Analyse en simulatie binnenklimaat Unilin Flooring kantoorgebouw
Dieter Dewitte
Promotor: prof. dr. ir. Arnold Janssens Begeleider: Kim Goethals Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: bouwkunde Vakgroep Architectuur en stedenbouw Voorzitter: prof. dr. Bart Verschaffel Faculteit Ingenieurswetenschappen Academiejaar 2008 – 2009
Analyse en simulatie binnenklimaat Unilin Flooring kantoorgebouw Dieter Dewitte
Promotor: prof. dr. ir. Arnold Janssens Begeleider: Kim Goethals Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: bouwkunde Vakgroep Architectuur en stedenbouw Voorzitter: prof. dr. Bart Verschaffel Faculteit Ingenieurswetenschappen Academiejaar 2008 – 2009
VOORWOORD Het al dan niet comfortabel ervaren van een binnenklimaat is afhankelijk van talrijke factoren. In de meeste gevallen wordt hierbij vrijwel meteen gedacht aan de thermische belasting, maar niets is minder waar. Zo kan het voorkomen dat een ruimte onder bepaalde omstandigheden een ruimtetemperatuur bezit, die aanleiding geeft tot een neutraal of aangenaam thermisch comfort maar uiteindelijk toch als onaangenaam wordt ervaren. Dit kan het gevolg zijn van een te hoge akoestische belasting, een slechte binnenluchtkwaliteit, te weinig natuurlijk daglicht, enzovoort. Het is dan ook noodzakelijk om tussen deze verschillende factoren onderling, een optimaal evenwicht te vinden waardoor een aangename verblijfs – of werkomgeving kan worden gecreëerd.
Op deze manier dient het gebruikerscomfort tijdens het ontwerpproces als primaire toetssteen te fungeren en te primeren boven de energiezuinigheid. Dit betekent echter niet dat het energieverbruik van een gebouw uit het oog dient te worden verloren. Hiertoe dient de energieprestatie tijdens het ontwerpproces als secundaire toetssteen te worden gehanteerd. De ontwerper staat bijgevolg voor de opgave een verblijfsomgeving te creëren die zowel een aangename situatie schept als aanleiding geeft tot een zo min mogelijk energieverbruik. Dit wordt mogelijk gemaakt door het gebruik van energievriendelijke technieken zoals de toepassing van zonneweringen om oververhitting tijdens de zomer te voorkomen en het gebruik van een natuurlijke ventilatie overdag en tijdens de nacht om het gebouw passief te koelen. Een voorbeeld van gebouw dat binnen dit kader past, is het Unilin Flooring kantoorgebouw.
In dit werk wordt vooraal aandacht besteed aan het thermisch binnenklimaat dat in het Unilin Flooring kantoorgebouw wordt gecreëerd, dit vooral met betrekking tot het thermisch comfort van twee typekantoren. Na een uitgebreide bespreking van de technieken en opbouw van deze kantoren, wordt kort de theoretische achtergrond van verschillende behaaglijkheidsmodellen ter evaluatie van het thermisch comfort besproken. In een derde rubriek worden deze modellen toegepast op de binnenklimaatmetingen die tijdens de zomer van 2008 in de twee voornoemde typekantoren werden uitgevoerd. Dit maakt het mogelijk om enerzijds het zomercomfort te evalueren en anderzijds de werking van de technieken te toetsen aan hun oorspronkelijk regelbeschrijf. Tot slot worden op basis van de resultaten uit de voorafgaande hoofdstukken een tweetal simulatiemodellen opgebouwd van een individueel typekantoor in de multi-zone simulatieprogramma’s TRNSYS en VOLTRA. Deze stellen ons in staat de invloed van verschillende parameters op het thermisch binnenklimaat te onderzoeken en de simulatieresultaten van beide modellen onderling met elkaar te vergelijken. iii
DANKWOORD Eindelijk, na weken van zwoegen en momenten van ups en downs is deze thesis er uiteindelijk gekomen en kan ik beginnen aan mijn laatste opgave, het dankwoord. Op het eerste zicht een makkelijke taak, tot men er eventjes bij stil staat …
Om de koe toch bij de horens te vatten, wil ik vooreerst mijn ouders bedanken. Bedankt voor het vertrouwen, de steun en vooral de aangeboden kans om deze studies tot een goed einde te brengen. Daarnaast verdienen zowel mijn zus en broer een welgemeende dankjewel. Bedankt voor jullie medeleven en de grote hoeveelheid tijd die jullie voor mij over hadden.
Een oprecht woord van dank gaat ook uit naar mijn thesisbegeleider Kim Goethals voor de grote hoeveelheid tijd en energie die hij tijdens het jaar in mij en dit werk heeft gestopt alsook voor de goede begeleiding. Daarnaast wens ik ook mijn promotor, prof. dr. ir A. Janssens te bedanken voor het vertrouwen, de begeleiding en de aangeboden vrijheid bij het schrijven van deze thesis.
Daarnaast gaat ook een speciaal woord van dank uit naar Ronny Cruyt en het gehele Unilin Flooring personeel die bereidwillig informatie verschaften alsook bereid waren te werken in een met lachgas gevuld kantoor. Ook wil ik Daidalos Peutz en de Volksterrenwacht Armand Pien bedanken voor het ter beschikking stellen van hun meetdata.
Verder wil ik ook alle personen bedanken die mij tijdens mijn studentenloopbaan hebben voorzien van de nodige bijkomende kennis en mij hebben geleerd dat bouwkunde meer dan alleen een baksteen is.
Tot slot wil ik ook graag een oprechte dankjewel richten naar mijn vriendenkring. Bedankt om een uitlaatklep te zijn en mij ter tijd en stond te voorzien van de nodige ontspanning.
Bedankt!
Dieter Dewitte, juni 2009
iv
TOELATING TOT BRUIKLEEN
De auteur geeft de toelating deze masterproef voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de masterproef te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze masterproef.
Dieter Dewitte, juni 2009
v
Analyse en simulatie binnenklimaat Unilin Flooring kantoorgebouw Door Dieter DEWITTE Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van burgerlijk ingenieur bouwkunde Academiejaar 2008 – 2009 Promotor: Prof. Dr. Ir.-Arch A. JANSSENS Begeleider: Ir.-Arch. K. GOETHALS Faculteit Ingenieurswetenschappen Universiteit Gent Vakgroep Architectuur en stedenbouw Voorzitter: Prof. Dr. B. Verschaffel
Samenvatting
In dit afstudeerwerk komt een uitgebreide evaluatie en simulatie van het thermisch zomercomfort aan bod van het Unilin Floor kantoorgebouw. De evaluatie heeft betrekking op zowel een individueel – als landschapskantoor gelegen op de bovenste verdieping en gebeurt op basis van ter plaatse opgemeten binnenklimaatcondities. De simulatie daarentegen, heeft vooral betrekking tot het individueel kantoor. Voor dit kantoor wordt, op basis van experimentele resultaten en architecturale plannen, een simulatiemodel opgebouwd in zowel het 1D simulatieprogramma TRNSYS als in het 3D simulatieprogramma VOLTRA. In beide modellen wordt de invloed van een aantal wijzigende parameters gecontroleerd alsook de mate waarin ieder model al dan niet gelijk reageert.
Trefwoorden Unilin Flooring, TRNSYS, VOLTRA, thermisch comfort, modelgevoeligheid
vi
Analysis and simulation of the indoor climate of the Unilin Flooring office building Dieter Dewitte Supervisor(s): Prof. Dr. Ir.-Arch. Arnold Janssens, Ir.-Arch. Kim Goethals
Abstract— This article gives an extensive analysis of the thermal indoor climate of the top office department at the Unilin Flooring office building during the summer of 2008. Therefore, mainly two different approaches are used. On the one hand, the indoor climate is evaluated by means of experimental data and on the other hand by means of two different dynamic multi-zone software programs. Once the validation of both dynamic models is completed, based on the experimental data, the importance and variation of some parameters is investigated. Throughout the various simulations, the results from both programs are continuously compared to each other. Keywords— Unilin Flooring, TRNSYS, VOLTRA, thermal comfort, model sensitivity
I. INTRODUCTION The appreciation of the indoor climate is dependent on many different factors. In most cases, people immediately tend to think only of the thermal load present in a room. But then again, not only the room temperature is the main reason whether the indoor climate is experienced as comfortable or not. Even when a good thermal comfort is attained, this comfort can be completely undone due to other interior or exterior factors. This could be a high acoustic load or even a bad indoor air quality. Eventually, an optimum balance has to be found between these different influential factors to ensure a comfortable and healthy workspace. For this reason, the comfort of the building users has to be used as a primary touchstone during the building design. Secondly, the energy consumption should be taken into account too but not at the expense of the usercomfort. Taking both comfort and energy consumption into account, building designers are forced to find a best possible solution between both. This goal can be reached by using different lowenergy techniques. For example, using sunblinds in combination with natural day-time or night-time ventilation could significantly decrease the energy consumption and increase the chance of good thermal comfort. One project which corresponds to this approach is the Unilin Flooring office building.
Fig. 1. Automatic sunblind control at Unilin Flooring office building
II. BUILDING DESIGN The office building mainly consists of concrete bearing beams and columns. The different office floors are separated from one
another by massive floors and are provided with a constant open false ceiling wherein the chilled ceiling panels are located. Due to the high amount of exposed thermal mass, day-time peak temperatures inside the offices can be decreased or delayed. The different techniques used in the building are mainly operated as a function of the office occupancy. This way the provided mechanical day-time ventilation is put into action at the beginning of a working day, creating a design flow rate of 100 m³/h, and is stopped at the end of a working day. Neither during the weekends nor during the night mechanical night-time ventilation or cooling is used. The provided natural ventilation is mainly used for the passive cooling and ventilation of the different office rooms at night. Only in the landscaped offices, this ventilation technique is controlled automatically as a function of time and room air temperature. If natural night-time cooling in the single office rooms is necessary, the occupants have to manually open the windows themselves at the end of a working day. During day-time, additional cooling can be attained by using the automatically controlled chilled ceiling panels which cover 40% of the provided ceiling surface. In order to avoid overheating, the internal and exterior sunblinds are lowered when the incident solar radiation on the roof or façade exceeds a certain setpoint.
