzdušněny na rozdělovači sběrači (umístěn nad rozvodem). To je důležité především u zemních kolektorů instalovaných v terénu se spádem. Po uložení zemního výměníku se poloha potrubí zdokumentuje.
Obr. 2.16 – Schéma zapojení zemního kolektoru na primárním okruhu tepelného čerpadla Typ půdy
Výpočtový tepelný tok qz [W/m2]
suché
10 až 15
vlhké a soudržné půdy
15 až 20
velmi vlhké soudržné půdy
20 až 25
půdy pod hladinou spodní vody nebo značně vlhké
25 až 30
půdy s pohybem spodní vody
35 až 40
Tab. 2.3 – Typické hodnoty měrných tepelných toků pro zemní kolektory Systémy s přímým vypařováním
U systémů s přímým vypařováním je zemní kolektor vlastním výparníkem tepelného čerpadla. Princip navrhování je stejný. S ohledem na vyšší vypařovací teplotu chladiva (odpadá teplotní spád na jedné teplosměnné ploše) a nulové nároky na čerpací práci v primárním okruhu se u těchto systémů předpokládá vyšší topné faktory než u nepřímých systémů. Zemní kolektor plněný chladivem je proveden z měděného potrubí (min. tl. stěny 0,5 mm) s polyetylenovým opláštěním. Na zemním kolektoru se nedoporučuje provádět jakékoli nepřístupné spoje. Pokud je v systému více chladicích smyček, musí být vybaven sběračem chladiva. Výparníkové 80
potrubí se ukládá do vrstvy jemného písku (zrnitost 0,3 až 1,5 mm), značkovací páska se umisťuje alespoň 0,5 m nad uložené potrubí. Po uložení chladicí smyčky se poloha potrubí zdokumentuje. Vzhledem k riziku úniku musí použitá chladiva odpovídat třídě L1 (nehořlavá, netoxická). Použité mazací oleje v chladivech musí být biologicky odbouratelné. Chladicí smyčka je po instalaci zkoušena na těsnost při maximálním dovoleném tlaku.
2.4.2. Voda Nositelem nízkopotencionálního tepla může být voda: povrchová (říční toky) t = 0 až 18 °C, podpovrchová (studny) t = 8 až 12 °C – tzv. spodní voda, celoročně rovnoměrná teplota hlubinná (vrty) t = 10 až 13 °C geotermální, t > 25 °C odpadní (z chladicích procesů) t = 20 až 25 °C,
Pro zajištění dostatečného výkonu na primární straně tepelného čerpadla je nutný dostatečný a trvalý průtok (dispoziční množství, vydatnost vodního zdroje). Nejčastějším využitím vody jako zdroje tepla pro tepelná čerpadla jsou studny nebo odpadní voda. Podzemní (studniční) voda
Získávání tepla z podzemní vody je výhodné z hlediska celoročně stálé teploty na primární straně tepelného čerpadla (5 až 15 °C) a výhodného topného faktoru. Podzemní voda se získává ze svislého vrtu (čerpací studna) a po ochlazení na výparníku je vracena zpět do podloží ve druhém vrtu (vsakovací studna). Čerpaná voda se vychlazuje přímo na výparníku nebo prostřednictvím předřazeného výměníku s vloženým teplosměnným okruhem (nemrznoucí směs). Vzájemná vzdálenost čerpací (odběrové, zásobovací) studny a vsakovací (vratné) studny by měla být minimálně 15 m, aby se zabránilo prochlazení okolí čerpací studny vedením zeminou. Vsakovací studna by měla být umístěna ve směru toku podzemní vody od čerpací tak, aby vsakovaná vychlazená nepřitékala do čerpací. Je vhodné umístit čerpací studnu poblíž domu s ohledem na rozvod a tlakové ztráty. Vlastní hloubka studní je závislá na hladině spodní vody (5 až 15 m). Nedoporučuje se využívat podzemní vody z větších hloubek s ohledem na vyšší potřebný výtlak a elektrický příkon čerpadla, který negativně ovlivňuje celkový topný faktor soustavy s tepelným čerpadlem. Před realizací je nutné provést hydrogeologické posouzení, zda je v dané lokalitě podzemní voda v příslušném množství (vydatnost studně) a kvalitě. Dostupnost podzemní vody se zkouší čerpací zkouškou, tj. dlouhodobým čerpáním při požadovaném průtoku, která trvá alespoň 14 dní. Za tuto dobu hladina spodní vody nesmí poklesnout. Potřebná vydatnost čerpací studně a tedy objemový průtok vody na výparníku se stanoví z požadovaného výkonu na výparníku V&v =
Q& v ρ ⋅ c ⋅ (t v 1 − t v 2 )
(2.44)
kde
ρ
je hustota vody, v kg/m3;
c
měrná tepelná kapacita vody, v J/(kg.K);
tv1-tv2
vychlazení čerpané vody, návrhové hodnoty s ohledem na ochranu proti zamrznutí max. 4 K. 81
Ze vztahu lze odvodit při uvažování topného faktoru 3 až 4 a vychlazení čerpané vody o 3 až 4 K potřebnou potřebnou vydatnost čerpací studně v rozmezí 0,04 až 0,06 kg/s na 1 kW topného výkonu tepelného čerpadla. Dalším důležitým faktorem pro realizaci tepelného čerpadla pro odběr tepla z podzemní vody je její chemická kvalita. Chemické složení spodní vody se mění podle oblastí. Pro určení vhodnosti vody k využití a návrhu případných opatření na ochranu výměníku (výparníku) tepelného čerpadla je nutné provést chemický rozbor vody. Látky rozpuštěné ve vodě mohou způsobovat zanášení výměníku (mineralizace) a korozi (chloridy, železo a mangan, kyslík, a další). Sleduje se především obsah chloridů (< 500 mg/l), volných chloridů (< 0,5 mg/l), železa a manganu (< 1,0 mg/l), kyslíku a síranů. Dále by měla být zvažována také změna chemické kvality vody v souvislosti se zemědělskou činností během roku. Provedení
Na obr. 3.17 je znázorněno provedení primární strany tepelného čerpadla pro odběr tepla ze spodní vody. Na přítoku čerpané vody ze studny se umisťuje filtr (400 μm), nejlépe s automatickým zpětným čištěním. Potrubí (od čerpací studně a ke vsakovací studni) by mělo být kladeno do země ve spádu směrem ke studním a v nezámrzné hloubce. Potrubí rozvodu studniční vody ve vnitřních prostorech vzhledem k možnosti zvýšené kondenzace je nutné opatřit parotěsnou tepelnou izolací.
Obr. 2.17 – Schéma zapojení primárního okruhu tepelného čerpadla s využitím tepla studniční vody (zdroj: Stiebel-Eltron)
82
Povrchová voda
Jezera, rybníky, vodní nádrže a řeky jsou přírodními akumulátory sluneční energie, kterou pohlcují na své hladině v průběhu roku. Kolísání teploty vody během roku je díky akumulační schopnosti vody menší než u okolního vzduchu, navíc u dna je teplota celoročně stálá (4 °C, nejtěžší voda). V případě využití tepla vody v přehradách a velkých vodních plochách s vysokou akumulací je kolísání teplot minimální. Malé rozšíření instalací odebírajících teplo z povrchových vod je dáno omezeným přístupem k těmto zdrojům. Primární okruh pro odebírání tepla z povrchové vody se realizuje jako plošný výměník tepla (plastové PE trubky). Výměník se umisťuje na dno vodního toku nebo vodní plochy, případně se k němu kotví s ohledem na proudění vody nebo na vztlak vyvíjený namrzáním a tvorbou ledu na výměníku. Výměník by měl být instalován v lokalitě, kde nemůže dojít k jeho poškození, např. mimo lokality s intenzivním rybařením, potápěním, vodní dopravou). Pro zajištění bezpečné funkce je třeba stav výměníku kontrolovat. Nevýhodou využití tepla z povrchové vody je dlouhodobě nízká teplota < 5 °C, v řadě případů výrazně ovlivňovaná venkovními klimatickými podmínkami. Využití tekoucí vody má svá specifika a vyžaduje přesný výpočet velikosti výměníku pro každý případ zvlášt. Obecně lze předpokládat měrný zisk výměníku 20 až 30 W/m délky trubky (průměr 40 mm).
Obr. 2.18 - Výměník umístěný v říčním náhonu ve Výukovém středisku Herbertov: na stěně (původní) a na dně (nový) Geotermální voda
Na území ČR jsou již dlouho využívány geotermální vody k rekreačním a lázeňským účelům. Nejznámější a nejteplejší jsou karlovarské prameny s teplotou až 72 °C. Významným zdrojem jsou geotermální prameny v Teplicích v Čechách, jejichž teplota je 42 °C. Další lázeňsky využívaná místa mají vody o nižších teplotách 28 až 32 °C (Jáchymov, Janské Lázně, Lázně Bludov, Losiny, Teplice nad Bečvou). Ostatní minerální prameny v ČR jsou označovány za chladné a mají teploty do 20 °C. Teplé geotermální vody (o teplotách 50 °C a vyšších) lze využívat k vytápění a přípravě teplé vody v podstatě přímo, pouhou výměnou tepla v rekuperačním výměníku. Tepelný potenciál vod s nižší teplotou lze využít tepelnými čerpadly. Obecnou nevýhodou geotermálních vod je často značná mineralizace, jež je překážkou technického využití a tepelnému čerpadlu je nutné předřadit čistitelný tepelný výměník. K energeticky využitelným geotermálním vodám patří také vody čerpané na činných dolech rudných, uhelných, či jiných. Vody se z dolů musí odčerpávat, aby se umožnila vlastní těžba nerostných surovin. Podle hloubky dolu je odvoditelná i teplota odčerpávané vody (podle “geotermického stupně“- tj. průměrný přírůstek teploty v zemi s hloubkou, v ČR je 33 m/K). Čím je tedy důl hlubší, tím větší
83
energetickou zátěž pro vlastní těžbu představuje odčerpávání přítoku důlních vod. Tam, kde jejich teplota přesahuje 20 ° lze uvažovat o možnosti jejího energetického využití. Odpadní voda
Využívání odpadních vod především z průmyslu, v menší míře z obytných budov je velmi širokou oblastí. Tepelná čerpadla mohou výhodně využívat tepla z odpadní vody trvale produkované z technologických zařízení pokud její teplota nedostačuje na přímé využití (chlazení strojů, mytí, apod). Ochlazením odpadní vody je tak možné získat teplo např. pro přípravu teplé vody (sprchování zaměstnanců), vytápění nebo teplo pro nízkoteplotní technologie. Při nestabilní dodávce (přerušovaný průtok) je nutné využití akumulace odpadní vody (jímka), což může mít vliv na využitelnost teplotní hladiny z důvodu tepelných ztrát. Využitelný výkon z trvale zajištěného průtoku, případně střední výkon z akumulovaného množství za určitou dobu se stanoví V Q& v = V&ρc (t v 1 − t v 2 ) = ρc (t v 1 − t v 2 )
(2.45)
τ
kde V&
je trvalý průtok odpadní vody, v m3/s;
V
množství odpadní vody, v m3;
τ
časový úsek, v s;
ρ
hustota odpadní vody, v kg/m3;
c
měrná tepelná kapacita vody, v J/(kg.K);
tv1-tv2
vychlazení čerpané vod, v K.
2.4.3. Vzduch Tepelná čerpadla ochlazující vzduch na primární straně (výparníku) mohou být ve dvojím provedení z hlediska sekundární strany: tepelné čerpadla vzduch – voda, používaná pro vodní otopné soustavy a přípravu teplé vody tepelné čerpadla vzduch – vzduch, používaná ve vzduchotechnice, např. reverzní klimatizační jednotky
Tepelná čerpadla mohou odebírat teplo z: venkovního vzduchu – výrazně proměnlivá teplota během roku; odpadního vzduchu – z větrání nebo chlazení s celoročně přibližně stálou teplotou.
Využití tepla venkovního vzduchu patří k nejrozšířenějším systémům, venkovní vzduch je neomezeně k dispozici a je nejméně náročné na zařízení (pouze ventilátor s výměníkem vzduch-kapalina). Nevýhodou je velké kolísání teplotní úrovně a zvláště v případě vytápění v době, kdy je největší potřeba tepla, je ve vzduchu nejméně energie pro odebrání (má nejnižší teplotu, viz obr. 2.19). Proto tepelná čerpadla využívající vzduchu jako primárního zdroje tepla se vždy navrhují jako bivalentní s bodem bivalence mezi – 5 °C a 0 °C. Naproti tomu je energeticky velmi příznivé využití venkovního vzduchu tepelným čerpadlem pro přípravu teplé vody nebo ohřev bazénové vody v letním období, kdy tepelné čerpadlo může dosahovat vysokých topných faktorů (> 5). Využití tepla z odpadního vzduchu, tedy druhotného tepla z technologických procesů (10 až 35 °C) je výhodné svou vyšší a stálou teplotní úrovní. Jde například o odpadní vzduch z větraných prostor. 84
20
2000
te
15 10
1000 5 500
te [°C]
Qp [kWh]
1500
0
0
-5 I
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX
X
XI
XII
Obr. 2.19 – Průběh potřeby tepla na vytápění a teploty venkovního vzduchu
Při využití tepla vzduchu jde využívání citelného, při kondenzaci vlhkosti i skupenského (latentního) tepla. Entalpie vlhkého vzduchu je závislá na teplotě a obsahu vlhkosti
(
)
h = c a ⋅ t + (l 0 + c D ⋅ t ) ⋅ x = 1010 ⋅ t + 2,5.10 6 + 1840 ⋅ t ⋅ x
(2.46)
kde ca
je měrná tepelná kapacita suchého vzduchu, v J/(kg.K);
t
teplota vzduchu, v °C;
l0
výparné teplo vody, v J/kg;
cD
měrná tepelná kapacita vodní páry, v J/(kg.K);
x
měrná vlhkost vzduchu, v kgvv/kgsv.