III. EVALUATION A.
Ventilation
By means of several tracergas-tests an evaluation of the different flow rates, due to mechanical and natural ventilation, was performed during a hot pre-summer period in April 2009 for the single office room. The results can be seen in table I. TABLE I. Measured and design flow rates for the single office [h-1] Description Mechanical day-time ventilation Natural day-time ventilation Natural night-time infiltration (air tightness)
V&
V&design
0,627 3,46 0,473
0,73 / /
As shown in table I, the measured flow rate for the mechanical day-time ventilation is lower than the proposed design flow rate. However, this does not cause problems for neither the indoor air quality nor for the thermal comfort since enough ventilation and cooling is provided by natural day-time ventilation. Nevertheless, the measuring campaign showed there was no active cooling, neither by the mechanical day-time ventilation nor by the chilled ceiling panels. In contrast with the initial purpose of the mechanical day-time ventilation – providing cooled air during hot summers days – the experimental data showed the opposite. Instead of providing cooled air, the air was pre-heated causing high office room air temperatures.
vii
B. Thermal summer comfort In order to evaluate the thermal summer comfort, different measuring campaigns were carried out in a single and landscaped office room during the summer of 2008. Firstly, the temperature exceeding hours (TO) were compared to the guidelines published by the Chartered Institution of Building Services Engineers (CIBSE) [1]. Secondly, to take adaptation into account, the thermal summer comfort was evaluated by using the adaptive temperature limits indicator (ATG) [2]. Figure 2 shows a good thermal comfort was attained only in the single office. The landscaped office on the other hand, shows a higher exceeding ratio up to 12,42% of a temperature of 25°C.
both TNRSYS and VOLTRA react with the same impact on the variation of the CTC coefficient being used. Thirdly, different methods for the modelling of incoming direct solar radiation were carried out in accordance to [6]. Based on the total absorbed solar flux at the internal walls, the best similarity between both TRNSYS and VOLTRA can be attained when a timedependent distribution for the direct solar radiation is used. Eventually, the impact of these modelling methods on the predicted thermal comfort is almost neglible. Except when the CHT, proposed by the prEN ISO 13791:2004, are used or when the TRNSYS model is discretized into uniform surfaces. The same conclusions however were made in [6].
C.
Active cooling
In order to prevent overheating during the summer, several lowenergy cooling techniques can be applied. These could be chilled ceiling panels (CC) or even concrete core activation (CCA). Moreover, simulations showed a significant decrease in GTO-hours hours up to 70% or more in cases where active cooling was provided.
V. CONCLUSIONS
Fig. 2. Temperature exceeding hours, summer 2008 The main reason for this difference in thermal comfort is mainly caused by the combination of high air supply temperatures by the mechanical day-time ventilation and the absence of natural daytime ventilation in the landscaped office.
IV. SIMULATION A. Building model Based on the results obtained in the previous sections a dynamic simulation model of the single office room was created in the dynamic multizonal software programs TRNSYS and VOLTRA. Throughout the various simulations, the importance and influence of different parameters or modelling methods were investigated to determine whether the impact on the predicted thermal comfort was significant or not. Moreover, the obtained results in both simulation programs were compared to each other.
B. Model sensitivity As discussed in [3], mainly three ways to characterise the geometrical properties of a simulation model can be applied. Dependent on the method being used, the influence on the prediction of good thermal comfort can be significant due to the amount of thermal mass being exposed. Simulations in TRNSYS showed a difference in exceeding hours up to 25% while in VOLTRA a difference was reached of 10%. Furthermore, simulations showed that the modelling of convective heat transfer (CHT) at internal walls has a significant impact on the prediction of good thermal comfort. Depending on the used CHT correlation [4], the difference in weighted exceeding hours (GTO) can reach up to 36%. The same results were obtained when different building characteristics were varied throughout the simulations. This proves the importance of the preliminary choice of a correct CHT correlation and building characteristics in both TRNSYS and VOLTRA. The same conclusions however were made in other research projects [5]. Finally, simulations showed
In order to investigate the indoor thermal climate of the Unilin Flooring office building, two different approaches were used. Firstly, based on experimental data it was shown a good thermal comfort could be attained by using low energy techniques. Only in the landscaped office room overheating occurred due to the combination of high air supply temperatures and the absence of a natural day-time ventilation. Secondly, the modelling of the single office room showed the importance of several building characteristics on the prediction of good thermal comfort. Dependent on the choice of these parameters, the number of weighted exceeding hours can vary significantly. In order to obtain trustworthy simulation results, a good choice for the different parameters has to be made. Therefore preliminary research and a good knowledge of the offered internal and external conditions, is advised. One way to achieve this goal, is by using computational fluid dynamics (CFD) simulations.
REFERENCES [1] ISSO, Rapport 58.2. Thermische behaaglijkheid als gebouwprestatie: Een nieuwe richtlijn voor thermische behaaglijkheid in (kantoor)gebouwen. 89 p. (2004). [2] VAN DER LINDEN, A.C., BOERSTRA, A.C., KURVERS, S.R., RAUE, A. K. Adaptieve Temperatuurgrenswaarden (ATG). ISSO (74): Een nieuwe richtlijn voor de beoordeling van het thermisch binnenklimaat. Deel 1: Theoretische achtergronden. 15 p. (2002) [3] BREESCH, H. Natural Night Ventilation in Office Building: Performance Evaluation Based on Simulations, Uncertainty and Sensitivity Analysis. Doctoraatsthesis, Universiteit Gent, Faculteit Ingenieurswetenschappen. 189 p. (2006). [4] DE PAEPE, M., JANSSENS, A., SACRE, S. Literature review of most used empirical convective heat transfer coefficients correlations in building design. Universiteit Gent, Faculteit Ingenieurswetenschappen. [5] GOETHALS, K., JANSSENS, A. Sensitivity analysis of thermal performance to convective heat transfer at internal building surfaces. Universiteit Gent, Faculteit Ingenieurswetenschappen. 4 p. [6] GOETHALS, K., JANSSENS, A., LAVERGE, J. Sensitivity analysis of thermal predictions to the modeling of direct solar radiation entering a zone. Universiteit Gent, Faculteit Ingenieurswetenschappen.8 p.
viii
INHOUDSOPGAVE VOORWOORD ........................................................................................................................................iii
DANKWOORD.........................................................................................................................................iv
TOELATING TOT BRUIKLEEN ....................................................................................................................v
INHOUDSOPGAVE .................................................................................................................................. ix
TABEL MET AFKORTINGEN ................................................................................................................... xiii
TABEL MET SYMBOLEN......................................................................................................................... xiv
1 UNILIN FLOORING ............................................................................................................................. 2 1.1 Inleiding................................................................................................................................................ 2 1.2 Architectuur ......................................................................................................................................... 3 1.3 Technieken ........................................................................................................................................... 6 1.3.1
Bezetting .................................................................................................................................. 6
1.3.2
Verlichting ................................................................................................................................ 7
1.3.3
Zonnewering ............................................................................................................................ 7
1.3.4
Mechanische ventilatie ............................................................................................................ 9
1.3.5
Natuurlijke ventilatie ............................................................................................................. 10
1.3.6
Koelplafond ............................................................................................................................ 12
1.3.7
Radiatoren/Convectoren ....................................................................................................... 13
1.4 Klimaatmetingen ................................................................................................................................ 15 1.4.1
Buitenklimaat ......................................................................................................................... 15
1.4.2
Landschapskantoor ................................................................................................................ 16
1.4.3
Individueel kantoor ................................................................................................................ 17
1.5 Geometrie en opbouw IK en LK ......................................................................................................... 18
2 THERMISCHE BEHAAGLIJKHEID ........................................................................................................22 2.1 Inleiding.............................................................................................................................................. 22
ix
2.2 Behaaglijkheidsmodellen algemeen thermisch comfort ................................................................... 23 2.2.1
Operatieve binnentemperatuur ............................................................................................ 24
2.2.2
Model van Fanger (ISO EN 7730:2005) .................................................................................. 25
2.2.3
ATG – methode (ISSO)............................................................................................................ 29
2.2.3.1
Type gebouw/klimaat ................................................................................................... 29
2.2.3.2
Classificatie binnenklimaat........................................................................................... 30
2.2.3.3
Referentie buitentemperatuur ...................................................................................... 31
2.2.3.4
Grenswaarden operatieve temperatuur ....................................................................... 31
2.2.4
prEN15251:2005 ..................................................................................................................... 33
2.3 Lokale thermische behaaglijkheid ..................................................................................................... 34 2.3.1
Verticale temperatuursgradiënt ............................................................................................ 34
2.3.2
Tocht ...................................................................................................................................... 35
2.3.3
Stralingsasymmetrie .............................................................................................................. 36
2.3.4
Koude vloeren ........................................................................................................................ 36
2.4 Andere comfortcriteria ...................................................................................................................... 38 2.4.1
Relatieve luchtvochtigheid..................................................................................................... 38
2.4.2
Luchtsnelheden ...................................................................................................................... 38
2.4.3
Binnenluchtkwaliteit .............................................................................................................. 39
2.4.3.1
IDA – klassen ................................................................................................................. 40
2.4.3.2
Bezettingsgraad ............................................................................................................ 40
2.4.3.3
Condensatie en schimmelvorming ............................................................................. 41
3 EVALUATIE........................................................................................................................................43 3.1 Tracergasmeting ................................................................................................................................ 43 3.1.1
De concentratieafname methode .......................................................................................... 45
3.1.2
Evaluatie meetdata ................................................................................................................ 45
3.1.3.1
Eerste proefopstelling: Evaluatie mechanische dagventilatie .................................. 47
3.1.3.2
Tweede proefopstelling: Evaluatie natuurlijke dagventilatie................................... 48
3.1.3.3
Derde proefopstelling: Evaluatie infiltratie/exfiltratie ............................................. 50
3.1.3.4
Besluit ............................................................................................................................ 51
3.2 Technieken ......................................................................................................................................... 52 3.2.1
Mechanische dagventilatie .................................................................................................... 52
3.2.2
Natuurlijke ventilatie ............................................................................................................. 59
3.2.3
Koelplafond ............................................................................................................................ 62
3.2.4
Radiatoren/convectoren en vloerverwarming ...................................................................... 63 x
3.2.5
Verlichting .............................................................................................................................. 63
3.2.6
Zonneweringen ...................................................................................................................... 63
3.3 Zomercomfort .................................................................................................................................... 64 3.3.1
Individueel kantoor ................................................................................................................ 66
3.3.1.1
Temperatuursoverschrijdingen .................................................................................. 66
3.3.1.2
ATG – methode ............................................................................................................. 67
3.3.1.3
prEN 15251:2005 ......................................................................................................... 69
3.3.2
Landschapskantoor ................................................................................................................ 69
3.3.2.1
Temperatuursoverschrijdingen .................................................................................. 69
3.3.2.2
ATG – methode ............................................................................................................. 70
3.3.2.3
prEN 15251:2005 ......................................................................................................... 72
3.3.3 Besluit .......................................................................................................................................... 72 3.4 Relatieve luchtvochtigheid................................................................................................................. 73 3.4.1
Individueel kantoor ............................................................................................................... 73
3.4.2
Landschapskantoor ................................................................................................................ 74
3.4.3
Besluit.................................................................................................................................... 74
4 SIMULATIE ........................................................................................................................................76 4.1 TRNSYS en VOLTRA ............................................................................................................................ 76 4.2 Basismodel ......................................................................................................................................... 77 4.2.1
Zones ...................................................................................................................................... 77
4.2.2
Materiaaleigenschappen en geometrie ................................................................................. 79
4.2.3
Buitenklimaat ......................................................................................................................... 82
4.2.4
Binnenklimaat ........................................................................................................................ 83
4.2.4.1
Kantoorgebruik ............................................................................................................ 84
4.2.4.2
Zonnewinsten ............................................................................................................... 85
4.2.4.3
Koelplafond ................................................................................................................... 87
4.2.4.4
Ventilatie ....................................................................................................................... 87
4.3 Validatie ............................................................................................................................................. 89 4.3.1 TRNSYS - model ........................................................................................................................... 90 4.3.2 VOLTRA - model ........................................................................................................................... 92 4.4 Modelgevoeligheid ............................................................................................................................ 94 4.4.1
Dimensioneringsmethode...................................................................................................... 95
4.4.2
Intern convectief warmtetransport ..................................................................................... 103
4.4.3
Parameterinvloed ................................................................................................................ 112 xi
4.4.4
Zontoetreding ...................................................................................................................... 115
4.5 Koelplafond ...................................................................................................................................... 126 4.5.1
Invloed thermisch comfort .................................................................................................. 128
4.5.1.1 4.5.2
Alternatieven ....................................................................................................................... 133
4.5.2.1 4.5.3
Situatie bij gesloten ramen overdag ......................................................................... 131
Situatie bij gesloten ramen overdag ......................................................................... 136
Besluit................................................................................................................................... 137
5 BESLUITVORMING ..........................................................................................................................139
LITERATUURLIJST.................................................................................................................................143
xii
TABEL MET AFKORTINGEN (In volgorde van voorkomen)
IK
Individueel Kantoor
LK
Landschap Kantoor
IDA
Indoor Air Quality
MV
Mechanische Ventilatie
LBG
Luchtbehandelingsgroep
WC
Wintercompensatie
MDV
Mechanische Dagventilatie
NV
Natuurlijke Ventilatie
NNV
Natuurlijke Nachtventilatie
NDV
Natuurlijke Dagventilatie
FAS
Fotoakoestische spectroscopie
ATG
Adaptieve Temperatuursgrenswaarden
PMV
Predicted Mean Vote
PPD
Predicted Percentage of Dissatisfied
TO
Temperatuursoverschrijdingen
GTO
Gewogen temperatuursoverschrijdingen
PD
Percentage of Dissatisfied
RV
Relatieve Luchtvochtigheid
CA
Concentratieafname
CE
Constante emissie
CC
Constante concentratie
Rico
Richtingscoëfficiënt
SFP
Specifiek ventilatievermogen
CHTC
Convectieve warmtetransportcoëfficiënt
ACH
Ventilatievoud (Air Changes per Hour)
BKA
Betonkernactivering
xiii
TABEL MET SYMBOLEN (In volgorde van voorkomen)
g
Zontoetredingsfactor absoluut (ZTA)
[-]
θpulsie
Pulsietemperatuur
[ °C ]
θe
Buitenluchttemperatuur
[ °C ]
θa
Binnenluchttemperatuur
[ °C ]
θkoelw
Temperatuur koelwater koelplafonds
[ °C ]
θoper
Operatieve binnentemperatuur
[ °C ]
θmrt
Stralingstemperatuur oppervlak
[ °C ]
hs
Radiatieve warmtetransportcoëfficiënt
[ W/m²K ]
hc
Convectieve warmtetransportcoëfficiënt
[ W/m²K ]
θs
Oppervlaktetemperatuur
Fp
Zicht – of hoekfactor
[-]
Icl
Kledingsweerstand
[ clo ]
pa
Partiële dampdruk
[ Pa ]
vvar
Relatieve binnenluchtsnelheid
M
Metabolisme
[W]
L
Thermische belasting op een persoon
[W]
θe,ref
Referentie buitentemperatuur
[ °C ]
∆ta,v
Temperatuursverschil tussen hoofd en enkels
[ °C ]
v
Lokale gemiddelde luchtsnelheid
ψi
Turbulentie intensiteit
[%]
∆tpr
Stralingsasymmetrie
[ °C ]
tf
Vloercontacttemperatuur
[ °C ]
V
Luchtvolume
[ m³ ]
C
Concentratie tracergas
T
Tijd
F
Tracergasdebiet
[ m³/h ]
qv
Luchtdebiet doorheen ruimte
[ m³/h ]
Coa
Concentratie tracergas in de buitenlucht
[ ppm ]
V&
Ventilatievoud
[ h-1 ]
∆Tfan
Opwarming pulsielucht door ventilator
[ °C ]
[ °C ]
[ m/s ]
[ m/s ]
[ ppm ] [h]
xiv
Ffan
Vermogen ventilator
[W]
Rf,r
Recuperatiegraad vermogen ventilator
[-]
c
Warmtecapaciteit
[ J/kgK ]
ρ
Massadichtheid
[ kg/m³ ]
φ
Warmtestroom
[W]
Re
Getal van Reynolds
[-]
Pr
Getal van Prandtl
[-]
Nu
Getal van Nusselt
[-]
ν
Kinematische viscositeit
θkoelpl
Temperatuur koelplafond
[ °C ]
θplenum
Temperatuur plenumlucht
[ °C ]
Q
Natuurlijk luchtdebiet
[ m³/h ]
Ga
Massadebiet lucht
[ kg/s ]
A
Manteloppervlak segment
[ m² ]
Apl
Plafondoppervlak
[ m² ]
Hplenum
Plenumhoogte
[m]
g
Valversnelling of zwaartekracht, 9,81 m/s²
∆T
Verschiltemperatuur
[K]
T
Luchttemperatuur
[K]
λ
Warmtegeleidingscoëfficiënt
vwind
Buitenwindsnelheid
[ m/s]
σ
Standaardafwijking
[ ]
hc,e
Externe convectieve warmtetransportcoëfficiënt
[ W/m²K ]
hc,i
Interne convectieve warmtetransportcoëfficiënt
[ W/m²K ]
Fsh
Beschaduwingsfactor
[%]
τs
Zontransmissiefactor
[-]
Aop
Weegfactor operatieve temperatuur
[-]
dpenetratie
Penetratiediepte warmtegolf
[m]
Uwrx
Warmtetransportcoëfficiënt koelplafond (TRNSYS)
Pa
Specifiek koelvermogen koelplafond (EN 14240)
[ m²/s ]
[ m/s² ]
[ W/mK ]
[ W/m²K ] [ W/m² ]
xv
HOOFDSTUK 1 Unilin Flooring
1
UNILIN FLOORING
In dit hoofdstuk wordt vooreerst het Unilin Flooring kantoorgebouw wat van naderbij bekeken. Hierbij wordt vooral aandacht besteed aan zowel de architectuur en opbouw alsook aan de technieken aanwezig in twee typekantoren. Enerzijds gaat het om een individueel kantoor (IK) en anderzijds om een landschapskantoor (LK), beide aanwezig op de bovenste kantoorvloer. Tot slot worden kort de uitgevoerde klimaatmetingen, uitgevoerd in voornoemde kantoren gedurende de zomer van 2008, aangehaald.
1.1
Inleiding
Unilin Flooring is één van de vier business units van de Unilin Groep die zich toespitst op de ontwikkeling, productie en distributie van laminaatvloeren en samengesteld parket. De andere deelbedrijven zijn Unilin Decor, Unilin Boards en Unilin Systems. De Unilin Groep werd opgericht in 1960 toen enkele Zuidwest – Vlaamse families de krachten gingen bundelen om de productie van vlasspaanplaten op zich te nemen. Door de snelle groei van het bedrijf en het beperkte aanbod aan vlas werd in de jaren ‘70 besloten om ook hout als basisgrondstof te gebruiken, dit gaf op zijn beurt aanleiding tot de productie van houtspaanplaten. Later werd eveneens de productie van isolerende prefab dakelementen en laminaatvloeren opgestart. Pas in 2003 kreeg de afdeling, die de ontwikkeling, productie en distributie van de laminaatvloeren op zich nam, de naam Unilin Flooring.