Potřebný objemový průtok vzduchu na výparníku je dán vztahem V&v =
Q& v ρ ⋅ (hv 1 − hv 2 )
(2.47)
kde
ρ
je hustota vychlazovaného vzduchu, v kg/m3;
hv1
entalpie vlhkého vzduchu vstupujícího do výparníku, v J/kg;
hv2
entalpie vlhkého vzduchu vystupujícího z výparníku, v J/kg;
Provedení
Tepelná čerpadla pro využití venkovního vzduchu se umisťují ve vnitřním nebo venkovním prostředí (primární strana, celé tepelné čerpadlo). U vnitřních provedení tepelných čerpadel se zpravidla na fasádě domu instalují vyústky opatřené mřížkou pro nasávání venkovního vzduch a výfuk vzduchu ochlazeného v tepelném čerpadle. K tepelnému čerpadlu je pak vzduchu dopravován přívodním vzduchovodem a vychlazený odváděn výstupním vzduchovodem (zpravidla pružná potrubí). Vyústky musí být: vzájemně od sebe dostatečně daleko (alespoň 2 m), nejlépe přes roh domu;
85
při menších vzájemných vzdálenostech od sebe odděleny přepážkou; umístěny ve směru převládajících větrů tak, aby ochlazený výstupní vzduch nemohl teplotně ovlivnit nasávaný.
Obr. 2.20 – Vnitřní a venkovní provedení tepelného čerpadla vzduch-voda, zdroj: Stiebel-Eltron
V případě, že strojovna tepelného čerpadla je pod úrovní terénu, zřizují se anglické dvorky nebo vzduchotechnické šachty. Vlastní umístění tepelného čerpadla ve strojovně spolu se spalovacími zařízeními by mělo respektovat jejich potřebu přívodu spalovacího vzduchu. Netěsnostmi vzduchovodů tepelného čerpadla se může přisávat vnitřní vzduch ze strojovny, snižovat trvale tlak a spalovací zařízení mohou mít problém s tahem. V takovém případě je vždy nutné instalovat samostatnou neuzavíratelnou větrací mřížku do venkovního prostoru.
Obr. 2.21 – Vnitřní provedení tyepelného čerpadla vzduch-voda, zdroj Stiebel-Eltron
U venkovních provedení tepelných čerpadel se umisťuje ve venkovním prostředí celá jednotka (kompaktní provedení, se strojovnou propojena rozvodem otopné vody v zemi) nebo pouze výparník (oddělené provedení – „split“, se strojovnou je výparník propojen chladivovým okruhem).
86
Kondenzace a námraza
Při teplotě výparníku pod rosným bodem vzduchu při daném obsahu vlhkosti dochází ke srážení vodní páry na výparníku. Kondenzát je nutné odvádět. V případě vnitřních jednotek se kondenzát odvádí do kanalizace. Pokud je strojovna pod úrovní kanalizace, je nutné zajistit přečerpávání. U venkovních jednotek je možné kondenzát zasakovat do štěrkového lože k tomu vybudovanému (viz obr. 2.22).
Obr. 2.22 – Umístění tepelného čerpadla ve venkovním prostředí, odvod kondenzátu a jeho zasakování
Kromě vlastní kondenzace může při nižších teplotách docházet i k namrzání plochy výparníku a následně ke snižování prostupu tepla, snížení vypařovacího tlaku a vypařovací teploty a tedy snižování výkonu primární strany, snižování výkonu sekundární strany a snižování topného faktoru. Námrazou navíc dochází ke zmenšení průřezu výměníku, zvýšení jeho tlakové ztráty a zvýšení příkonu ventilátoru. Celkově se tedy tvorba námrazy v důsledku projevuje zhoršením efektivity provozu až k omezení funkce tepelného čerpadla.
Obr. 2.23 – Cyklus pro odtávání horkými parami chladiva (vlevo), reverzní cyklus tepelného čerpadla vzduch-vzduch (vpravo)
87
Aby se výraznému namrzání výparníku předešlo, používají se různé způsoby odtávání: vnitřním odmrazováním (nejčastěji, nejúspornější) horkými parami chladiva – plynné chladivo na výstupu z kompresoru je přivedeno do výparníku pomocí magnetického ventilu (EMV) s omezovačem průtoku chladiva (velká tlaková ztráta pro zajištění rozdílu tlaků – potrubí s malým průměrem – kapilára), používá se při kratších periodách odmrazování (viz obr. 2.23 vlevo); reverzním chodem TČ – čtyřcestný ventil umožňuje obrácený chod chladicího cyklu (změna toku chladiva): výparník na dobu odmrazení přebírá funkci kondenzátoru a kondenzátor výparníku, viz obr. 2.23 vpravo. vnějším ohřevem (elektricky) topné tyče mezi výparníkovým potrubím, elektricky vyhřívané dráty; vnějším ohřevem vzduchem při teplotách nad +3 °C (tepelné čerpadlo se zastaví, ventilátor běží). Hlučnost
Vzhledem k vysokým průtokům vzduchu na výparníku může u vzduchových tepelných čerpadel docházet k nežádoucím hlukovým projevům (hluk ventilátoru, aerodynamický hluk průchodem vzduchu výměníkem). Je třeba proto dbát, aby: tepelná čerpadla nebyla instalována na odrazových plochách, které mohou zvýšit hlukovou emisi odrazem zvukových vln; v okolí tepelného čerpadla byl terén zatravněný; tepelné čerpadlo bylo od posuzovaného místa dostatečně vzdáleno, případně mezi tepelným čerpadlem a posuzovaným místem byla hluková bariéra (stěna, ohrada, oplocení, hustá zeleň) tepelné čerpadlo bylo umisťováno na pružném základě pro pohlcení vibrací; ve vedení (vodní okruh, vzduchový okruh) od tepelného čerpadla byly použity tlumiče chvění a hluku; vzduchovody a vyústky tepelného čerpadla byly navrženy na maximální rychlost proudění < 3 m/s
2.5. Navrhování tepelných čerpadel Nejvýhodnější použití tepelných čerpadel je v aplikacích s celoroční potřebou tepla na nízké teplotní úrovni (bazény, nízkoteplotní průmyslové technologie, předehřev teplé vody). V souvislosti se zaváděním úspor v obytných budovách se aplikační potenciál tepelných čerpadel v minulosti rozšířil i na vytápění a přípravu teplé vody.
2.5.1. Návrh výkonu a pokrytí potřeby tepla Výkon tepelných čerpadel je závislý na teplotě nízkopotenciálního zdroje tepla a požadované teplotě teplonosné látky, do které se teplo předává (nejčastěji otopná voda). Teplota nízkopotenciálního zdroje tepla se může měnit výrazným způsobem (venkovní vzduch, povrchová voda), málo (zemní vrty, zemní kolektory) nebo zanedbatelně (studniční voda). Teplota otopné vody pro vytápění se při použití ekvitermní regulace mění s teplotou venkovního vzduchu. Topný výkon tepelných čerpadel proto během roku není obecně stálá hodnota a mění se, zpravidla s klesající venkovní teplotou se více či méně snižuje.
88
Výpočtová tepelná ztráta domu Q& z = Q& N pro návrh zdroje tepla se stanovuje pro extrémní podmínky (výpočtové venkovní teploty -12 °C, -15 °C, -18 °C podle lokality), které v reálném provozu nastanou v méně než 1 % dní otopného období. Vzhledem k omezené regulaci výkonu běžných tepelných čerpadel (zapnuto, vypnuto) a rostoucímu výkonu tepelného čerpadla pro teploty ve zbylé části roku se nedoporučuje navrhovat výkon tepelného čerpadla Q& TČ na výpočtovou tepelnou ztrátu budovy. Optimální návrhovou hodnotou pro určení výkonu tepelného čerpadla pro vytápění je 50 % až 75 % výpočtové tepelné ztráty budovy (viz obr. 2.24 vlevo). V praxi to znamená, že od určité venkovní teploty tb, resp. od určité tepelné ztráty, výkon tepelného čerpadla již nestačí pro pokrytí tepelné ztráty a připíná se dodatkový (bivalentní) zdroj tepla. Tato venkovní teplota se nazývá teplotou bivalence od výkonu. Jiným případem může být návrh tepelného čerpadla s ohledem na teplotu bivalence od teploty otopné vody. V takovém případě tepelné čerpadlo v určité fázi otopného období sice stačí výkonem na vytápění, ale jeho výstupní teplota (zpravidla max. 60 °C) je nižší než je požadovaná ekvitermní teplota otopné vody pro otopné plochy (případ nevhodného zavádění tepelných čerpadel v domech s vysokými návrhovými teplotami otopné vody). Na obr. 2.24 (vpravo) je zobrazena křivka trvání venkovních teplot (pro oblast -12 °C, délka otopného období 250 dní), kterou lze chápat také jako křivku trvání tepelné ztráty Q& z . Do stejného grafu je překreslena výkonová charakteristika tepelného čerpadla (z grafu 2.24 vlevo) jako křivka trvání výkonu tepelného čerpadla Q& TČ . Plocha pod křivkou trvání tepelné ztráty udává potřebu tepla během otopného období, plocha pod křivkou trvání výkonu tepelného čerpadla (šrafovaně) vyjadřuje teplo dodané tepelným čerpadlem během otopného období. Z grafů na obr. 2.24 je patrné, že teplo dodané během otopného období obecným zdrojem tepla navrženým pouze na částečné pokrytí tepelné ztráty není přímo úměrné návrhovému výkonu, např. obecný zdroj tepla s maximálním výkonem rovným 50 % tepelné ztráty pokryje 85 % potřeby tepla na vytápění (pro návrh výkonu na 70 % tepelné ztráty je pokrytí 97 % potřeby tepla). U tepelných čerpadel, jejichž tepelný výkon není během otopného období konstantní, budou hodnoty pokrytí potřeby tepla nižší v závislosti na typu tepelného čerpadla. Tepelné čerpadlo typu země-voda se bude dosahovat přibližně výše uvedených hodnot, u tepelného čerpadla vzduch-voda budou hodnoty nižší, např. pro návrh výkonu na 70 % tepelné ztráty bude pokrytí pouze 92 % potřeby tepla. Z hlediska dosažení maximální úspory tedy nemá smysl navrhovat výkon tepelného čerpadla na více než 75 % tepelné ztráty, protože další zvýšení výkonu (a tedy investice nejen na výkonově větší tepelné čerpadlo i ale větší nízkopotenciální zdroj tepla) již nepřináší adekvátní úsporu. Navíc by tepelné čerpadlo bylo po většinu otopného období svým výkonem předimenzované, často by spínalo a vypínalo (cyklovalo), a jeho kompresor by se více opotřebovával a jeho životnost by se snižovala. To platí především o tepelných čerpadlech využívajících vzduch nebo povrchovou vodu jako zdroj nízkopotenciálního tepla s výraznou závislostí topného výkonu na venkovní teplotě.
Obr. 2.24 – Graf tepelné ztráty a výkonu zdroje tepla, křivka trvání teplot
89
2.5.2. Provozní režimy tepelných čerpadel Tepelné čerpadlo (TČ) může být provozováno různým způsobem ve spolupráci s dodatkovým zdrojem tepla (DZ), viz obr. 2.25: monovalentní provoz - tepelné čerpadlo je jediným zdrojem tepla – požadavek na nízkoteplotní otopnou soustavu (velkoplošná otopná tělesa, podlahové vytápění) se jmenovitou teplotou do 55 °C, použitelné pro tepelná čerpadla s využitím energie zemského masívu nebo odpadního tepla s celoročně stálým topným výkonem; paralelně bivalentní provoz - při teplotách pod teplotou bivalence tb se připíná dodatkový zdroj tepla o minimálním tepelném výkonu viz obr. 2.25. Tepelné čerpadlo pracuje i pod teplotou bivalence. Předpokládá se nízkoteplotní otopná soustava (velkoplošná otopná tělesa, podlahové vytápění) se jmenovitou teplotou do 55 °C; alternativně bivalentní provoz - tepelné čerpadlo se vypíná při poklesu venkovní teploty pod stanovenou teplotu bivalence a vytápění zajišťuje dodatkový zdroj tepla, navržený pro pokrytí celé výpočtové tepelné ztráty. Používá se tam, kde pod teplotou bivalence od výkonu by teplota spotřebiče negativně ovlivňovala chod a životnost tepelného čerpadla (příliš vysoká teplota); částečně paralelně bivalentní provoz - pod teplotou bivalence tb (od výkonu) se připíná dodatkový zdroj tepla a pracuje s tepelným čerpadlem společně až do venkovní teploty tvyp, při které se tepelné čerpadlo vypíná. Použití podobné jako u alternativního provozu, např. u otopných soustav s výpočtovým teplotním spádem 90/70 °C, u kterých je možné v přechodovém období využití tepelná čerpadla, při velmi nízkých venkovních teplotách je nutné tepelné čerpadlo vzhledem k vysokým teplotám otopné vody odpojit; monoenergetický provoz – tepelné čerpadlo i dodatkový zdroj tepla využívají stejného typu energie např. bivalentní provoz elektricky poháněného TČ s elektrickým kotlem (často integrovány do jediného kompaktního zařízení).
Obr. 2.25 – Graf tepelné ztráty a výkonu tepelného čerpadla v závislosti na venkovní teplotě pro různé typy provozu
90
2.5.3. Akumulační zásobník tepla Podobně jako u jiných alternativních zdrojů tepla, i u tepelných čerpadel se využívá akumulátoru tepla z důvodů: vyrovnání souladu mezi výkonem TČ a potřebou vytápění - tepelné čerpadlo je výkonově předimenzované po většinu otopného období, vzhledem k nemožnosti regulovat tepelný výkon u standardních tepelných čerpadel je nutné daný výkon odvést (akumulovat); snížení četnosti spínání tepelného čerpadla - tepelné čerpadlo nemá zpravidla regulovatelný výkon, pracuje v režimu zapnuto/vypnuto. Při proměnlivých podmínkách odběru tepla proto může cyklovat a příliš často spínat a vypínat kompresor, což zhoršuje jeho životnost. Omezení spínání kompresoru kvůli prodloužení životnosti kompresoru je možné v regulátoru tepelného čerpadla (blokace opakovaného startu nepovolí větší počet sepnutí než např. 1 x 10 min). Instalací akumulátoru se omezí počet sepnutí, prodlužuje se doba funkce tepelného čerpadla na jedno zapnutí. Tepelné čerpadlo natápí zásobník určitou dobu např. 10 minut a poté se vypne. Naakumulované teplo je pak k dispozici pro otopnou soustavu delší dobu a teprve po snížení teploty akumulátoru odběrem se zapíná tepelné čerpadlo; hydraulické oddělení okruhu zdroje tepla od okruhu spotřeby (zkrat) - zajištění požadovaného průtoku na kondenzátoru tepelného čerpadla; překlenutí doby blokace chodu (22 + 2 hod/den) – tepelné čerpadlo využívá nízký tarif odběru elektrické energie, provoz tepelného čerpadla ve vysokém tarifu je z důvodu ekonomiky provozu blokován; rozdělení celkového doby vysokého tarifu do kratších úseků během je na distributorovi elektrické energie, maximální souvislá doba vysokého tarifu (blokace tepelného čerpadla) je 1 h; ochrana proti zamrznutí – v případě instalace kompaktních venkovních jednotek vzduch-voda se akumulátoru využívá jako zdroje tepla pro udržování venkovní jednotky nad teplotou zamrznutí. V případě umístění akumulátoru výškově pod jejich úrovní (např. v suterénu) je možné využít gravitačního oběhu pro zajištění protimrazové ochrany;
Pro teoretický výpočet akumulátoru z hlediska omezení četnosti spínání tepelného čerpadla lze použít následující podmínky: během chodu tepelného čerpadla se teplota v akumulátoru nezvýší o více než 5 K nad požadovanou teplotu otopné vody z důvodu zachování úsporného provozu tepelného čerpadla; minimální doba chodu tepelného čerpadla je 10 min. Potom objem akumulátoru lze stanovit z množství energie, které tepelné čerpadlo dodá za časový úsek do akumulátoru tepla pro zvýšení jeho teploty Q aku = Q& TČ ⋅ Δτ = V ⋅ ρ ⋅ c ⋅ Δt
(2.48)
kde Q& TČ je tepelný výkon tepelného čerpadla, ve W; Δτ
časový úsek, minimální doba chodu tepelného čerpadla, v s;
V
objem akumulátoru, v m3;
ρ
hustota vody, v kg/m3;
c
měrná tepelná kapacita vody, v J/(kg.K);
Δt
rozdíl teplot mezi koncem a počátkem nabíjení akumulátoru tepelným čerpadlem, zvýšení teploty v akumulátoru, v K.
91
Po úpravě lze pro požadovaný měrný objem akumulačního zásobníku vztažený k výkonu pro tepelného čerpadla psát 1000 ⋅ Δτ V = c ⋅ Δt Q& TČ
(2.49)
Z výše uvedených hodnot lze určit, že potřebný objem akumulačního zásobníku pro tepelné čerpadlo je minimálně 30 l/kW tepelného výkonu tepelného čerpadla.
2.5.4. Hydraulická zapojení tepelných čerpadel Na obr. 2.26 jsou uvedena zapojení tepelného čerpadla a akumulačního zásobníku otopné vody kombinovaného s průtokovou přípravou teplé vody. Dodatkový zdroj tepla může být integrován do horní části akumulačního zásobníku (elektrická vložka) nebo jako externí zdroj tepla (elektrokotel, plynový kotel).
Obr. 2.26 – Zapojení tepelného čerpadla s kombinovaným zásobníkem tepla a dodatkovým zdrojem
Na obr. 2.27 je uvedeno zapojení tepelného čerpadla s integrovaným dodatkovým zdrojem tepla a odděleném ohřevu otopné vody od přípravy teplé vody. Na regulátoru tepelného čerpadla se nastavuje priorita ohřevu (TV, VYT) a podle splnění podmínek ohřevu se přepíná trojcestným ventilem mezi oběma zásobníky. V případě zásobníkové přípravy teplé vody tepelným čerpadlem je nutné zajistit dostatečnou plochu výměníku tepla v zásobníku pro přenesení tepelného výkonu při nízké teplotní úrovni otopné vody z tepelného čerpadla (do 60 °C). Dostatečnou plochu výměníku je nutné zajistit také v případě tepelných čerpadel vzduch-voda, které v letním období mají výrazně vyšší tepelný výkon a v případě nedostatečné plochy výměníku tepla může příliš vysoká teplota vratné vody způsobovat provozní problémy (regulátor indikuje poruchový stav).
92
3. Biomasa Paliva rostlinného původu sloužila lidstvu mnohá tisíciletí jako zdroj tepla a teprve v průběhu posledních dvě stě padesáti let je postupně vytlačila výhřevnější a praktičtější paliva fosilní. Každoroční přírůstky fytomasy na Zemi svým energetickým potenciálem asi desetkrát převyšují současnou energetickou potřebu společnosti, ale obtížnější podmínky získávání a rozmanitost druhů, vlastností a výhřevností i forem brání širšímu a bezprostřednímu používání. V České republice je biomasa obnovitelným zdrojem energie (OZE), který má v současné době největší využitelný potenciál nahrazení fosilních paliv pro stabilní zásobování budov elektrickou energií a tepla. Proto s ní musí být racionálně nakládáno, jak při jejím zajišťování a pěstování, tak i jejím hospodárném využití. V současné době (2008) se teplo z biomasy podílí cca 90 % na výrobě tepla z OZE, a více než 30 % na výrobě elektrické energie z OZE . Biomasa je v principu lokálním zdrojem, dostupným v lokalitě (regionu), kde je pěstována a podporuje tak perspektivní decentralizaci zdrojů energie pro zajištění bezpečnosti a spolehlivosti dodávek elektrické energie a tepla. Využití nevyužívané zemědělské půdy nebo organických odpadů a vytváření pracovních míst souvisejících s produkcí biomasy přispívá významně k rozvoji zejména regionů venkova.
3.1. Původ Pojmem biomasa se označuje organická hmota biologického původu, buď živočišného původu: exkrementy – zemědělská produkce, stájová zvířata odpady – skládkování, čistírenské kaly
nebo rostlinného původu (fytomasa), která se dále dělí na jednotlivé podtypy: dřevní hmota (odpadní) – palivové dřevo, štěpka, pelety, brikety stébelniny, sláma, traviny – balíky, pelety energetické rostliny – cíleně pěstované dřeviny, obiloviny a traviny plodiny – olej (semena), cukry (ovoce, cukrová řepa, aj.), škroby (kukuřice, brambory, aj.)
Vlastní fytomasa je základem v podstatě veškeré produkované biomasy (včetně uvažování potravního řetězce a přeměny energie). Fytomasou se rozumí organické látky rostlinného původu, vznikající fotosyntézou (zachycování slunečního záření, syntéza organických sloučenin CO2, H2O). Rovnice fotosyntézy popisuje jímání oxidu uhličitého (CO2) z ovzduší a vody (H2O) z půdy a sluneční energie pomocí organického katalyzátoru (chlorofylu) v zelených listech a minerálů (živin). Tvorbu organické hmoty – fytomasy – lze zapsat: 6 CO2 + 6 H2O (+ stopové prvky z půdy) + sluneční energie = C6H12O6 + 6 O2
(3.1)
Chlorofyl neboli zelené barvivo umožňuje rostlinným buňkám vázat CO2 a H2O spolu se sluneční energií do rostlinných tkání a vytvářet organickou hmotu – uhlovodíky jako sacharidy (glukózu C6H12O6), škroby, celulózu (C6H10O5), případně lignin (amorfní polyfenol). Do ovzduší se při tom uvolňuje kyslík O2. Lze tedy konstatovat, že fytomasa je v podstatě akumulovanou sluneční energií a je obnovitelným palivem. V celkové roční bilanci slunečního záření dopadajícího na povrch atmosféry je zhruba 0,1 % přeměněno na chemickou energii biomasy. Vzorec glukózy C6H12O6 v rovnici (3.1) představuje pouze symbol pro vzniklou organickou hmotu (glukózu), která se v následných chemických reakcích mění v nepřehledné množství jednoduchých i vysoce složitých organických látek (uhlovodíků) v závislosti na typu rostliny. Účinnost přeměny slunečního záření na energii biomasy je u rychle rostoucích typů rostlin až 2 %. 93
Při spalování, tj. okysličování (oxidaci) probíhá celý proces popsaný rovnicí (3.1) obráceně: C6H12O6 + 6 O2 = 6 CO2 + 6 H2O + uvolněná energie
(3.2)
Z uvedených vzorců pro organickou hmotu je patrné, že vzniklá organická hmota je již částečně zoxidována (obsahuje O2) a proto má při spalování nižší výhřevnost než většina fosilních paliv, z nichž v procesu milionů let trvající karbonizace byl kyslík vylučován. Například zemní plyn (metan) CH4 vůbec kyslík neobsahuje, proto je jeho výhřevnost vysoká. Naproti tomu dřevní plyn obsahuje kromě uvedeného O2 ještě značný podíl dusíku ze spalného vzduchu a jeho výhřevnost je malá. Při dokonalém spalování fytomasy se do atmosféry uvolní stejné množství oxidu uhličitého jaké bylo za dobu růstu akumulováno nebo jaké by se uvolnilo přirozeným rozkladem v přírodě. Z toho vyplývá označení biomasy jako neutrálního paliva z hlediska emisí CO2 a jako paliva, které nepřispívá ke skleníkovému jevu.
3.2. Zdroje biomasy a její energetické využití Biomasu pro energetické využití lze získávat ze tří základních zdrojů: energetické rostliny – záměrně pěstované pro energetické využití, jejich hlavním účelem je zachytit sluneční energii a akumulovat ji v podobě biomasy pro pozdější využití. Příkladem jsou rychlerostoucí dřeviny, obiloviny a traviny (topol, čínský rákos , šťovík uteuša, aj.), cukernaté a škrobnaté plodiny (řepa, kukuřice, aj.), olejniny (řepka, slunečnice, aj.); přírodní odpadová biomasa – biomasa ze zemědělství a lesnictví, zbytky po pěstování zemědělských plodin pro potravinářské účely, zbytky po sklizni (sláma, aj.), zbytky z lesního hospodářství (větve, kůra); průmyslová odpadová biomasa – zahrnují jak dřevní biomasu ze dřevozpracujícího průmyslu, tak odpady ze zemědělské a potravinářské výroby (kejda, jateční odpady, aj.).
Různé druhy biomasy lze energeticky využívat různými způsoby: přímé využití spalování – produkce teplé vody, teplého vzduchu, páry
nepřímé využití jako sekundární paliva (skladování, využití) suché procesy
- zplynování – plyny - pyrolýza – pyrolýzní oleje, plyny mokré procesy
- etanolové kvašení – fermentace a destilace biolihu (bioetanolu) - extrakce rostlinného oleje – drcení, lisování, louhování, výroba surového oleje - esterifikace surových olejů, methylestery olejů, výroba bionafty - anaerobní digesce – tvorba bioplynu živočišného nebo rostlinného původu, nejčastěji směsi - neřízená fermentace – tvorba skládkového plynu
Výše uvedenými procesy je biomasa přeměněna na sekundární nosiče energie jako jsou paliva, případně i jiné využitelné látky tak, aby bylo možné její technické využití pro výrobu tepla, elektrické energie nebo mechanické energie. Vzhledem ke ztrátám způsobeným přeměnou a další úpravou, které vznikají při sklizni, transportu, uložení a dalším postupu, zmenšuje se maximálně technicky využitelný potenciál, přičemž ztráty jsou závislé na místě výskytu biomasy a použité technologii využití.