Unilin Flooring werd ontworpen door het architectenbureau Buro II en Belaen & Van de Loock Architecten waarbij de stabiliteit en technieken voor de rekening werden genomen door Buro II in samenwerking met Daidalos Peutz, een bouwfysisch ingenieursbureau. Bij zowel het architecturaal als installatietechnisch ontwerp werd zoveel mogelijk uitgegaan van een energievriendelijk concept. Zo werd op een geïntegreerde manier rekening gehouden met de interactie tussen de verschillende energiestromen in het gebouw waarbij bijvoorbeeld een aanzienlijk deel van de warmte van afgevoerde lucht terug gerecupereerd wordt. Om het energieverbruik voor verwarming zo veel als mogelijk te beperken, werd de isolatiekwaliteit van de gebouwschil nauwlettend in het oog gehouden. Deze werd dubbellaags en zo goed mogelijk luchtdicht uitgevoerd. Daarnaast werd ook bijzondere aandacht besteed aan het energiegebruik voor ventilatie en verlichting, en naar daglichttoetreding en zonnewinsten.
Unilin Flooring
2
1.2
Architectuur
De Unilin Flooring vestiging is opgebouwd uit een ondergrondse parkeergarage bestaande uit twee lagen met daarboven het gelijkvloers, een tussenliggende verdieping en twee kantoorvloeren. Het gelijkvloers omvat ondermeer de ontvangstbalie, de toonzaal, de keukens, de koffieruimtes, een refter en verschillende toegangen tot de liftkokers en/of traphallen. Tussen het gelijkvloers en de eerste kantoorvloer is een tussenverdieping aanwezig over ongeveer de helft van het gebouwoppervlak. Deze vloer is voorzien van een aantal vergaderzalen. Hierboven bevinden zich de twee kantoorverdiepingen die zowel de individuele als landschapskantoren bevatten en eveneens voorzien zijn van vergaderzalen. Per verdieping zijn ook de nodige sanitaire voorzieningen aanwezig. Tot slot bevindt zicht bovenop het dak de technische ruimte die uitgerust is met de nodige installaties voor de sturing en controle van de technieken. Figuur 1.1.
Oost
Noord
West
Zuid
Noord
Oost
a Plansnede
b
Figuur 1.1: Geveloriëntatie, langsdoorsnede (a) en planzicht bovenste kantoorvloer (b)
Unilin Flooring
3
Centraal in het gebouw is over de volledige hoogte een beglaasde, niet - geklimatiseerde binnentuin of patio aanwezig. Dit maakt een optimale daglichttoetreding centraal in het kantoorgebouw mogelijk. Om zonnehinder te vermijden is de patio voorzien van een automatisch gestuurde horizontale zonnewering die over de helft van de patio-opening kan bewogen worden. Figuur 1.2.
Figuur 1.2: Regeling daglichttoetreding via patio door middel van een horizontaal zonneweringsdoek
De gevels zijn opgebouwd met een klimaatbelastingsafhankelijke invulling. De noordgevel is sterk beglaasd waarbij tussen ieder glasoppervlak een ondoorzichtig en beweegbaar vulpaneel aanwezig is. De
zonlichttoetreding wordt geregeld
via
een automatisch gestuurd
binnenzonneweringsdoek dat bovendien individueel regelbaar is. De oostgevel is eveneens sterk beglaasd en voorzien van een oriënteerbare lamellenbuitenzonnewering die automatisch wordt gecontroleerd op basis van de zonnestraling en de buitenwindsnelheid. Daarenboven is een individuele controle van de lamellen door de kantoorgebruikers mogelijk. Figuur 1.3
Figuur 1.3: Oriënteerbare externe lamellenbuitenzonnewering langs de oostgevel
De west – en zuidgevel hebben een laag beglazingspercentage, respectievelijk 17,5 en 20 procent. Voor deze gevels wordt de zontoetreding geregeld via een buitenzonneweringsdoek. Deze wordt gestuurd op basis van de hoeveelheid zonnestraling en verlichting in de kantoren. Eveneens is een individuele controle door de gebouwgebruikers mogelijk.
Unilin Flooring
4
De dragende functie van het gebouw wordt hoofdzakelijk geleverd door een intern skelet van gewapend beton voorzien van prefab vloerpanelen uit spanbeton. Deze laatste vormen de scheiding tussen iedere verdieping en zijn op hun loopvlak afgewerkt met een anhydrietdekvloer voor het gelijkvloers en met een laminaatvloer voor de kantoren. De onafgewerkte onderzijde van de spanbetongewelven doet dienst als plafond voor de ruimte eronder. Daarenboven zijn verschillende verdiepingen voorzien van een constant open vals plafond waarbij enkel de kantoorruimtes in hun plenum voorzien zijn van een koelplafond. Het vals plafond wordt gevormd uit een sterk geperforeerd metaalgaas voorzien van de nodige akoestische panelen.
Het gebruik van een betonnen lichaam als draagconstructie maakt het mogelijk de thermische eigenschappen van dit beton te benutten. Wegens de hoge warmtecapaciteit van dit materiaal is het in staat een zekere hoeveelheid warmte, die overdag aan het kantoor wordt toegevoerd, op te slaan in zijn massa. Op deze manier zullen de binnentemperaturen slechts geleidelijk toenemen en wordt de maximale binnentemperatuur pas bereikt enige tijd nadat de buitentemperatuur zijn piekwaarde heeft gehaald. Door bijgevolg voldoende thermische massa te voorzien, kan ervoor gezorgd worden dat de maximale binnentemperatuur pas wordt bereikt na de bezetting. Hierdoor kan de eventuele kans op oververhitting worden vermeden. Figuur 1.4.
Figuur 1.4: Thermische traagheid
Unilin Flooring
5
1.3
Technieken
In deze rubriek wordt een overzicht gegeven van de voornaamste toegepaste technieken in de kantoren van de Unilin Flooring vestiging. Aangezien de klimaatmetingen, zie paragraaf 1.4, werden uitgevoerd in de zomer van 2008 en het verantwoordelijke personeel voor de technieken geen kennis had van het huidige regelbeschrijf, wordt in wat volgt uitgegaan van het oorspronkelijk regelbeschrijf opgesteld door Honeywell dat bij de oplevering in 2005 van kracht was. Uitgaande van de klimaatmetingen kan vervolgens worden vastgesteld of de regeling van deze technieken sindsdien al dan niet werden gewijzigd.
1.3.1
Bezetting
Een groot deel van de technieken wordt gestuurd op basis van het begin - en eindtijdstip van een werkdag en bijgevolg ook in functie van de bezetting van de kantoren. In onderstaande tabel worden zowel voor de kantoren als vergaderzalen de overeenkomstige bezettingsgraden gegeven voor verschillende tijdstippen. Tabel 1.1.
Tijdstip [h]
Bezettingsgraad [%]
Type kantoor
Bezetting per verdiep
Vergaderzalen
Kantoren
Landschap
79
7.00 – 8.00
0
10
Individueel
16
8.00 – 9.00
0
90
Totaal
95
9.00 – 12.00
80
90
12.00 – 13.00
0
60
13.00 – 17.00
80
90
17.00 – 18.00
0
60
18.00 – 19.00
0
20
Tabel 1.1: Bezetting vergaderzalen en kantoren
De interne warmteproductie tijdens de bezetting wordt in overeenstemming met [1] gekozen. Voor personen die hoofdzakelijk een zittende activiteit uitvoeren, wordt een interne warmtewinst aangenomen van 75 W/persoon. Daarenboven wordt de warmteproductie ten gevolge van de aanwezige elektronische apparatuur (PC + printer) geschat op 160 W/persoon. De kledijweerstand is afhankelijk van het seizoen. Voor het winter – of zomerseizoen gelden respectievelijke kledingsweerstanden van 1,0 en 0,5 clo. Unilin Flooring
6
1.3.2
Verlichting
De kunstmatige verlichting in de kantoren wordt geregeld op basis van een drietal factoren. Deze zijn de bezettingsgraad, het begin en einde van iedere werkdag en de hoeveelheid toetredend daglicht. Hierbij wordt gebruik gemaakt van een centrale daglichtsensor en bezettingssensoren aanwezig op verlichtingsarmaturen. Indien de lichtsterkte in de landschapskantoren in een zone van vijf meter nabij de ramen langer dan één uur kleiner is dan 2000 lux, worden de zonneweringen opgehaald, zie ook 1.3.3. Enkel in een zone van vijf meter nabij de ramen wordt de verlichting in de landschapskantoren en vergaderzalen bijgevolg gestuurd op basis van de hoeveelheid toetredend daglicht. Buiten deze zone treden de verlichtingsarmaturen automatisch in werking tijdens de bezetting van de kantoren, dit is vanaf 7.00h tot 19.00h. Een individuele controle van de verlichting is ook mogelijk.
De kunstmatige verlichting bestaat uit fluorescentielampen van 28 W met een lichtproductie die afhankelijk is van het type ruimte. De werkplaatsen, respectievelijk kantoren, vergaderzalen, keukens, enz … worden voorzien van een verlichting met een lichtsterkte van 500 lux terwijl de overige zones voorzien worden van een lichtsterkte van 200 lux.
1.3.3
Zonnewering
Het voorzien van een groot aandeel aan glas ter plaatse van zowel de oost – en noordgevel als de centrale patio maakt het mogelijk het daglicht optimaal te benutten. Het risico op oververhitting of zonnehinder wordt vermeden door gebruik te maken van automatisch of manueel gestuurde zonneweringen. De automatische sturing gebeurt op basis van een zonsensor en/of een lichtsensor.
Deze zonsensoren zijn aangebracht op iedere gevel en op het dak van het gebouw en stellen de zonneweringen automatisch in werking indien een bepaald instelpunt wordt overschreden. Indien dit instelpunt gedurende een zekere tijd wordt onderschreden, worden de zonneweringen
terug
uitgeschakeld
of
opgehaald.