94
Nejčastějším využitím biomasy pro energetické zásobování budov představuje spalování za účelem produkce tepla pro vytápění a přípravu teplé vody.
3.3. Druhy biomasy pro spalování Přímé energetické využití biomasy spalováním se využívá u fytomasy především ve formě tuhých paliv. Fytopaliva mají svůj původ jednak v odpadní fytomase (ze zpracování dřeva) nebo v cíleně pěstované (rychlerostoucí dřeviny, rostliny). Využití fytomasy jako biopaliva je určeno jejími fyzikálními a chemickými vlastnostmi. Z nich pak vychází konstrukce a provedení spalovacích zařízení. Podle druhu fytopaliva rozeznáváme: kusové dřevo (krátká, dlouhá polena, zbytková fytomasa, řezání, štípání) – pro kotle menších výkonů do 50 kW s ručním přikládáním, individuální vytápění rodinných domů štěpka (odpadní průmyslové dřevo, lesní zbytkové dřevo, prořezy stromů) – velikost od 1 do 10 cm (hrubá), nízká hustota energie, vhodné pro odpadní dřevo, rychlerostoucí energetické dřeviny – pro automatické kotle větších výkonů nad 50 kW sláma (řezaná - krátká, dlouhá; balíky – slisované, velkoobjemové), nízká hustota, vysoký obsah popelovin, obsah Cl z hnojiv a močůvky – vhodné pouze pro speciální kotle větších výkonů pro centralizované zásobování teplem traviny – víceleté rychlerostoucí rostliny (šťovík uteuša, sveřep, laskavec, konopí), vysoký obsah popelovin – výroba rostlinných briket a pelet pro speciální kotle (s ručním přikládáním, automatické kotle) nebo spalování v obdobných zařízením jako u slámy standardizovaná paliva: brikety (válcové, hranaté, rozměr 4 až 10 cm, délka 30 cm), pelety (průměr 6 až 25 mm, délka do 50 mm) – výroba za vysokých tlaků lisováním, vysoká hustota energie v objemu, normalizované vlastnosti – pro kotle s ručním přikládáním (brikety), pro automatické kotle (pelety)
Obr. 3.1 – Různé typy fytopaliv (zleva: polenové dřevo, štěpka, balíky slámy, dřevní pelety)
Tvar a velikost základních druhů fytopaliv musí být v souladu s topeništěm, pro které je určeno. Fytopaliva se pro použití ve spalovacích zařízeních předem upravují fyzikálními procesy: krácení, štípání, drcení, štěpkování, mletí, lisování, případně sušení.
3.4. Vlastnosti fytopaliv 3.4.1. Chemické složení Suchá fytomasa se skládá především z uhlíku (C) a kyslíku (O) s malým obsahem dalších prvků. Jak je vidět z tab. 3.1, obsah kyslíku je výrazný (nad 40 %). Vysoký obsah kyslíku na úkor uhlíku má vliv na nižší výhřevnost a vyšší podíl prchavé hořlaviny oproti fosilním palivům, u kterých je obsah kyslíku vyloučen. Prchavá hořlavina tvoří až 75 % hmotnosti sušiny u dřevní hmoty, u slámy 80 až 85 % (hnědé
95
uhlí 53 %). Prchavé složky se uvolňují již při teplotách nad 200 °C (zplyňování) a jejich množství zásadně ovlivňuje průběh spalovacího procesu. Druh
C
H
O
N
S
Cl
Dřevní hmota
50
6,2
43
0,1
0,02
0,01
Sláma
49
6,3
43
0,5
0,1
0,40
Zrno
46
6,6
45
2,0
0,1
0,10
Seno
49
6,3
43
1,4
0,2
0,80
Hnědé uhlí
69
6,0
23
1,0
1,0
0,03
Tab. 3.1 – Chemické složení různých typů zcela suché fytomasy
3.4.2. Obsah popela Obsah popela (anorganických látek) je závislý na druhu fytomasy (viz tab. 3.2) a jeho chemické složení má vliv na teplotu tavení a spékavost na roštu. Obsah popela tak ovlivňuje použitou technologii spalování. Dřevní fytomasa se vyznačuje malým obsahem Druh Obsah popela popelovin a vysokou teplotou tavení popela (1500 °C). Výjimkou je kůra, která často obsahuje částice prachu Sláma 3 až 5 % vnesené při těžbě dřeva a jeho transportu. Traviny a obiloviny Kůra až 6 % (sláma) mají oproti dřevní hmotě obsah popela vysoký a teplota jeho tavení je nízká (700 až 900 °C). Spalovací Dřevní hmota <2% zařízení musí být proto konstrukčně uspořádána tak, aby Dřevní pelety <1% nedocházelo k napékání popela na roštu nebo stěnách topeniště. Lehčí frakce popela může způsobovat zanášení Rostlinné pelety až 5 % tahů kotle, snížení přestupu tepla a účinnosti kotle, u létavého popílku (u vyšších výkonů, spalování slámy, fluidní lože) je Černé uhlí 10 až 15 % nutné jeho odlučování. Popel ze spalované fytomasy má vysoký obsah živin (vápník, draslík, hořčík nebo fosfor) a vzhledem k běžně zanedbatelnému obsahu těžkých kovů ho lze použít jako hnojivo.
Hnědé uhlí
10 až 30 %
Tab. 3.2 – Obsah popela ve fytomase
3.4.3. Další prvky Obsah síry je ve fytomase minimální. Může se však objevit například ve slámě nebo travinách (0,05 až 0,25 %) jako důsledek použití hnojiv. Podobně výskyt chloru a jiných halogenovaných sloučenin je minimální a objevuje se především ve fytomase z polí hnojených močůvkou, kam se chlor dostává ze solného lizu hospodářských zvířat (z trávicího traktu). Spalování fytomasy s obsahem chloru vyžaduje vysokou pozornost s ohledem na možnost tvorby rizikových látek (dioxinů) a korozi teplosměnných ploch.
3.4.4. Vlhkost Vlastnosti fytomasy a její spalování výrazně ovlivňuje obsah vlhkosti. Obsah vlhkosti (vody) ve fytomase snižuje výhřevnost (zvyšuje spotřebu paliva) a zhoršuje kvalitu spalování (nižší účinnost, vyšší emise znečišťujících látek, krátká životnost kotle). Vlhkost je v oblasti energetického využití fytomasy definována jako W=
mw m
96
kde mw
je hmotnost vody ve vzorku, v kg; hmotnost původního vlhkého vzorku, v kg.
m
Typická vlhkost čerstvé dřevní fytomasy je 40 až 60 %, u zelených rostlin až 80 %. Sušením dřevní fytomasy na volném prostranství ve venkovním prostředí po dobu 1 až 2 roky se vlhkost paliva sníží na 15 až 20 %. Standardizovaná průmyslově vyráběná paliva (brikety, pelety) mají vlhkost pod 10 % (umělé sušení). Při spalování vlhkých paliv dochází v topeništi nejprve k odpaření volné vody a teprve po odpaření vody začne teplota stoupat nad 200 °C (uvolnění spalných plynů). To snižuje výkon a účinnost spalovacího zařízení, zhoršuje podmínky spalování, podporuje tvorbu dehtů, případně kyselého kondenzátu (koroze kotle). Zvýšený obsah vody ve spalované fytomase klade nároky na zvolenou konstrukci a technologii spalovacího zařízení. Běžné kotle malých výkonů vyžadují použití fytomasy s vlhkostí do 20 %, u kotlů větších výkonů konstrukčně uzpůsobených je možné bez problémů použít fytomasu do 55 %.
3.4.5. Výhřevnost Výhřevnost dokonale suché fytomasy (sušiny) H0 je 18,6 MJ/kg nezávisle na rostlině, na které vznikla. Vzhledem k chemickému složení, zvláště obsahu O2, je spalné teplo a výhřevnost fytomasy nižší než u fosilních paliv. Rozdílné hodnoty výhřevnosti pro různé druhy fytomasy jsou dány její vnitřní strukturou a výrazně ovlivňovány typickou vlhkostí po vyschnutí. Závislost výhřevnosti fytomasy H v MJ/kg na její vlhkosti W lze popsat rovnicí H=
H 0 ⋅ (100 − W ) − 2,453 ⋅W 100
(3.3)
která je graficky uvedena na obr. 3.2. U dřeva je možné obecně (při obsahu vlhkosti 20 %) uvažovat s průměrnou hodnotou 14,3 MJ/kg. Hodnota výhřevnosti se však pro různé typy dřevní hmoty liší, viz tab. 3.3. Výhřevnost dřevní hmoty vztažená ke hmotnosti je srovnatelná s výhřevností hnědého uhlí, avšak z hlediska objemové výhřevnosti jsou srovnatelné pouze pelety. Nízký energetický obsah v objemu fytopaliv znamená vyšší nároky na prostory topenišť a skladů paliva, nákladnou manipulaci a nutnost zpracování fytopaliv právě do koncentrovaných forem (pelety, brikety). 20
H [MJ/kg]
18 16
Vlhkost W [%]
Výhřevnost H [MJ/kg]
0
18,56
10
16,40
20
14,28
30
12,18
40
10,10
50
8,10
14 12 10 0
10
20
30
40
50
W [%]
Obr. 3.2 - Vliv vlhkosti na výhřevnost fytomasy
97
Výhřevnost [MJ/kg]
Hustota [kg/m3]
Výhřevnost [MJ/m3]
dub, jasan
15,1
690
10 419
topol, olše, javor, vrba
14,8
630
9 324
buk
14,4
700
10 080
borovice, modřín
15,8
520
8 216
smrk, jedle
16,2
440
7 128
15,1 – 19,5
1000 – 1400
19 500 – 21 100
14 – 20
900 – 1200
12 600 – 24 000
Typ dřeva (vlhkost)
pelety hnědé uhlí tříděné
Tab. 3.3 – Srovnání výhřevnosti různých typů fytomasy (při W = 15 %) a tuhých fosilních paliv
3.5. Spalování tuhé fytomasy Spalování tuhých fytopaliv se liší od fosilních paliv vzhledem k vyššímu podílu prchavé hořlaviny vlivem vysokého obsahu kyslíku vázaného ve hmotě fytopaliva. Spalování fytomasy je složitým řetězem termochemických procesů a reakcí a je možné ho popsat v několika základních fázích (uvedené teploty jsou orientační): ohřev paliva (do 100 °C) – palivo vstupující do spalovacího zařízení má teplotu okolí a ohřívá se teplem od ostatního již odhořívajícího paliva sušení paliva (100 až 150 °C) – nad 100 °C začíná hlavní fáze odpařování vody vázané v palivu, která odchází jako vodní pára pyrolytický rozklad (150 až 230 °C) – složité uhlovodíkové řetězce tvořící fytomasu se teplem rozkládají na jednodušší látky, výsledkem jsou dehtové složky a plyny jako CO nebo plynné uhlovodíky (CxHy). Pyrolytický rozklad nevyžaduje přítomnost kyslíku. zplyňování suchého paliva (230 až 500 °C) – tepelný rozklad suchého paliva za přístupu kyslíku začíná nad teplotou vznícení (okolo 230 °C) v topeništi. Kyslík je dodáván v přiváděném primárním vzduchu a v reakci s plynnými produkty pyrolýzy uvolňuje teplo, které působí na pevné a kapalné produkty pyrolýzy (uhlík, dehet). zplyňování tuhého uhlíku (500 až 700 °C) – za účasti CO2, vodní páry, kyslíku se tvoří spalitelný oxid uhelnatý CO. Tato exotermická reakce se projevuje viditelným plamenem (žlutý plamen naznačuje spalování sazí, modrý plamen se vyskytuje při pyrolýze dřeva na CO). oxidace spalitelných plynů (700 až 1400 °C) – oxidace všech plynů vzniklých v předchozích fázích představuje konečnou etapu spalování pevného fytopaliva. Za dostatečného přívodu sekundárního vzduchu dochází k úplnému spálení (okysličení) spalitelných plynů. Dosahování teplot nad 1200 °C zbytečně zatěžují konstrukci topeniště a výměníku a ze spalovacího vzduchu vzniká více NOx.