Hetzelfde
geldt
indien
de
buitenwindsnelheden groter worden dan 9 m/s, dit om mogelijke schade te vermijden. Tabel 1.2.
Unilin Flooring
7
Gevel
Noord
Zonnewering Binnenscherm ( g = 0,12 )
Controlemanier In werking indien zonnestraling op gevel > 200 W/m². Een individuele controle door de gebouwgebruikers is mogelijk. In werking indien zonnestraling op gevel > 150 W/m².
Oost
Draaibare
Hierbij worden de zonneweringen volledig gesloten.
buitenlamellen -
Indien gedurende 15 minuten of meer de zonnestraling
zonnewering
minder is dan 150 W/m² worden de zonneweringen
( g = 0,16)
loodrecht geplaatst met de gevel. Een individuele controle door de gebouwgebruikers is mogelijk.
Zuid
West
Buitenscherm
In werking indien de zonnestraling op gevel > 200 W/m².
( g = 0,12 )
Indien daglicht < 2000 lux voor meer dan één uur
Buitenscherm ( g = 0,12 ) Horizontaal
Patio
buitenscherm ( g = 0,10 )
worden de zonneweringen opgehaald. Een individuele controle door de gebouwgebruikers is mogelijk In werking indien zonnestraling op dak > 150 W/m². Automatische controle en elektrisch bediening. Een individuele
controle
enkel
mogelijk
door
het
onderhoudspersoneel.
g: Zontoetredingsfactor absoluut (ZTA) van de zonnewering en is een maat voor de zonneenergie die door het scherm wordt doorgelaten naar het interieur van het gebouw. De bedoelde zonnestraling komt overeen met de totale straling.
Tabel 1.2: Type zonnewering per gevel en controlemanier
Unilin Flooring
8
1.3.4
Mechanische ventilatie
De toegepast mechanische ventilatie (MV) is een balansventilatie met warmteterugwinning door middel van overgedimensioneerde platenwarmtewisselaars. Deze maken het mogelijk een aanzienlijk deel van de warmte vanuit de afgevoerde binnenlucht terug te recupereren en deze terug af te staan aan de verse toevoerlucht. De toevoer van verse lucht gebeurt door middel van pulsiekanalen terwijl de afvoer van de oude binnenlucht plaatsvindt door middel van extractiekanalen, beide gelegen in de plenumzone.
Het debiet waarmee de verschillende ruimtes in het gebouw worden gespoeld, is afhankelijk van de luchtbehandelingsgroep (LBG) waarop deze zijn aangesloten. Zo wordt ter hoogte van de technische verdieping een totaal debiet aan verse buitenlucht aangezogen dat gelijk is aan 20845 m³/h. Dit debiet wordt, afhankelijk van het type ruimte, door middel van de luchtgroepen verdeeld over de verschillende kantoren, vergaderzalen, enzovoort. Hierbij werd tijdens het ontwerp een binnenluchtkwaliteit vooropgesteld die overeenstemt met een IDA 2 klasse. Zie ook hoofdstuk 2. Voor het beschouwde IK en LK werden om deze reden volgende ontwerp pulsatie – en extractiedebieten voorzien:
- Individueel kantoor:
- Landschapskantoor:
Pulsatie
100 m³/h
Extractie
100 m³/h
Pulsatie
4600 m³/h
Extractie
3800 m³/h
Naast deze standaard luchtgroepen is het gebouw daarenboven uitgerust met een aantal andere technieken voor de afvoer van vervuilde binnenlucht. Zo zijn de sanitaire lokalen voorzien van dakextractoren, de keukens van dampkappen en de ondergrondse parking van extractoren die werken op basis van een CO2 – detectie.
Aangezien voor dit eindwerk enkel binnenklimaatmetingen werden uitgevoerd in een individueel – en landschapskantoor, zie paragraaf 1.4, wordt hier enkel aandacht besteed aan de ventilatietechniek toegepast in beide kantoren.
De pulsietemperatuur (θpulsie) waarmee de verse lucht wordt aangevoerd is ondermeer afhankelijk van de buitenluchttemperatuur (θe) en wordt vastgelegd door middel van de stooklijn weergegeven in onderstaande grafiek. Bij een buitenluchttemperatuur tussen -6°C en 20°C wordt een zogenaamde wintercompensatie in werking gesteld. Dit betekent dat bij Unilin Flooring
9
toenemende buitentemperaturen, de pulsietemperatuur afneemt. In het andere geval wordt de pulsietemperatuur constant gehouden zoals weergegeven in de onderstaande grafiek. Grafiek 1.1.
Grafiek 1.1: Pulsietemperatuur mechanische ventilatie
De extractie van de binnenlucht in een IK gebeurt door middel van extractiekanalen die voorzien zijn van een zelfregelende klep. Bij een landschapskantoor daarentegen, gebeurt de extractie via een daarvoor voorzien rooster in het extractiekanaal. De MV voor de kantoren treedt in werking gedurende de bezetting van de kantoren, dit is tussen 7.00h en 19.00h. Men spreekt van een mechanische dagventilatie (MDV). Tijdens het weekend worden de luchtgroepen buiten werking gesteld.
1.3.5
Natuurlijke ventilatie
Naast de mechanische toevoer van een hygiënisch ventilatiedebiet wordt ook een natuurlijke toevoer van verse lucht voorzien, ook wel natuurlijke ventilatie (NV) genoemd. Afhankelijk van het type kantoor berust deze op een eenzijdige of dwarse ventilatie. Hierbij wordt gebruik gemaakt van enerzijds de wind, die aan de loefzijde van het gebouw lucht binnenblaast en aan de lijzijde de binnenlucht wegzuigt (drukverschil) en anderzijds van de heersende temperatuurgradiënt tussen binnen – en buitenlucht. Het verschil tussen een eenzijdige en dwarse ventilatie is afhankelijk van het al dan niet beschikbaar zijn van een pad doorheen het gebouw of lokaal om verse lucht van de ene naar de andere zijde te brengen. De optredende
Unilin Flooring
10
luchtverversing wordt bijgevolg sterk bepaald door zowel de aanwezigheid van obstakels in de omgeving als de aanwezigheid van obstakels in het gebouw of lokaal. Figuur 1.5.
a
b
Figuur 1.5: Eenzijdige (a) en dwarse (b) natuurlijke ventilatie
De NV kan verkregen worden door het automatisch of manueel openen van ramen of gevelpanelen aanwezig in de patio en gevels. De ramen in de patio bevinden zich op plafondhoogte, de gevelpanelen in de noord – en oostgevel en ramen in de individuele kantoren op vloerhoogte. Figuur 1.6.
Figuur 1.6: Automatisch gestuurde gevelpanelen
Tijdens de zomer wordt de NV gebruikt als een passieve nachtkoeling en spoeling van het gebouw. Zo wordt de warmte, overdag opgeslaan in de massa van de draagstructuur en tijdens de nacht terug afgegeven aan de binnenlucht, via de NV afgevoerd en wordt deze vervangen door verse en koelere lucht. Men spreekt in dit geval over natuurlijke nachtventilatie (NNV). Eveneens is een NV overdag mogelijk mits het manueel openen van de aanwezige ventilatievoorzieningen, in dit geval wordt gesproken over natuurlijke dagventilatie (NDV).
Unilin Flooring
11
De
natuurlijke
nachtventilatie
(NNV)
wordt
volledig
automatisch
gestuurd
in
de
landschapskantoren en vergaderzalen en manueel in de individuele kantoren. Tabel 1.3.
Natuurlijke nachtventilatie treedt in werking als aan volgende voorwaarden is voldaan 22.00 h < tijdstip < 6.00 h θa – θe ≥ 2°C θa > 20°C θe ≥ 12°C Geen regenval Windsnelheid ≤ 12m/s Opmerking:
Om
21.30h
worden
de
reeds
openstaande delen eerst dicht gestuurd. Regeling enkel
geldig
tijdens
werkweek.
Met
θa
de
binnenluchttemperatuur in °C.
Tabel 1.3: Automatische regeling NNV landschapskantoor
De NNV in het LK treedt op als een dwarse ventilatie. Wordt het IK tijdens de nacht natuurlijk gekoeld, dan treedt de NNV op als een eenzijdige ventilatie. Tijdens de meetcampagne werd immers vastgesteld dat buiten de werkuren de deuren van de verschillende individuele kantoren, die uitkijken op het landschapskantoor, op slot werden gezet. Tijdens de bezetting bleven deze daarentegen in een geopende stand.
1.3.6
Koelplafond
Zowel de individuele kantoren, landschapskantoren als vergaderzalen zijn in hun plenumzone voorzien van een koelplafond dat aanwezig is onder de vorm van stralingspanelen. Deze nemen tot 40% van het beschikbare plafondoppervlak in.
Het doel van deze koelplafonds is het opnemen van piektemperaturen die overdag kunnen optreden. Op deze manier wordt een deel van de koellast, die niet door de MDV kan worden geleverd, door de koelpanelen overgenomen. De nodige koeling van de ruimtes wordt hoofdzakelijk verkregen door middel van straling en is ondermeer afhankelijk van het koelwaterdebiet doorheen de koelleidingen en de temperatuur waarmee het koelwater wordt Unilin Flooring
12
aangevoerd. Deze temperatuur wordt, net zoals de pulsietemperatuur van de mechanische ventilatie, geregeld in functie van de buitenluchttemperatuur. Betreffende de regeling van het koelwaterdebiet en het type koelplafond was echter geen informatie beschikbaar. Grafiek 1.2
Grafiek 1.2: Regeling temperatuur koelwater
De koelplafonds treden in werking tussen 6.00h en 19.00h afhankelijk van de koelvraag in de voornoemde ruimtes. Ze wordt buiten werking gesteld indien de plafondtemperatuur lager wordt dan 15°C of indien er via een condensvoeler condensatievorming wordt vastgesteld.