První tři fáze jsou endotermické (teplo spotřebovávají), nad teplotou vznícení začínají exotermické fáze (teplo produkující) za přístupu kyslíku. Při spalování fytomasy je nutné využít vícestupňového spalování, u kterého se v první fázi (přívod primárního vzduchu) palivo zplyňuje a v druhé, případně třetí fázi (sekundární, terciární vzduch) se spalují spalné plyny. Poměr mezi skutečnou potřebou spalovacího vzduchu a teoretickou potřebou podle stechiometrických rovnic (stanovenou na základě chemického složení paliva) se vyjadřuje přebytkem spalovacího vzduchu λ. Optimální hodnota závisí na typu paliva a typu spalovacího zařízení a pohybují se od 1,5 (automatické kotle na pelety: 1,5 až 1,7) do 3 (krby). Příliš nízká hodnota vede k nedokonalému spalování - nespálení spalných plynů (především CO), které odnášejí svou energii nevyužitou ve
98
spalovacím procesu. Příliš vysoká hodnota přebytku spalovacího vzduchu způsobuje výraznou komínovou ztrátu - zbytečně ohřátý nevyužitý spalovací vzduch odchází spolu se spalinami (vysoký obsah O2 ve spalinách nad 10 %). Příklad závislosti účinnosti kotle na spalování fytomasy na přebytku spalovacího vzduchu je znázorněn na obr. 3.3. Dále vede zvyšování přebytku k vyšším nárokům na spalinové ventilátory a také stoupá koncentrace NOx ve spalinách vlivem přívodu většího množství vzduchu (N2). Spalování vzniklých spalných plynů se kromě dostatečného přívodu spalovacího vzduchu vyznačuje také dlouhými plameny (několik metrů) pro jejichž dokonalé spálení je potřeba výrazně větší prostor, narozdíl od spalování fosilních paliv např. koksu, který má plameny dlouhé řádově několik cm. 90 nedokonalé spalování
nárůst komínové ztráty
η [%]
80
70
60 1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
λ Obr. 3.3 – Vliv přebytku vzduchu na účinnost spalovacího zařízení
Do dlouhých plamenů však přiváděný vzduch obtížně proniká. Při spalování je tedy velmi důležité dokonalé promísení prchavé hořlaviny (spalných plynů) se vzduchem, aby bylo zajištěno dokonalé vyhoření. Konstrukce spalovacích zařízení musí zohlednit vhodné rozmístění přívodu spalovacího vzduchu v návaznosti na dostatečný prostor a čas pro dokonalé spálení. Primární spalovací vzduch se zpravidla přivádí pod roštovou plochu (velká zařízení) nebo do topeniště (menší kotle). Přívod sekundárního spalovacího vzduchu je zaveden nad vrstvu paliva prostřednictvím sady trysek.
3.6. Spalovací zařízení na fytomasu Spalovací zařízení na fytopaliva (kotle) musí zohledňovat uvedená specifika spalování fytomasy oproti klasickým tuhým fosilním palivům. Na spalovací zařízení jsou kladeny obecné požadavky, především: jednoduchá obsluha a snadná údržba (zavážení paliva, odstraňování popela) vysoká kvalita spalování, nízké emise (CO, CxHy, NOx) vysoká účinnost široký rozsah regulovatelnosti výkonu při zachování kvality hoření dlouhá životnost bezpečnost provozu náklady – investiční, provozní
99
3.6.1. Základní konstrukční uspořádání Vzhledem k potřebě dvojstupňového spalování fytomasy se konstrukční uspořádání kotlů na biomasu odlišuje od klasických uhelných kotlů, a to odděleným topeništěm od spalovací komory a přívodem primárního a sekundárního vzduchu. Pokročilá spalovací zařízení se s ohledem na základní odlišnost ve spalovacím procesu označují jako zplyňovací nebo pyrolytické kotle. Pro vlastní spalovací proces je tedy zásadní oddělení oblasti zplyňování (600 – 800 °C) a dohořívání spalných plynů (900 až 1100 °C). Spalovací zařízení na tuhá fytopaliva se skládá z několika základních součástí: topeniště – palivo se suší, zplyňuje a prohořívá, přívod primárního vzduchu (vliv na výkon) spalovací komora s přívodem horkého sekundárního vzduchu, ovlivňuje kvalitu spalování a emise, redukce CO na CO2; zajišťuje dokonalé prohoření spalných plynů, hlavně CO. Pokud CO není spálen odchází v něm energie a navíc je škodlivou znečišťující látkou. Navíc z CO se vylučuje uhlík na chladných místech a vznikají saze. keramická vyzdívka topeniště a dohořívací komory – zajišťuje akumulaci tepla pro vyrovnávání nerovnoměrnosti hoření, katalyzační účinek na dokonalé prohoření spalných plynů teplosměnné plochy – výměník tepla k odvodu tepelné energie pro další využití, ochlazení spalin na teploty 120 až 160 °C přívod vzduchu do topeniště a dohořívací komory – regulace poměru primárního a sekundárního vzduchu (provoz na plný výkon – větší potřeba sekundárního, při dohořívání – větší potřeba primárního)
U pokročilých kotlů je kvalita spalování řízena λ sondou, podle obsahu CO, CO2, O2 se nastavuje poměr mezi primárním a sekundárním vzduchem. násypka (2) – přísun paliva topeniště (3) – sušení, zplyňování spalovací komora (10) – spalování plynů keramická vyzdívka – rovnoměrná teplota výměník tepla (12) – odvod tepla přívod vzduchu – primární (7), sekundární (9) odtah spalin – ventilátor (15) popelník (4) – odvod popela
Obr. 3.4 – Schéma kotle pro spalování kusového dřeva
3.6.2. Regulace výkonu kotlů na fytomasu Vzhledem ke způsobu návrhu výkonu zdrojů tepla pro vytápění na extrémní podmínky jmenovité tepelné ztráty je nutné u navrhování kotlů pro spalování fytomasy zohlednit možnosti regulace jejich tepelného výkonu. U kotlů s ručním přikládáním s násypkou naplněnou palivem lze výkon regulovat pouze přívodem primárního spalovacího vzduchu a to jen v omezeném rozmezí (50 až 100 %). Omezení přívodu spalovacího vzduchu může být ruční nebo automatické (ventilátor) a má za následek nedokonalé
100
spalování, zvýšené emise škodlivých látek, především oxidu uhelnatého CO a CxHy a související nízkou účinnost. Nevýhodu špatné regulační schopnosti kotlů s ručním přikládáním může omezit použití zásobníku tepla mezi zdroj a tepelnou soustavu. Automatické kotle (např. na pelety nebo štěpku) umožňují systémem samočinného podávání paliva regulovat výkon přísunem paliva a regulační rozsah je zpravidla od 25 do 100 % bez výrazného snížení účinnosti kotle (viz obr. 3.5). Podobně velké kotle umožňují plynulým přívodem paliva regulovat výkon, případně najíždět jednotlivé výkony kotlů zapojených v kaskádě. 100
pelety
η [%]
80
60
kusové dřevo 40
20 20
40
60
80
100
120
% výkonu [-]
Obr. 3.5 – Vliv regulace výkonu kotlů na biomasu na jejich účinnost
3.6.3. Emise ze spalování fytomasy Se spalováním paliv jsou svázané plynné a tuhé emise. Nejinak je tomu u biomasy, která je považována za čistý přírodní zdroj, nicméně její termochemické využití je spojeno s emisemi řady znečišťujících látek. Jsou dvě kategorie emisí, jednak emise vznikající při správném (dokonalém) spalování, např. CO2 a NOx a škodlivé emise z nedokonalého spalování (CO, C, CxHy). Pro zajištění nízkého obsahu škodlivých znečišťujících látek je nezbytné zajistit při spalování biomasy: dostatečný přívod kyslíku, přebytek spalovacího vzduchu λ > 1,5; nízkou vlhkost paliva (10 až 20 %); dostatečně vysoké teploty spalování (800 až 1000 °C); dobu zdržení plynů ve spalovacím prostoru > 0,5 s; stabilitu teplotních poměrů v kotli (akumulační vyzdívka, nízké tepelné ztráty, provoz na jmenovitý výkon); stabilitu tlakových poměrů v kotli (vhodné dimenzování spalinové cesty); stálé provozní podmínky. Oxid uhličitý (CO2)
Bilance biomasy je obecně CO2 je neutrální, nevzniká více CO2 než ho bylo přijato rostlinami. Jde tedy o přirozený cyklus, který dlouhodobě nezhoršuje skleníkový efekt, nicméně jde o smluvní hodnotu, 101
„společenskou dohodu“. Rostliny transformují CO2 na biomasu po celou dobu svého růstu (řádově desítky let) a při spalování se během několika hodin stejné množství CO2 uvolní. Navíc, vlastní produkce biomasy jako paliva pro spalování často vyžaduje určitou spotřebu energie svázanou s emisemi (např. pro těžbu a dopravu paliva, výrobu biopaliv, aj.). Produkce CO2 je výsledkem správného spalování, optimálně se podíl ve spalinách pohybuje okolo 12 %. Oxidu dusíku (NOx)
Fytomasa obsahuje malý podíl dusíku (0,1 až 0,5 %) oproti tradičním palivům jako je uhlí (1,4 %). Produkce NOx je u fytopaliva spojená především s oxidací dusíku obsaženém ve spalovacím vzduchu a je závislá na teplotě spalování. Při spalovacím procesu je nutné udržování optimální teploty plamene okolo 1000 až 1100 °C, při teplotách nad 1400 °C roste produkce NOx již velmi výrazně. Mezní hodnoty emisí Dodávka paliva
Jmenovitý tepelný výkon [kW]
Třída1
Třída2
Třída3
Třída1
Třída2
Třída3
Třída1
Třída2
Třída3
> 50
25000
8000
5000
2000
300
150
200
180
150
> až 150
12500
5000
2500
1500
200
100
200
180
150
> až 300
12500
2000
1200
1500
200
100
200
180
150
> 50
15000
5000
3000
1750
200
100
200
180
150
> až 150
12500
4500
2500
1250
150
80
200
180
150
> až 300
12500
2000
1200
1250
150
80
200
180
150
Ruční
Samočinná
CO
CxHy (TOC)
prach (TZL)
mg/m3 při 10 % O2
vztahuje se k suchým spalinám, 0 °C,101 300 kPa
Tab. 3.4 – Kategorizace malých kotlů na biomasu podle emisí znečišťujících látek Oxid uhelnatý (CO)
Je hlavním produktem ve fázi pyrolytického rozkladu fytomasy a spalným plynem s vysokým energetickým obsahem. Při regulaci výkonu „škrcením“ přívodu spalovacího vzduchu, při použití vlhkého paliva nebo vlivem nedokonalého spalování obecně nedochází k plnému spálení CO (redukce na CO2) a CO odchází komínovou cestou do ovzduší. Obsah CO ve spalinách je ukazatelem kvality spalovacího procesu a měl by být udržen pod 0,1 %. Uhlovodíky (CxHy)
Plynné uhlovodíky jsou důsledkem pyrolytického rozkladu, objevují se ve spalinách především při zatápění při teplotách pod 600 °C (kouř). Oxidy síry (SOx)
Síra se ve dřevu nevyskytuje, stopové množství může obsahovat sláma (0,1 %) oproti hnědému uhlí s obsahem síry okolo 1 %. Tuhé částice
Emise tuhých částic (prachu) se vyskytují především při spalování slámy, kde jemná (lehká) frakce popela může ulétat do spalinových cest. Takové kotle musí být vybaveny odlučovači a filtry, a konstrukce roštů a topeniště je uzpůsobena snadnému odvádění popela. Mezi tuhé částice se řadí např. i nespálené saze (uhlík).
102
Těžké kovy
Obsah těžkých kovů je ve fytopalivu nízký v porovnání s klasickými tuhými palivy. Nicméně některé rostliny (kukuřice) umožňují koncentraci těžkých kovů z půdy v kořenové části. Po spálení se pak těžké kovy koncentrují (zahušťují) v popelu, který nelze využít jako hnojivo a je nutné jej skládkovat.
3.6.4. Lokální topidla – krby a kamna Interiérová lokální topidla (krby, krbové vložky, krbová kamna, kachlová akumulační kamna) jsou velmi oblíbenou aplikací zdroje tepla především na kusové dřevo, ohledně kterých panuje rozsáhlá diskuze reflektující odlišné zkušenosti uživatelů, způsobené především různou kvalitou výrobků na trhu v ČR. Otevřené krby se příliš neosvědčují vzhledem k výrazné spotřebě spalovacího vzduchu s přebytkem λ > 2,5 (nutný dostatečně dimenzovaný přívod vzduchu) a nízké účinnosti (< 20 %). Snaha o dosažení lepší účinnosti spalování než u otevřeného krbu při současné možnosti vizuálního kontaktu s ohněm vedla proto k rozvoji zasklených uzavřených krbových vložek. Krbové vložky s uzavřeným topeništěm jsou jako teplovzdušná topidla bez výrazné akumulace vhodná především pro okamžitou dodávku tepla či přerušovaný provoz (víkendové rychlé zatopení na chatách či chalupách). Vlivem intenzivního ochlazování topeniště (litina, plech) proudícím vzduchem z místnosti je teplota v topeništi relativně nízká, což vede k nízké účinnosti spalování (< 40 %) a zvýšené tvorbě popela. Krbová kamna jsou samostatně stojící interiérová topidla připojená samostatným kouřovodem na komín. Vizuální kontakt s ohněm zajišťují prosklená dvířka s jednoduchým nebo dvojitým zasklením (snížení ochlazování topeniště). Moderní konstrukce využívají ventilátorů pro regulaci výkonu nebo dálkového ovládání pro řízení provozu (peletová kamna). Pokročilá krbová kamna mohou dosahovat účinnosti až 80 %.
Obr. 3.6 – Krbová kamna (kusové dřevo, peletová kamna, kachlová kamna) Sálavá akumulační (kachlová) kamna využívající šamotových cihel (plné, dutinové) ve vnějším plášti i ve spalinových cestách umožňují vlivem své setrvačnosti rozložit předávané teplo do delšího časového úseku a poskytnout stálý výkon a zároveň rovnoměrné a účinné spalování. Předávání tepla sáláním do obytného prostoru má oproti teplovzdušným krbovým vložkám výhodu v omezeném přesoušení vzduchu a malým rozdílům mezi teplotou pod stropem a u podlahy (sálavé lokální vytápění).
Pro integraci teplovodního výměníku pro odběr tepla z kamen otopnou vodou do soustavy vytápění, případně přípravy teplé vody platí stejná pravidla jako pro navrhování soustav s dřevokotli (směšovací ventil, akumulační nádrž, ochrana proti přehřátí, viz kapitola 3.7). V současné době jsou na trhu 103
k dispozici krbová kamna s teplovodním výměníkem jak pro spalování kusového dřeva, tak plně automatická pro spalování pelet. Často diskutovanou variantou jsou spalinové výměníky (teplovodní, teplovzdušné) pro využití tepla ze spalin. Přímo do spalinových cest se vřazují nerezové výměníky, které výrazně ochlazují spaliny odcházející z topeniště do komína. Nicméně v případě kvalitního účinného topeniště, u kterého je teplota odcházejících spalin snížena vlivem účinného využití tepla na teplotu pouze dostatečnou pro jejich bezpečné odvedení do komína (max. 160 °C), se zařazení spalinového výměníku projeví podchlazením spalin, špatnému tahu komína, a z toho vyplývajícím nedokonalým spalováním, vznikem dehtu, zanášení komínu i kouřovodu včetně samotného spalinového výměníku. Obecně lze říci, že spalinové výměníky mohou být použity pouze na levné, neúčinné, konstrukcí velmi jednoduché krbové vložky s vysokou výstupní teplotou spalin. Výrobce spalinového výměníku by měl jasně deklarovat okrajové podmínky použití (teplota spalin, případně přímo výrobní typy krbových vložek).
3.6.5. Klasické kotle na tuhá paliva Klasické kotle na tuhá paliva jsou svou konstrukcí původně určeny pro spalování uhlí, kdy palivo je spalováno přímo v topeništi prohoříváním na roštu. Výkon je regulován omezením přívodu vzduchu. Účinnost těchto kotlů se pohybuje maximálně 65 až 70 % a obecně se s ohledem na produkci emisí nedoporučuje spalovat paliva na bázi fytomasy v kotlích určených primárně pro uhlí.
3.6.6. Zplyňovací kotle s ručním přikládáním Princip a konstrukční uspořádání dřevokotle určeného pro spalování kusového dřeva s ručním přikládáním je uveden v kapitole 1.6.1. Konstrukce kotlů je jednoznačně určena požadavkem na dvojstupňové spalování (zplyňování v topeništi, spalování plynů ve spalovací komoře). Regulace výkonu je omezena v rozsahu 50 % až 100 % řízením přívodu spalovacího vzduchu (regulace řízeným nedokonalým spalováním, negativní vliv na účinnost a emise). U těchto kotlů se proto pro zajištění efektivního a ekologického využití biomasy doporučuje provoz na jmenovitý výkon zajišťující vysokou účinnost 80 až 90 %. Z toho vyplývá nezbytnost instalace akumulační nádrže (akumulátor tepla), která umožňuje provoz na stálý výkon zdroje i při změnách odběrových charakteristik. (1) násypka 1
(2) rošt, topeniště
7
(3) popelník 4
5
6
(4) spalovací komora (5) výměník tepla
2
(6) spalinový ventilátor 3
(7) odvod spalin
Obr. 3.7 – Kotel na polenové dřevo s ručním přikládáním
3.6.7. Automatické kotle s mechanickým přikládáním Automatické kotle jsou určené obecně pro sypké palivo (dřevní a alternativní pelety, štěpka, piliny, obilí) a jsou vybaveny mechanickou samočinnou dopravou paliva do spalovacího prostoru, případně i automatickým zapalováním paliva (zbytkovým teplem, elektrickým zapalováním). Regulace výkonu automatického kotle se provádí řízením přívodu paliva (mechanické dávkování) v kombinaci s řízeným 104
přívodem vzduchu. To zajišťuje kromě regulace výkonu v rozsahu 25 – 100 % také vysokou účinnost kotle mezi 85 – 92 % (vyšší hodnoty účinnosti platí pro kotle větších výkonů) dosažitelnou v prakticky v celém regulačním rozsahu a hlavně bezobslužný provoz kotle. Mezi kotli určenými pro jednotlivé typy sypkých paliv jsou však zásadní rozdíly v konstrukci. Zatímco dřevní pelety mají velmi nízký obsah popela a není třeba konstrukčně řešit problematiku samočinného odvodu, při spalování alternativních pelet (pelety z rostlin – traviny, rychlerostoucí rostliny) či obilnin vzniká velké množství popela, který je náchylný ke spékání a musí se automaticky odvádět. 1
(1) přidružený zásobník paliva (2) dopravník paliva do topeniště (3) hořák, topeniště
8
5 5
4
(4) spalovací komora (5) teplovodní výměník
4
(6) popelník
2
(7) automatický odvod popela 8 3 6
3
(8) odtah spalin
7 6
Obr. 3.8 – Automatický kotel na pelety s přidruženým zásobníkem paliva (vlevo) a automatický kotel na štěpku (vpravo), zdroj: Guntamatic
Obr. 3.9 – Pokročilá řešení zdrojů na pelety: vodní zásobník tepla s vestavěným hořákem na pelety (vlevo) a nástěnný kotel na pelety (2 - 7 kW) s pneumatickým přívodem pelet (vpravo), zdroj: Pellet-plus
105
Pelety jsou jako palivo vhodné do rodinných domů pro automatická spalovací zařízení do výkonu 100 kW. Štěpka nebo piliny jsou z důvodu větších nároků na investičně náročný skladovací a manipulační prostor u těchto paliv vhodné pro vyšší výkony nad 100 kW, resp. nad 600 kW (slámu).
3.6.8. Roštové kotle Velká spalovací zařízení na různé typy fytomasy využívají spalování ve vrstvě na pohyblivém roštu (viz obr. 3.10). Pohyblivé rošty zlepšují spalovací proces, zabraňují úletu popílku (spalování slámy), omezují napékání popele na rošt a jsou vhodné i pro paliva s vysokou vlhkostí > 40 %. Dosahovaná účinnost velkých roštových kotlů je do 85 %. Několikanásobný přívod vzduchu je zajištěn přívodem primárního vzduchu pod rošt a sekundárního vzduchu do dohořívací (spalovací) komory. Odvod popela je automatizován, popel je odváděn jednak z roštu a jednak ze spalovací komory a výměníku tepla (úlet, záchyt na teplosměnných plochách). 1 - přísun paliva na rošt 2 - vrstva paliva na roštu 3 - přívod sekundárního vzduchu 4 - spalovací komora, přívod terciárního vzduchu 5 - dohořívací komora 6 - horkovodní výměník 7 - ventilátory, přívod primárního spalovacího vzduchu 8 - sběr a odvod popela 9 - podavač paliva
Obr. 3.10 – Roštový horkovodní kotel
Obr. 3.11 – Roštové kotle: horkovodní (vlevo), parní s oddělenou spalovací komorou (vpravo)
Na obr. 3.11 je uveden příklad spalovacího zařízení na fytomasu vzniklého rekonstrukcí původně parního kotle na LTO (lehký topný olej) instalací představného topeniště (předtopeniště) namísto
106
hořáku. Předtopeniště je vybaveno pohyblivým roštem pro spalování dřevní štěpky, pilin, briket nebo pelet. Původní kotel (spalovací komora s teplosměnnými plochami) je zachován a slouží jako dohořívací komora pro spalné plyny při dvojstupňovém spalování s přivedením sekundárního nebo terciárního vzduchu. Kromě původního kotle se s výhodou využívá i původní komín a rozvod teplonosné látky (pára, horkovod).
3.6.9. Zařízení pro spalování slámy Spalování slámy různého původu (odpadní fytomasa ze zemědělství) je specifickou oblastí energetického využití fytomasy s ohledem na vysokou popelnatost a nízkou energetickou hustotu (vztaženo na objem paliva). Jako vstupní zdroj fytomasy se využívá velkoobjemových slisovaných balíků suché slámy (vlhkost do 15 až 20 %) podávaných ze skladu drápákovým kladačem na řetěžový dopravník. Balíky se před vstupem do topeniště rozpojují, řežou, drtí a šnekovým nebo pístovým podavačem dopravují do topeniště (viz obr. 3.12). Pohyblivé rošty snižují úlet jemného popílku a umožňují plynulé odstraňování popela. Na výstupu do komína se před spalinový ventilátor instalují odlučovače popílku (cyklony) nebo textilní filtry pro zamezení úletu. Proces spalování je plně automatizovaný. Na základě potřeby tepla se nakládá a přivádí palivo na rošt spolu s odpovídajícím množstvím spalovacího vzduchu. kotel
spalinový ventilátor rozpojovač, rozdružovač balíků
dohořívací komora balíky slámy rošt, popelník
šnekový podavač
Obr. 3.12 – Spalovací zařízení na balíkovou slámu
3.6.10. Fluidní kotle Fluidní kotle využívají spalování jemně drceného paliva ve vznosu. Vznos částic paliva je zajištěn proudem spalin a spalovacího vzduchu, což umožňuje vysoký přenos tepla a látky vlivem velké intenzity promíchávání spalovacího vzduchu s palivem. Výhodu je nízký součinitel přebytku λ < 1,5, relativně nízké teploty 700 až 900 °C a tedy menší produkce NOx. Fluidní kotle mohou spalovat i vlhkou biomasu. Jejich účinnost se pohybuje mezi 85 a 88 %. Nevýhodou je nutnost použití cyklónových odlučovačů pro zamezení úletů tuhých částic.
3.7. Navrhování soustav se zdroji tepla na biomasu Zdroje tepla na spalování biomasy (fytomasy) se navrhují pro: individuální vytápění rodinných domů; blokové okrskové kotelny pro několik domů; centrální kotelny v obcích se soustředěnou zástavbou; teplárny v městech s centralizovaným zásobováním teplem.
Individuální vytápění rodinných domů kotli na biopaliva (kusové dřevo, pelety) je vhodné především v případě nahrazení kotlů na uhlí. Centrální zdroj tepla na biomasu (výtopna, teplárna) poskytuje oproti individuálním decentrálním zdrojům výhodu jednak v komfortu dodávky tepla (horkovod, parovod) a 107
jednak z hlediska dopadu na životní prostředí. Centrální zdroj s odbornou obsluhou a lepším technickým vybavením pro kontrolu kvality spalování bude vykazovat nižší emisní faktory než individuální rozptýlené zdroje. V oblastech s rozvinutým centralizovaným zásobováním teplem z uhelného zdroje může být přechod na biomasu provozně-ekonomicky také výrazně výhodnějším řešením než přestavba zdroje na ušlechtilá paliva (zemní plyn), zvláště díky možnostem spalování i méně kvalitních paliv (odpadní biomasa: piliny, štěpka, traviny, aj.). Nízká cena zde vyvažuje tepelné ztráty v rozvodech CZT. Zvláště u velkých centrálních zdrojů tepla na biomasu je nezbytné před vlastním návrhem a realizací provést studii proveditelnosti a řadu opatření, která umožní ekonomicky udržitelný provoz zdroje v budoucnosti. Z pozitivních i negativních zkušeností realizovaných projektů centrálních zdrojů tepla z biomasy je možné vybrat několik hlavních bodů, které je potřeba zajistit: dostupnost paliva v přijatelné ceně – je nezbytné provést analýzu místního trhu s fytopalivem, uzavřít předběžné dlouhodobé smlouvy o dodávce paliva v dopravní vzdálenosti do 50 km, neboť je velmi problematické najít stabilní a levný zdroj biomasy pro energetické využití ve větších výkonech; ekonomika provozu – zdroj tepla musí být konkurenceschopný především z hlediska provozní ekonomiky (cena tepla), která je citlivá na změnu ceny vstupního paliva, součástí studie musí být i odhad rozvojového potenciálu lokality (připojování / odpojování odběrů CZT) a zajištění odběru tepla; kvalitní projektová dokumentace – náročná předprojektová a projektová příprava, vlastní příprava stavby, efektivní kontrola provedení na stavbě – omezení víceprací a nákladů na výstavbu zdroje tepla.
U konkrétních projektů zdrojů tepla na fytomasu se vždy navrhují obdobné na sebe navazující technologické součásti zdroje tepla: sklad paliva – skládka (zastřešené haly, bez zastřešení), pohotovostní sklad, integrace skladu do budovy; doprava a manipulace s palivem - nakladač (podle typu paliv, zrnitosti), dopravník; spalovací zařízení – vlastní kotle (teplovodní, horkovodní, parní), rozložení výkonu do několika jednotek, záložní kotel; přívod spalovacího vzduchu - ohřev vzduchu, ventilátory, větrání kotelny; odvod tepla - teplosměnné plochy, napojení na tepelnou soustavu (otopná soustava, CZT, předávací stanice, akumulátor tepla); odvod spalin – spalinové ventilátory, komín; odvod popela – ruční vybírání, automatické vybírání popela (šnekový podavač popela), filtry, cyklony (jemný úlet při spalování slámy); stavební část – budova kotelny, příjezdové komunikace, sklad.