1.3.7
Radiatoren/Convectoren
Naast de aanwezigheid van koelelementen, worden de kantoren ook voorzien van verwarmingselementen onder de vorm van radiatoren of convectoren. In dit geval wordt de warmte hoofdzakelijk via convectie aan de kantoorruimte afgegeven. Bij de individuele kantoren komen de radiatoren voor als bovengrondse verwarmingselementen, bij de landschapskantoren als vloerroosters.
De radiatoren of convectoren treden in werking tussen 6.00h en 19.00h waarbij een ruimtetemperatuur wordt beoogd van 21°C. Boven deze temperatuur wordt de kring buiten werking gesteld. Indien buiten de bezetting een ruimtetemperatuur wordt opgemeten kleiner dan 15°C, dan treedt het systeem terug in dagregime tot een toename van de ruimtetemperatuur wordt vastgesteld van 2°C. Net zoals bij de koelpanelen wordt de toevoertemperatuur van het
Unilin Flooring
13
verwarmingswater geregeld in functie van de buitenluchttemperatuur. Hierbij wordt een steilheid van 1,7 vooropgesteld. Grafiek 1.3.
Grafiek 1.3: Regeling temperatuur verwarmingswater
Unilin Flooring
14
1.4
Klimaatmetingen
Om enerzijds het thermisch comfort en anderzijds de bovenvermelde technieken te kunnen evalueren, werden tijdens de zomer van 2008 verschillende binnenklimaatmetingen uitgevoerd. Dit zowel in een IK als LK gelegen op de bovenste kantoorverdieping. De metingen in het LK werden hoofdzakelijk uitgevoerd door Daidalos Peutz terwijl deze in het IK uitgevoerd werden door de Universiteit Gent. Daarenboven werd gedurende dezelfde periode, met behulp van een weersstation, verschillende weersmetingen uitgevoerd door Daidalos Peutz. Figuur 1.7.
Figuur 1.7: Locatie meetpunten binnenklimaat in het LK (1) en IK (2)
1.4.1 Buitenklimaat
Het opmeten van de buitenomstandigheden gebeurde via een weersstation dat zich bovenop het dak van het gebouw bevond. Zo werden ondermeer de buitentemperatuur, de relatieve vochtigheid van de buitenlucht, de windrichting, de windsnelheid en de globale zonnestraling opgemeten. Het weerstation werd aangebracht op 3 juli 2008 en werd wegens problemen pas in werking gesteld vanaf 24 juli 2008. De metingen werden uitgevoerd per minuut en uiteindelijk uitgemiddeld per uur.
De metingen van de relatieve luchtvochtigheid, zonnestraling en buitenluchttemperatuur zijn vanaf 1 tot 8 augustus 2008 onbetrouwbaar aangezien de meetopstelling, waaraan de meetapparatuur was bevestigd, omver was gewaaid. Daarenboven werd de meting van de windrichting en windsnelheid op 12 augustus abrupt gestopt wegens het omverwaaien van de meetopstelling. De buitenklimaatmetingen werden uiteindelijk stopgezet op 30/09/08.
Unilin Flooring
15
Onderstaande tabel 1.4 geeft een overzicht weer van de gebruikte meetapparatuur met de overeenkomstige meetnauwkeurigheid.
Grootheid
Eenheid
Meetinstrument
Nauwkeurigheid
Buitentemperatuur
°C
Vaisala HMP 45 A
± 0,25 °C
Relatieve vochtigheid buiten
%
Vaisala HMP 45 A
±5%
Windsnelheid
m/s
Young Wind Monitor 05103
± 0,03 m/s
Windrichting
°
Young Wind Monitor 05103
± 0,05°
Zonnestraling
W/m²
Pyranometer CM 3 KIPP
±5%
Tabel 1.4: Opgemeten grootheden met weerstation
1.4.2 Landschapskantoor
De uitgevoerde binnenklimaatmetingen in het LK hadden betrekking tot het meten van de operatieve temperatuur, de relatieve luchtvochtigheid, de temperatuur van de pulsielucht, de warmteflux in en uit het plafond, de oppervlaktetemperatuur van het plafond, de luchttemperatuur in het plenum en de oppervlaktetemperatuur van het koelplafond, de concentratie aan CO2 en het al dan niet open zijn van de ramen. Deze laatste twee werden opgemeten door de Universiteit Gent. Tabel 1.5.
Grootheid
Eenheid
Meetinstrument
Nauwkeurigheid
Operatieve temperatuur
°C
Vaisala HMP 45 A
± 0,25 °C
Relatieve vochtigheid
%
Vaisala HMP 45 A
±5%
Temperatuur pulsielucht
°C
Thermocouple Pt 100
± 0,01 °C
W/m²
/
/
°C
Thermocouple Pt 100
± 0,01°C
°C
Thermocouple Pt 100
± 0,01°C
Flux door plafond Oppervlaktetemperatuur plafond Oppervlaktetemperatuur koelplafond
GE Sensing Telaire 7001 Concentratie CO2
ppm
& HOBO 4 Channel
± 10 ppm
external Openen/sluiten raam
/
HOBO State Data logger
/
Tabel 1.5: Opgemeten grootheden landschapskantoor Unilin Flooring
16
1.4.3
Individueel kantoor
De binnenklimaatmetingen in het IK hadden betrekking tot het opmeten van de operatieve temperatuur,
de
dauwpunttemperatuur,
de
absolute
luchtvochtigheid,
de
relatieve
luchtvochtigheid, de warmteflux doorheen het plafond, de concentratie aan CO2 en het al dan niet open zijn van de ramen. Tabel 1.6.
Deze metingen werden in een latere fase aangevuld met een tracergasmeting die plaatsvond op 15/04/09. Deze meetopstelling maakte het mogelijk de werkelijke spoeling van het kantoor te bepalen, zoals deze optreedt ten gevolge van de verschillende ventilatietechnieken. Omtrent deze meetopstelling en toegepaste tracergasmethode wordt verwezen naar hoofdstuk 3.
Grootheid
Eenheid
Operatieve temperatuur
°C
Dauwpunt
°C
Absolute vochtigheid
gm/m²
Relatieve vochtighed
%
Flux door plafond
W/m²
Concentratie CO2
ppm
Openen/sluiten raam
/
Meetinstrument
Nauwkeurigheid ± 0,7 °C
HOBO RH/Temp/Light/External Data logger
Niet gekend Niet gekend ±5%
Hukseflux HFP01 Gesensing Telaire 7001 & HOBO 4 channel external HOBO State Data logger
±5% ± 10 ppm /
Tabel 1.6: Opgemeten grootheden individueel kantoor
Unilin Flooring
17
1.5
Geometrie en opbouw IK en LK
Tot slot worden het IK en LK van naderbij bekeken wat opbouw en geometrie betreft. Deze gegevens stellen ons in staat om in een later hoofdstuk een betrouwbaar simulatiemodel op te bouwen, dit zowel in TRNSYS als VOLTRA.
Het IK telt bij een volledige bezetting twee personen die voornamelijk een zittende activiteit uitvoeren. Het totaal luchtvolume dat door het IK wordt ingesloten bedraagt ongeveer 137,5 m³. Verder wordt het IK voorzien van een externe zonnewering, kunstmatige verlichting, MDV, (N)NV, plafondkoeling en van radiatoren/convectoren. De materiaalsamenstelling van de verschillende constructie – elementen kan worden afgeleid uit de onderstaande figuren. Hiertoe wordt verwezen naar figuur 1.8.
Het LK telt bij een volledige bezetting 79 personen die hoofdzakelijk zittend kantoorwerk uitvoeren. Het totale luchtvolume ingesloten door het LK bedraagt ongeveer 4083 m³. Het LK wordt voorzien van interne en externe zonneweringen, kunstmatige verlichting, MV, (N)NV, plafondkoeling en radiatoren/convectoren. Zowel dak, plafond als vloeropbouw zijn dezelfde zoals bij het IK. Figuur 1.9.
Unilin Flooring
18
Waterdicht scherm (+ ballast) Isolatieplaat Hellingsbeton Druklaag Spanbeton gewelf
45
70
87
60
35
18
a
0.2 10 5.8 5.8
387
Koelplafond Strekmateriaal - 75% perforaties
105
90
315
37.5
Quickstep Chape OSB - Plaat Druklaag Spanbeton gewelf
2.5 2.5 2.5 5.8
b
G e ve lb ek le d in g M in e ra le w o l Lu ch tsp o u w M in e ra le w o l G e w a p e n d b e to n
4 7 4 7 15
P U LS IE 5 0 m ³/ h
G ip sk ar ton M in e r ale w o l G ip sk ar ton
E X T R A C T IE 5 0 m ³/ h
P U LS IE 5 0 m ³/ h
1 .5 7 1 .5
E X T R A C T IE 5 0 m ³/ h
Figuur 1.8: Doorsnede (a) en planzicht (b) individueel kantoor
Unilin Flooring
19
2890
D AT ALOK AAL
KOKER
660
COP Y LO KAA L
Gew apend beton
SAN IT AIR LOK AAL H
LIFTK OK ER
K O FFIE LO KA AL T RAP H AL
240
T R APH AL SAS
Binnenm uur:
Glas (2x)
662
Gevelpaneel: 15.5 2
VER GADER
462.5
P ATIO
1888
VER GADER
3350
679
VER GADER
Spouw m et isolatie Gipsafwerking
20
Gipskarton M inerale wol Gipskarton
1.5 7 1.5
2614
10 4 8 15
KOKER
SAN IT AIR LO K AAL D Gevelbekleding Spouw Spouwisolatie Dragend beton
VER GADER
Glas Gevelglas
LAN DSCH APSK AN TO OR
97
Gevelpaneel: Spouw m et isolatie Gipsafw erking
15.5 2
8°
5237
Figuur 1.9: Planzicht landschapskantoor met afwezigheid individuele kantoren Unilin Flooring
20
Gevelbekleding Spouw Spouw isolatie D ragend beton
10 4 8 15
HOOFDSTUK 2 Thermische behaaglijkheid
2
THERMISCHE BEHAAGLIJKHEID
In dit hoofdstuk wordt dieper ingegaan op het begrip thermische behaaglijkheid en de daarmee gepaard gaande behaaglijkheidsmodellen. Hierbij wordt voornamelijk aandacht geschonken aan het PMV - model van Fanger, zoals opgenomen in de ISO EN 7730:2005 en de nieuwere adaptieve temperatuurgrenswaarden methode volgens de in Nederland gebruikte ISSO richtlijnen. Naast deze modellen ter beoordeling van het algemeen thermisch comfort worden ook kort een aantal methodes aangehaald voor de evaluatie van het lokaal thermisch comfort.