Přesto, že se zdroje tepla z biomasy mohou výrazně lišit typem paliva, výkonem kotlů, délkou rozvodů a důrazem na různé aspekty využití fytomasy (ekonomika, ekologie, využití odpadů, aj.), lze při jejich navrhování zobecnit některé projekční souvislosti, které vyplývají z principů správného spalování fytomasy v zařízeních k tomu určených.
3.7.1. Trojcestný směšovací ventil na vratném potrubí U spalování fytopaliv je nutné řešit v rámci zapojení kotle do nízkoteplotní tepelné soustavy omezení tvorby kondenzátu (agresivní dehtové látky) a související koroze. Teplota rosného bodu spalin je významně ovlivňována zejména obsahem vlhkosti v palivu a přebytkem spalovacího vzduchu, jak je zobrazeno na obr. 3.13. U běžných kotlů na kvalitní suchou fytomasu se rosný bod pohybuje pod 108
teplotou 55 °C, v případě vyššího obsahu vlhkosti až 60 °C. Aby se zabránilo kondenzaci spalin na teplosměnných plochách kotle (výměníku), je nutné zajistit dostatečně vysokou teplotu na vstupu do výměníku kotle. Prakticky se využívá předehřevu vratné vody do kotle nad teplotu 65 °C v trojcestném samočinném termostatickém směšovacím ventilu nebo elektronicky řízeném směšovacím ventilu přimícháváním výstupní vody z kotle (viz zapojení zdroje na obr. 3.14).
Obr. 3.13 – Závislost teploty rosného bodu na vlhkosti paliva a přebytku spalovacího vzduchu
Použití termostatického směšovacího ventilu může být nadbytečné u teplovodních vložek v otevřených krbech pracujících s vysokým přebytkem vzduchu a tedy s nízkou teplotou rosného bodu (viz obr. 3.13).
3.7.2. Akumulační zásobník U kotlů na fytomasu menších tepelných výkonů určených pro vytápění v rodinných domech je nezbytný zásobník tepla (akumulační nádrž), zvláště u kotlů bez možnosti vhodné regulace výkonu z několika důvodů: hydraulicky odděluje zdroj tepla od spotřebiče – akumulační zásobník slouží jako hydraulický zkrat (viz obr. 3.14) a zajišťuje, že okruh zdroje tepla pracuje se stálými podmínkami (jmenovitá teplota, jmenovitý průtok), zatímco okruh spotřeby tepla má teplotní i průtokové podmínky proměnlivé (ekvitermní regulace teploty otopné vody, termostatické ventily regulující průtok otopné vody); provoz kotle na jmenovitý výkon – vyrovnává nesoulad mezi výkonem zdroje tepla a odběrem tepla, umožňuje provoz kotle při jmenovitých podmínkách na plný výkon bez nutnosti jeho regulace a souvisejícího snížení účinnosti a zvýšených emisí škodlivých látek, akumulátor tepla navíc snižuje nárok na instalovaný výkon; akumuluje teplo ze zdroje – umožňuje překlenutí zátopu, zvyšuje komfort dodávky tepla v přechodovém období v závislosti na teplotním spádu otopné soustavy a poměru potřeby tepla k velikosti akumulátoru.
Návrh objemu akumulačního zásobníku by měl mimo jiné respektovat požadavek provozu kotle na jmenovitý výkon po dobu minimálně 2 hodiny. Objem akumulačního zásobníku se stanoví jako V=
3,6 × 10 6 ⋅ Q& k ⋅ Δτ ρ ⋅ c ⋅ (t max − t w )
(3.4)
109
kde Q& k
je
jmenovitý výkon kotle nebo výkon kotle, při kterém nedochází k výraznému zhoršení účinnosti, v kW;
Δτ
doba provozu kotle (min. 2 hodiny);
ρ
hustota vody, v kg/m3;
c
měrná tepelná kapacita vody, v J/(kg.K);
tmax
maximální teplota v akumulačním zásobníku (např. 85 °C);
tw
požadovaná teplota otopné vody pro zajištění vytápění (např. 55 °C).
Pro kotle s ručním přikládáním se objem akumulačního zásobníku navrhuje 50 až 70 l/kW instalovaného výkonu kotle. U kotlů na pelety, pokud se zásobník použije, se velikost akumulátoru navrhuje menší okolo 25 l/kW instalovaného výkonu.
Obr. 3.14 – Akumulátor tepla pro kotel na biomasu jako hydraulický zkrat
Akumulátor tepla se využívá výhodně i v oblasti centrálních zdrojů tepla z biomasy pro: snížení instalovaného výkonu – v extrémních klimatických výkyvech je k dispozici akumulované teplo; omezení počtu startů v přechodovém období - cyklování kotle má negativní vliv na emise, akumulátor tepla pomáhá překlenout nesoučasnost odběru a malé využití velkého výkonu.
3.7.3. Skladovací prostor a manipulace s palivem Obsah energie ve skladované fytomase je závislý na její formě a způsobu skladování. Při navrhování dopravních zařízení a skladovacích prostor pro uložení fytomasy je nutná znalost hustoty fytomasy, resp. vztahu mezi vlastní hustotou hmoty a hustotou v různých formách úpravy (sypané, rovnané, štípané, aj.). Např. v případě dřevní hmoty se plnometrem označuje 1 m3 pevné hmoty dřeva, rovnaným či prostorovým metrem 1 m3 rovnaného dřeva (štípaného, neštípaného) a prostorovým sypným metrem 1 m3 volně loženého (nezhutněného) drceného dřeva. Vztahy mezi objemem dřevní hmoty v různých formách jsou uvedeny v tab. 3.5.
110
Pevné dřevo plnometr-pevný metr [plm], [pm]
Složené dřevo prostorový-rovnaný metr [prm], [rm]
Štěpkované (drcené) dřevo prostorový sypný metr [prms]
[plm], [pm]
1
1,43 – 1,54
2,43 – 2,86
[prm], [rm]
0,65 – 0,70
1
1,61 – 1,86
[prms]
0,35 – 0,41
0,54 – 0,62
1
Tab. 3.5 – Objemové převodní jednotky pro vyjádření množství dřevní hmoty v různých formách
Návrh skladovacího prostoru se odvíjí od typu paliva (kusové, sypané). Kusové dřevo je výhodné skladovat ve venkovních podmínkách v zastřešeném prostoru, aby bylo umožněno jeho přirozené vysychání. Na vlhkost požadovanou výrobci kotlů 15 až 20 % kusové dřevo vysychá cca 18 až 24 měsíců (náročné na prostor). Pro úpravu paliva je možné použít strojové štípače nebo palivo připravovat manuálně. Kusové brikety je vhodné skladovat ve vnitřním skladu, neměly by přijít do přímého styku s vodou (deštěm). Jako standardizované palivo jsou pro manipulaci vhodnější (palety, balíky) než kusové dřevo. Štěpka umožňuje jako sypké palivo mechanizaci jak při skladování tak při dopravě paliva do spalovacího prostoru. Doporučuje se umisťovat sklad štěpky ve venkovním prostředí, zvláště v případě vyššího obsahu vlhkosti (nad 30 %), kdy může docházet v nevětraném prostoru k plesnivění, degradaci energetického obsahu paliva a k nebezpečí samovznícení. Štěpka se dopravuje ze zásobníků paliva šnekovými dopravníky ke kotli (viz obr. 3.15).
Obr. 3.15 – Různé možnosti skladování štěpky
Skladové hospodářství pelet je vzhledem k možnostem mechanizace pokročilým způsobem zásobování palivem od distribuce pelet k zákazníkovi (pytle, cisterny), vlastního skladování až po dopravu paliva ze skladu ke kotli (šnekové nebo pneumatické dopravníky). Pelety je možné skladovat v pytlích na paletách (ruční doplňování paliva), ve velkoobjemových vacích z antistatické textilie vyspádované do jednoho místa napojeného na pneumatický dopravník nebo šnekový podavač, ve speciálních vnitřních skladových místnostech nebo ve venkovních podzemních tancích. Skladové místnosti pro pelety mají vyspádované dno pod úhlem 40° až 45° do sběrného žlabu, ve kterém je umístěn vynášecí šnekový dopravník nebo sací sondy pneumatické dopravy (viz obr. 3.16). Sklady pelet bývají umístěny v místnostech sousedících s venkovním prostředím u přístupové cesty pro snadné doplňování z cisterny. K tomu účelu jsou do skladové místnosti přivedena z venkovního prostředí dvě potrubí: plnicí a vratné (odvod vzduchu při plnění peletami). Skladová místnost je vybavena kontrolními okny a vstupními dveřmi nad úrovní dna.
111
Obr. 3.16 – Řešení skladu pelet
Zatímco skladové místnosti jsou vhodné především pro větší instalace, pro rodinné domy je nejrozšířenější skladování v pytlích a vacích z antistatické textilie (viz obr. 3.17). Podzemní tanky nemají v ČR velký potenciál rozšíření, neboť jsou spojeny s vysokými pořizovacími náklady a ve většině případů nelze využít, tak jako v Rakousku, podzemních nádrží na topný olej při rekonstrukci zdroje tepla.
Obr. 3.17 – Textilní vak (vlevo) a podzemní tank (vpravo) pro skladování pelet, zdroj: Pelletmaster
Stanovení velikosti skladovacích prostor vychází z roční spotřeby konkrétního paliva stanovené z předpokládané spotřeby tepla v zásobovaném objektu a určení vhodné periody zásobení palivem (rodinné domy: 1x ročně, CZT: měsíční a kratší periody, např. zásoba na 14 dní pro jmenovitý odběr). Pro návrh skladovacího prostoru u rodinných domů platí, že doplňování paliva by mělo probíhat mimo otopnou sezónu (levnější palivo) a sklad paliva by měl pokrýt celoroční spotřebu paliva. Spotřeba paliva v kg/rok se stanoví ze vztahu P=
Qp
(3.5)
H ⋅η k
kde Qp H
je
spotřeba tepla v uvažovaném období mezi zásobováním skladu palivem, v MJ; předpokládaná výhřevnost paliva (fytomasy), v MJ/kg;
112
ηk
provozní účinnost spalovacího zařízení.
V tab. 3.6 jsou uvedeny orientační skladovací objemy pro různé druhy paliv v případě využití fytomasy pro vytápění a přípravu teplé vody v rodinném domě s tepelnou ztrátou 10 kW, obsazeném 4 obyvateli. Výhřevnost H
Hustota ρs
Objem paliva
Tvrdé dřevo (buk, dub), W = 15%
15,0 MJ/kg
700 kg/plm
13,4 prm
Měkké dřevo (smrk), W = 15%
16,2 MJ/kg
450 kg/plm
19,3 prm
Štěpka odpadní (smrk), W = 15 %
16,2 MJ/kg
450 kg/plm
34,1 prms
Pelety, W < 10 %
18,0 MJ/kg
650 kg/prms
8,0 prms
Palivo
Tab. 3.6 – Srovnání ročních skladovacích objemů pro potřeby běžného rodinného domu
Zatímco u kusového dřeva a briket pro individuální kotle manipulaci s palivem a jeho doplňování do topeniště zajišťuje uživatel, u automatických spalovacích zařízení větších výkonů se využívá mechanizace (mostový jeřáb s drapákem, nakladače, dopravníky paliva do topeniště).
113
Literatura [1]
Duffie, J. A., Beckman, W. A.: Solar enginnering of thermal processes. 3. vydání. Wiley 2006, ISBN 13-978-0-471-69867-8.
[2]
Cihelka, J.: Solární tepelná technika, Nakladatelství T. Malina, Praha 1994.
[3]
Brož, K., Šourek, B.: Alternativní zdroje energie, Vydavatelství ČVUT v Praze, 2003. ISBN 80-0102802-X.
[4]
Planning and Installing Solar Thermal Systems – a guide for installers, architects and engineers. James&James/Earthscan 2005. ISBN 1-84407-125-1
[5]
Matuška, T.: Názvoslovný výkladový slovník z oboru Solární tepelná technika, příloha časopisu Vytápění, větrání, instalace, č. 5, STP 2009. ISBN 978-80-02-02177-3.
[6]
Bufka, A.: Solární kolektory v roce 2008 - Výsledky statistického zjišťování pro rok 2008, MPO 2009.
[7]
Jirka, V.: Skleněné rastry pro stavebnictví a architekturu - využití v modulárním skleníku v Třeboni, ČVUT v Praze, 2009. ISBN 978-80-01-04288-5.
[8]
TNI 730302 Energetické hodnocení solárních tepelných soustav - Zjednodušený výpočtový postup. ÚNMZ 2009.
[9]
Dvořák, Z., Klazar, L., Petrák, J.: Tepelná čerpadla, SNTL, Praha 1987.
[10] Mečiárik, K., Havelský, V., Füri, B.: Tepelné čerpadlá, ALFA Bratislava/SNTL Praha, 1988. [11] Petráš, D. a kolektiv: Nízkoteplotní vytápění a obnovitelné zdroje energie, Jaga, Bratislava 2008. [12] Kolektiv: Využití tepelných čerpadel ve vytápění, ČSVTS Praha 1986. [13] Sladký, V.: Spalování biomasy, In: Obnovitelné zdroje energie, Agrospoj Praha, 1993, ISBN 807084-067-6. [14] Planning and Installing Bioenergy Systems, James & James, 2005, ISBN 978-1-84407-132-6. [15] Holz, T.: Topíme dřevěnými peletami, Grada, 2007, ISBN 978-80-247-1634-3.