2.1
Inleiding
Onder thermische behaaglijkheid wordt verstaan: “That condition of mind which expresses satisfaction with the thermal environment“ (EN ISO 7730:2005). Dit is bijgevolg een ideale toestand of omgeving waarin de mens zich goed of behaaglijk voelt op het gebied van warmte – of koude - ervaring. Een thermisch aangename omgeving is niet enkel belangrijk vanuit comfortredenen, maar beïnvloedt mede in grote mate de gezondheid en prestaties van de mens. Het comfort van de mens dient om deze redenen steeds als uitgangspunt te worden beschouwd bij het ontwerp van nieuwe of renovatie van oude gebouwen.
Een binnenklimaat al dan niet als thermisch comfortabel ervaren, wordt hoofdzakelijk bepaald door de warmte-uitwisseling van het lichaam met de omgeving. Deze uitwisseling van warmte is noodzakelijk om de warmtebalans van het lichaam in evenwicht te houden, dit is de zogenaamde thermoregulatie van het lichaam en wordt ook wel fysiologische adaptatie genoemd. In dit verband wordt meestal meteen gedacht aan de binnenluchttemperatuur van een lokaal. Toch is deze niet de enige beslissende factor die het warmte of koude gevoel bepaald, maar ook de stralingstemperatuur van de omringende wanden, de luchtsnelheid in het lokaal en de luchtvochtigheid. Naast deze gebouwgebonden factoren hebben ook twee persoonsgebonden factoren een belangrijke invloed op de appreciatie van het thermisch binnenklimaat, namelijk de kledingsweerstand en de uitgevoerde activiteit of het metabolisme.
Afhankelijk van het bouwkundig en installatietechnisch ontwerp kunnen een aantal van deze omgevingsfactoren worden bijgestuurd. Zo wordt de centrale verwarming een tandje hoger gezet bij een te lage gevoelstemperatuur of wordt de luchtsnelheid in een lokaal verhoogd of Thermische behaaglijkheid
22
verlaagd door het openen of sluiten van ramen. Deze bewuste of onbewuste handelingen worden ook wel gedragsmatige adaptatie genoemd.
Hetzelfde is mogelijk met de kledingsweerstand. Zo zal men bijvoorbeeld bij aanhoudende hoge buitenluchttemperaturen sneller geneigd zijn lichtere kledij aan te trekken, dit in zoverre de dressingcode op de werkvloer het toelaat. Hieruit volgt dat thermisch comfort niet enkel bepaald wordt vanuit een gedragsmatig en fysiologisch adaptief standpunt maar ook uit een psychologisch adaptief standpunt. Onder psychologische adaptatie wordt verstaan: een veranderende reactie op en perceptie van zintuiglijke informatie. Concreet betekent dit dat de mate van appreciatie van het binnenklimaat mede afhankelijk is van ervaringen die reeds werden opgedaan gedurende een voorafgaande periode. Hierdoor varieert het thermisch comfort van de mens in zowel tijd als plaats [2].
2.2
Behaaglijkheidsmodellen algemeen thermisch comfort
Zoals uit het voorgaande blijkt is thermische behaaglijkheid niet eenduidig te bepalen. Het samenvatten van al deze factoren in één enkele objectieve rekenregel is bijgevolg niet vanzelfsprekend. Daarenboven dient steeds rekening gehouden te worden met het feit dat “warmtegevoel” in vele gevallen zeer subjectief geladen is. De thermische ervaring is immers verschillend van persoon tot persoon. Zo zullen personen met een zekere huidplooidikte het binnenklimaat anders ervaren dan personen met een kleinere huidplooidikte en zullen ondermeer ook de ouderdom, culturele afkomst en geslacht bepalend zijn. Daarenboven dient een onderscheid te worden gemaakt tussen algemeen en lokaal thermisch comfort. Onder algemeen thermisch comfort wordt de algemene indruk van het binnenklimaat verstaan terwijl bij lokaal thermisch comfort rekening wordt gehouden met mogelijke lokale storende factoren, zie 2.3.
Voor 1970 werd vrijwel uitsluitend gewerkt met lijstjes van aanbevolen binnentemperaturen waarbij meestal het concept van “22 graden het hele jaar door” werd toegepast. Een dergelijke regeling is in de meerderheid van de gevallen niet altijd thermisch comfortabel maar echter wel het meest energieverspillend [3]. Door verschillende onderzoekers werd om deze reden gewerkt aan thermo - fysiologische mensmodellen om zo meer vat te krijgen op de thermisch randvoorwaarden die de mens in zijn (werk)omgeving wordt geboden. In dat verband worden hier het model van Fanger en de ATG – methode vermeld.
Thermische behaaglijkheid
23
2.2.1
Operatieve binnentemperatuur
Aangezien zowel de methode van Fanger als de ATG – methode beide gebruik maken van de operatieve binnentemperatuur (θoper) als indicator bij de evaluatie van het algemeen thermisch comfort, wordt vooreerst nader ingegaan op deze temperatuur.
De operatieve binnentemperatuur is het gemiddelde van de binnenluchttemperatuur θa en de gemiddelde stralingstemperatuur θmrt, gewogen over de respectievelijke coëfficiënten hs en hc.
θ oper =
hsθ mrt + hcθ a hs + hc
(1)
Hierbij zijn: θmrt
: Gemiddelde stralingstemperatuur, volgens (2)
[ °C ];
θa
: Binnenluchttemperatuur
[ °C ];
hs
: Radiatieve warmtetransportcoëfficiënt
[ W/m²K ];
hc
: Convectieve warmtetransportcoëfficiënt
[ W/m²K ]
De
gemiddelde
stralingstemperatuur
θmrt
wordt
berekend
uitgaande
van
de
oppervlaktetemperaturen θs van de omringende elementen en hun respectievelijke zichtfactoren ten opzichte van de gebruiker.
θ mrt = θ s ,1 .Fp −s ,1 + θ s , 2 .Fp − s , 2 + ... + θ s ,n .Fp − s ,n
(2)
Hierbij zijn: θs,n
: Oppervlaktetemperatuur van oppervlak n
[ °C ];
Fp-s,n
: Zichtfactor tussen het vlak n en de gebruiker
[-]
Thermische behaaglijkheid
24
2.2.2
Model van Fanger (ISO EN 7730:2005)
Dit model werd ontwikkeld in een klimaatkamer waarbij onder gecontroleerde omstandigheden het binnenklimaat werd opgelegd en gevarieerd. Op deze manier werd bij iedere proefopstelling de luchtvochtigheid, de luchtsnelheid, het geluid, de verlichting en de luchtkwaliteit constant gehouden. De proefpersonen werden allen voorzien van dezelfde kledij en allen onderworpen aan dezelfde binnenklimaatomstandigheden voor een korte periode gedurende dewelke zij noch invloed konden uitoefenen op het binnenklimaat door het openen of sluiten van ramen, noch toegelaten werden kledij uit – of aan te trekken. Voor iedere proefpersoon werd vervolgens de thermische sensatie geregistreerd op een zevenpuntige ASHRAE – schaal. Tabel 2.1.
ASHRAE Schaal -3
-2
-1
Koud
Koel
Enigszins
0 Neutraal
1
2
Enigszins
koel
Warm
3 Heet
warm
Tabel 2.1: Thermische sensatieschaal (ASHRAE Standard 55 – 2004)
Vertrekkende van deze resultaten stelde Fanger een behaaglijkheidsvergelijking (3) op die mede aan de basis ligt voor de ISO EN 7730:2005.
f (M , I cl ,θ a ,θ mrt , p a , v var )
(3)
Deze vergelijking maakt het mogelijk om voor iedere metabolisme (M) en kledingsweerstand (Icl) een combinatie te vinden voor de binnenluchttemperatuur θa, de gemiddelde stralingstemperatuur θmrt, de partiële dampdruk (pa) en relatieve luchtsnelheid (vvar) die voor een ‘gemiddeld’ persoon een thermisch neutrale situatie oplevert. Dit stemt overeen met een index 0 op de bovenvermelde ASHRAE schaal.
Wordt vervolgens uitgegaan van de situatie met gekende waarden voor θa, θmrt, pa en vvar, dan kan met behulp van de behaaglijkheidsvergelijking (3) voor iedere persoon met een gekend metabolisme en gekende kledingsweerstand de verwachte thermische sensatie op de ASHRAE schaal worden bepaald. Wordt dit scenario meerdere malen herhaald voor verschillende individuen, dan kan men hieruit de verwachte gemiddelde thermische sensatie voor een grote
Thermische behaaglijkheid
25
groep personen bepalen, ook wel de “Predicted Mean Vote” of PMV genoemd. De PMV volgt benaderend uit (4) [4]:
(
)
PMV = 0,303e −0.036 M + 0,028 L
(4)
Hierbij zijn: M
:
Metabolisme
[ W ];
L
:
Thermische belasting
[W]
Vanwege individuele fysiologische verschillen beoordeelt iedere persoon het binnenklimaat anders. Dit leidt er toe dat de individuele waardering van het binnenklimaat kan afwijken van deze theoretische PMV. Hierdoor werd de PMV op zijn beurt vertaald naar een ‘Predicted Percentage of Dissatisfied’ of een verwacht percentage aan ontevredenen, zijnde het PPD. Fanger definieerde de ontevredenen als diegenen die +2/-2 en +3/-3 stemmen op de ASHRAE schaal. Het percentage aan ontevredenen kan benaderend berekend worden uit (5) [1].