114
Přílohy Příloha A – Střední hodnota slunečního ozáření GT,m Úhel sklonu plochy
β
Střední hodnota slunečního ozáření GT,m [W/m2] pro charakteristickou oblast město (Z = 4) I
II
III
0 15 30 45 60 75 90
176 274 357 418 454 462 442
255 355 435 489 515 509 473
367 450 507 536 533 500 437
15 30 45 60 75 90
271 350 408 442 449 429
351 428 480 503 496 459
447 501 528 523 489 427
15 30 45 60 75 90
260 330 380 408 411 389
341 407 451 468 457 419
438 485 505 498 462 403
15 30 45 60 75 90
244 299 337 355 352 329
324 376 407 416 401 363
423 459 472 460 425 369
15 30 45 60 75 90
223 260 283 291 283 260
302 337 355 355 337 302
405 426 429 414 380 330
15 30 45 60 75 90
200 217 226 226 215 194
278 293 297 290 271 241
384 388 381 361 329 286
15 30 45 60 75 90
175 174 171 165 153 137
252 247 239 226 208 184
360 347 330 306 276 240
IV
V
VI
VII
VIII
Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 0° (orientace na jih) 448 500 515 502 463 501 526 529 523 505 526 525 517 516 519 522 497 479 483 505 490 443 417 426 465 431 368 338 350 400 350 278 247 260 316 Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 15° 499 525 529 522 503 522 524 516 515 516 518 496 479 482 502 486 443 419 427 462 428 371 342 353 399 350 284 254 266 318 Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 30° 493 521 526 519 498 512 518 513 511 508 506 491 478 480 493 474 442 422 428 455 419 375 350 359 395 346 295 270 280 321 Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 45° 483 516 522 514 490 496 510 508 504 495 486 483 474 473 478 454 437 423 425 441 403 376 358 363 386 337 304 285 291 318 Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 60° 470 508 517 507 480 473 497 499 493 477 459 469 466 462 457 427 426 418 417 420 380 370 359 360 370 321 306 294 296 310 Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 75° 455 498 510 499 467 447 480 487 479 454 426 449 452 446 430 394 407 407 402 393 350 356 353 350 347 298 299 294 292 293 Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 90° 438 488 502 490 453 417 460 473 462 429 388 424 433 424 397 354 382 388 381 360 314 334 338 332 317 268 283 284 280 269
115
IX
X
XI
XII
390 458 501 516 502 460 392
288 377 446 489 503 488 444
197 292 370 427 459 462 438
151 245 325 386 424 435 420
456 497 510 495 452 386
374 439 480 492 476 431
288 364 418 447 450 425
241 319 377 412 423 407
448 483 492 475 432 369
364 421 454 461 442 397
278 344 391 414 412 386
232 300 350 380 386 369
436 461 464 445 404 345
349 393 416 416 394 351
262 314 348 363 356 329
216 270 308 328 329 310
420 434 429 407 368 316
330 357 369 362 339 300
242 277 297 302 291 265
196 232 256 266 261 242
402 401 388 363 327 281
307 317 317 305 281 247
219 235 242 239 225 202
174 191 201 202 193 176
382 365 343 316 282 243
283 275 263 246 224 196
195 192 188 179 165 147
150 150 149 144 134 120
Příloha B – Teoretické denní dávky celkového slunečního ozáření HT,den,teor Úhel sklonu plochy
β
Teoretická denní dávka celkového slunečního ozáření HT,den,teor [kWh/(m2.den)] pro charakteristickou oblast město (Z = 4) I
II
0 15 30 45 60 75 90
1,48 2,30 3,00 3,52 3,82 3,89 3,72
2,49 3,47 4,25 4,79 5,04 4,98 4,63
15 30 45 60 75 90
2,28 2,94 3,44 3,72 3,78 3,61
3,44 4,19 4,69 4,92 4,85 4,49
15 30 45 60 75 90
2,19 2,78 3,20 3,43 3,46 3,28
3,33 3,99 4,41 4,57 4,47 4,10
15 30 45 60 75 90
2,05 2,51 2,83 2,98 2,96 2,77
3,17 3,68 3,98 4,07 3,92 3,55
15 30 45 60 75 90
1,88 2,19 2,38 2,45 2,38 2,19
2,96 3,29 3,47 3,47 3,29 2,96
15 30 45 60 75 90
1,68 1,83 1,90 1,90 1,81 1,63
2,72 2,86 2,91 2,84 2,65 2,36
15 30 45 60 75 90
1,47 1,46 1,44 1,38 1,29 1,15
2,46 2,41 2,34 2,22 2,03 1,80
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX
Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 0° (orientace na jih) 4,30 6,09 7,62 8,27 7,86 6,60 4,84 5,27 6,80 8,02 8,51 8,18 7,18 5,69 5,95 7,15 8,01 8,31 8,08 7,39 6,23 6,28 7,10 7,57 7,69 7,56 7,19 6,41 6,25 6,66 6,76 6,71 6,67 6,61 6,24 5,86 5,86 5,62 5,43 5,48 5,69 5,71 5,13 4,75 4,24 3,97 4,08 4,50 4,87 Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 15° 5,24 6,78 8,00 8,49 8,17 7,16 5,66 5,88 7,10 7,98 8,29 8,06 7,35 6,17 6,19 7,04 7,56 7,69 7,55 7,15 6,33 6,14 6,61 6,76 6,73 6,68 6,58 6,15 5,74 5,82 5,65 5,49 5,52 5,68 5,62 5,01 4,75 4,33 4,08 4,17 4,53 4,79 Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 30° 5,13 6,69 7,95 8,46 8,12 7,09 5,57 5,69 6,96 7,90 8,25 8,00 7,23 6,00 5,92 6,87 7,49 7,68 7,51 7,02 6,11 5,83 6,44 6,74 6,78 6,70 6,47 5,89 5,42 5,70 5,72 5,63 5,62 5,63 5,37 4,72 4,70 4,50 4,33 4,38 4,56 4,58 Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 45° 4,97 6,56 7,86 8,39 8,05 6,98 5,42 5,38 6,74 7,77 8,16 7,88 7,04 5,73 5,53 6,60 7,36 7,62 7,41 6,80 5,77 5,39 6,18 6,66 6,79 6,66 6,27 5,52 4,98 5,48 5,73 5,75 5,68 5,49 5,02 4,33 4,58 4,63 4,58 4,56 4,53 4,29 Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 60° 4,75 6,39 7,74 8,30 7,94 6,83 5,22 5,00 6,44 7,57 8,02 7,72 6,79 5,38 5,04 6,24 7,15 7,48 7,24 6,50 5,33 4,85 5,81 6,49 6,72 6,53 5,98 5,05 4,45 5,17 5,64 5,77 5,64 5,27 4,57 3,87 4,37 4,66 4,72 4,63 4,41 3,93 Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 75° 4,50 6,18 7,60 8,20 7,82 6,65 4,99 4,55 6,07 7,32 7,83 7,50 6,47 4,98 4,47 5,80 6,85 7,27 6,98 6,12 4,82 4,24 5,35 6,21 6,54 6,30 5,60 4,51 3,86 4,76 5,43 5,67 5,48 4,94 4,06 3,36 4,05 4,55 4,72 4,58 4,17 3,49 Azimutový úhel osluněné plochy γ = ± 90° 4,23 5,96 7,44 8,07 7,68 6,45 4,75 4,07 5,66 7,02 7,59 7,23 6,11 4,54 3,86 5,28 6,47 6,97 6,64 5,66 4,27 3,59 4,81 5,82 6,24 5,96 5,12 3,92 3,23 4,26 5,09 5,43 5,19 4,51 3,50 2,81 3,65 4,31 4,57 4,38 3,83 3,01
116
X
XI
XII
3,02 3,96 4,68 5,13 5,28 5,12 4,66
1,74 2,58 3,28 3,78 4,06 4,10 3,88
1,20 1,95 2,58 3,07 3,37 3,46 3,34
3,92 4,61 5,03 5,16 4,99 4,52
2,55 3,22 3,70 3,96 3,98 3,76
1,92 2,53 2,99 3,28 3,36 3,23
3,82 4,42 4,76 4,84 4,63 4,17
2,46 3,05 3,46 3,67 3,65 3,42
1,84 2,38 2,78 3,02 3,07 2,93
3,66 4,12 4,36 4,36 4,13 3,68
2,32 2,78 3,09 3,21 3,15 2,91
1,72 2,14 2,45 2,61 2,61 2,46
3,46 3,75 3,87 3,80 3,55 3,14
2,15 2,45 2,63 2,67 2,57 2,34
1,56 1,85 2,04 2,11 2,07 1,92
3,22 3,33 3,32 3,19 2,95 2,59
1,94 2,08 2,14 2,11 1,99 1,79
1,38 1,52 1,60 1,61 1,54 1,40
2,97 2,88 2,76 2,59 2,35 2,06
1,73 1,70 1,66 1,59 1,46 1,30
1,19 1,19 1,18 1,14 1,06 0,95
Příloha C – Teoretické denní dávky difúzního slunečního ozáření HT,den,dif Úhel sklonu plochy
β 0 15 30 45 60 75 90
Teoretická denní dávka difúzního slunečního ozáření HT,den,dif [kWh/(m2.den)] I
II
0,49 0,48 0,47 0,46 0,44 0,42 0,39
III
0,68 0,67 0,66 0,65 0,63 0,61 0,59
IV
0,99 0,99 0,99 0,97 0,96 0,94 0,93
V
VI
VII
VIII
Charakteristická oblast město (Z = 4) 1,37 1,64 1,77 1,75 1,53 1,36 1,64 1,77 1,74 1,52 1,36 1,63 1,76 1,74 1,51 1,34 1,62 1,75 1,72 1,50 1,33 1,61 1,74 1,70 1,48 1,31 1,60 1,73 1,68 1,45 1,29 1,58 1,71 1,66 1,42
IX
X
XI
XII
1,19 1,19 1,18 1,16 1,14 1,11 1,08
0,83 0,83 0,82 0,80 0,78 0,75 0,72
0,56 0,56 0,55 0,53 0,51 0,48 0,46
0,43 0,43 0,42 0,40 0,38 0,36 0,33
Příloha D – Poměrná doba slunečního svitu τr Místo Praha České Bud. Hradec K. Brno Bratislava Košice
Poměrná doba slunečního svitu τr I
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX
X
XI
XII
0,21 0,18 0,18 0,18 0,25 0,26
0,32 0,29 0,27 0,31 0,35 0,31
0,42 0,37 0,40 0,38 0,46 0,42
0,45 0,39 0,44 0,39 0,50 0,46
0,51 0,43 0,50 0,48 0,56 0,53
0,54 0,46 0,51 0,53 0,59 0,54
0,55 0,49 0,52 0,56 0,66 0,58
0,55 0,51 0,54 0,53 0,66 0,59
0,53 0,48 0,52 0,50 0,63 0,57
0,37 0,34 0,37 0,37 0,47 0,47
0,21 0,22 0,19 0,23 0,25 0,27
0,14 0,15 0,17 0,12 0,20 0,23
Příloha E – Střední venkovní teploty te,s a te,p Místo Praha České Bud. Hradec K. Brno Bratislava Košice
Místo Praha České Bud. Hradec K. Brno Bratislava Košice
Střední teplota v době slunečního svitu te,s v jednotlivých měsících [°C] I
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX
X
XI
XII
2,2 1,7 1,6 1,7 2,1 0,1
3,4 2,4 2,4 2,8 3,6 1,7
6,5 6,2 6,0 7,0 8,5 6,6
12,1 10,7 10,7 12,0 13,4 12,1
16,6 15,8 15,9 17,2 18,5 16,3
20,6 18,6 18,9 20,2 21,6 20,5
22,5 20,8 20,7 22,1 23,5 22,4
22,6 20,6 20,8 21,8 23,6 22,2
19,4 17,4 18,0 18,5 20,5 18,7
13,8 12,1 12,7 13,1 14,7 13,1
7,3 6,9 7,2 7,7 8,5 7,5
3,5 3,3 3,3 3,5 4,2 2,8
Střední teplota te,p v jednotlivých měsících [°C] I
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX
X
XI
XII
-1,5 -2,0 -2,1 -2,0 -1,6 -3,6
0,0 -0,9 -1,0 -0,6 0,2 -1,7
3,2 3,0 2,7 3,7 5,2 3,3
8,8 7,4 7,4 8,7 10,1 8,8
13,6 12,7 12,8 14,1 15,4 14,3
17,3 15,7 15,6 16,9 18,3 17,2
19,2 17,5 17,4 18,8 20,2 19,1
18,6 16,6 16,8 17,8 19,6 18,2
14,9 12,9 13,5 14,0 16,0 14,2
9,4 7,7 8,3 8,7 10,3 8,7
3,2 2,8 3,1 3,6 4,4 3,4
-0,2 -0,4 -0,4 -0,2 0,5 -0,9
117
Příloha F – Diagram chladiva R 134a
118