PPD = 100 − 95 ⋅ e − (0, 03353PMV
4
+ 0, 2179⋅ PMV ²
)
(5)
Op basis van de PPD kan aan het gebouw een kwaliteitsklasse worden toegekend die een weergave is van het algemeen thermisch comfort. Tabel 2.2.
Kwaliteitsklasse
PPD [ % ]
Omschrijving Gebouwen met een gevoelige groep gebouwgebruikers
A
<6
of gebouwen waar extra hoge eisen aan comfort worden gesteld. Centrale classificatie voor een “goed binnenklimaat”
B
< 10
voor
algemene
toepassingen
in
alle
standaardgebouwen Deze klasse wordt in beginsel niet toegepast bij C
< 15
ontwerpsituaties voor nieuwe huisvesting. Alleen toelaatbaar als aanpassing van de situatie een grote technische of financiële inspanning zou vergen.
Tabel 2.2: Kwaliteitsklassen volgens de maximale PPD (ISO EN 7730:2005)
Thermische behaaglijkheid
26
De ASHRAE Standard 55 – 2004 stelt dat bij een thermisch comfortabel binnenklimaat minimaal 80% van de gebouwgebruikers het binnenklimaat als aangenaam dient te ervaren. Van de overige 20% non - acceptatie wordt 10% voorzien voor algemeen thermisch discomfort en 10% voor het discomfort veroorzaakt door plaatselijk thermisch onbehagen, zie paragraaf 2.3. In het geval van het algemeen thermisch comfort kan dit criterium vertaald worden naar de eis dat minimaal 90% van de gebouwgebruikers gedurende minimaal 90% van de bezettingstijd het binnenklimaat als aangenaam dienen te ervaren. De overige 10% van de bezettingstijd, waar een hoger percentage aan ontevredenen wordt toegelaten, wordt gesplitst in 5% voor het stookseizoen en 5% voor het zomerseizoen [5]. Deze bovenvermelde basiseis vertaalde zich uiteindelijk in het zogenaamde temperatuursoverschrijdingen criterium of TO – criterium.
Bij het TO – criterium wordt een grenswaarde voor de operatieve binnentemperatuur vooropgesteld
die
overeenstemt
met
een
PMV
=
+/-0,5
voor
gemiddelde
kantoorwerkzaamheden in een ‘gemiddeld’ gebouw met een normale dressingcode. Het TO – criterium kan als volgt worden samengevat (CIBSE):
-
25°C mag niet meer dan 5% van de bezettingstijd worden overschreden ( PMV = 0,5 );
-
28°C mag niet meer dan 1% van de bezettingstijd worden overschreden ( PMV = 1 )
Het nadeel van het TO - criterium is dat geen rekening wordt gehouden met het type gebouw wat thermische massa betreft. Hierdoor zouden “lichte gebouwen” aanzienlijk slechter scoren dan “zware gebouwen”.1 Immers hoe hoger de thermische massa, des te meer warmte in de wanden of plafonds kan worden opgeslaan en dus hoe beter de demping van de temperatuursoverschrijdingen. Bijgevolg dient een onderscheid te worden gemaakt naargelang het type gebouw.
Op deze manier ontstond het gewogen temperatuuroverschrijdingsuren criterium of GTO – criterium. Dit criterium stelt net zoals het TO - criterium een PMV = + 0,5 voorop als bovengrens en een PMV = - 0,5 als ondergrens. Het in rekening brengen van het type gebouw gebeurt via het aantal toelaatbare GTO – uren. Het aantal GTO – uren wordt bepaald uitgaande van het percentage aan ontevredenen, zijnde het PPD. Indien het percentage aan ontevredenen hoger wordt dan 10% dan worden de periodes van over – of onderschrijden zwaarder doorgerekend
1
Lichte gebouwen: houten vloeren/plafonds, lichte wanden; Gemiddelde gebouwen: betonvloeren/verlaagd plafond, lichte wanden; Zware gebouwen: zware betonvloeren/verlaagde plafonds, zware wanden
Thermische behaaglijkheid
27
door middel van een weegfactor. Deze weegfactor is recht evenredig met het PPD vanaf 10% en wordt gegeven door formule (6)[1].
weegfactor =
4 PPD = 10 − 9,5 ⋅ e − (0, 03353PMV + 0, 2179⋅PMV ² ) voor PPD ≥ 10% 10
(6)
De aldus gewogen uren sluiten beter aan bij de mate van acceptatie van het binnenklimaat dan ingeval ongewogen uren worden gebruikt. Het toelaatbare aantal GTO - uren waarbij een ruimtetemperatuur van 25°C mag worden overschreden, bedraagt voor een gemiddeld gebouw 150. Voor zware gebouwen werd vastgesteld dat dit criterium te zwak is terwijl voor lichte gebouwen bleek dat het criterium te streng was [5]. Uiteindelijk zijn zowel het GTO als het TO criterium beiden gebaseerd op hetzelfde uitgangspunt: 90% van de tijd een binnenklimaat handhaven zodat PPD = 10%.
Thermische behaaglijkheid
28
2.2.3
ATG – methode (ISSO)
De adaptieve temperatuursgrenswaarden methode of de ATG - methode is gebaseerd op een grootschalig onderzoek in verschillende gebouwen uitgevoerd door Brager en De Dear [5]. Tijdens het onderzoek werd voor iedere persoon de thermische appreciatie van het binnenklimaat geregistreerd en werden metingen uitgevoerd van de buitenluchttemperaturen, binnenluchttemperaturen, beoefende activiteiten, kledingsweerstand, enz … In tegenstelling met het onderzoek uitgevoerd door Fanger, verbleven de mensen langere tijd in de ruimte en was men in staat ramen te openen en/of te sluiten. Eveneens was aanpassing van de kledij mogelijk.
Brager en de Dear lieten zien dat in “natuurlijk geventileerde gebouwen” sprake was van een psychologische adaptatie van gebruikers aan hogere buitenluchttemperaturen. Indien het buiten reeds een aantal dagen warm was geweest, was de verwachting die men had van de binnentemperatuur anders dan in een situatie met lagere buitentemperaturen. Ofwel, bij warm weer worden enigszins hogere binnentemperaturen comfortabel gevonden dan deze die bij een thermisch neutrale situatie horen.
Op basis van dit onderzoek werden met het buitenklimaat meebewegende grenzen voor de operatieve binnentemperatuur opgesteld die daarenboven afhankelijk zijn van het type gebouw/klimaat. Het onderscheid tussen de verschillende gebouwen (Alpha/Bèta) berust vooral op het feit of een persoonlijke adaptatie aan het binnenklimaat mogelijk is. Dit door de mogelijkheid tot het openen van een raam of aanpassing van de kledingsweerstand.
2.2.3.1
Type gebouw/klimaat
Daar de waardering van het binnenklimaat in geheel gesloten gebouwen met een centrale regeling van het binnenklimaat anders is dan bij gebouwen waar een natuurlijke ventilatie en aanpassing kledij mogelijk is, werden door Brager en de Dear twee types gebouwen/klimaten gedefinieerd: Alpha en Bèta. Gebouwen of klimaten van het type Alpha bieden een grote mogelijkheid tot een individuele beïnvloeding van het binnenklimaat en bieden een grote vrijheid van kledijkeuze. Op deze manier ontstaat de mogelijkheid de individuele verschillen in thermische waardering te overbruggen. Gebouwen of klimaten van het type Bèta zijn meestal gesloten gebouwen met een volledig centraal geregeld binnenklimaat en slechts een beperkte mogelijkheid tot individuele adaptatie. Figuur 2.1.
Thermische behaaglijkheid
29
Figuur 2.1: Keuzeschema: Alpha of Bèta gebouw/klimaat [6]
2.2.3.2
Classificatie binnenklimaat
Om het binnenklimaat objectief te kwantificeren wordt bij de ATG – methode gebruik gemaakt van drie kwaliteitsklasses. Het onderscheid tussen de verschillende klassen berust in hoeverre er acceptatie van het binnenklimaat optreedt. Klasse A, met een acceptatiepercentage van 90%, wordt gehanteerd indien hoge eisen worden gesteld aan het binnenklimaat. De centrale klasse B, met een acceptatie van 80%, wordt beschouwd als de centrale klimaatklasse en dient voor iedere nieuwbouw voldaan te zijn. Klasse C, met een acceptatiepercentage van 65%, kan worden gebruikt in gevallen wanneer een acceptatie van 80% niet kan worden bereikt of indien te dure en
complexe
maatregelen
dienen
te
worden
genomen.
Voorbeelden
hiervan
zijn
renovatiewerken bij oude gebouwen. Thermische behaaglijkheid
30
2.2.3.3
Referentie buitentemperatuur
Zoals aangehaald, stelden Brager en De Dear vast dat de psychologische adaptatie ondermeer afhankelijk is van de voorgeschiedenis van het buitenklimaat. Om hiermee rekening te houden wordt bij de ATG – methode gebruik gemaakt van een referentie buitentemperatuur θe,ref. Deze is zowel
afhankelijk
van
de
heersende
buitenluchttemperatuur
als
van
de
buitenluchttemperaturen van de voorgaande dagen [6].
θ e,ref =
1 . θ e,vandaag + 0,8 . θ e, gisteren + 0,4 . θ e ,eergisteren + 0,2 . θ e,eer −eergisteren 2,4
(7)
Hierbij zijn: θe,j
:
Gemiddelde buitenluchttemperatuur op dag j
[°C];
j
:
Vandaag, gisteren, eergisteren, eer – eergisteren
[-]
Met de gemiddelde buitenluchttemperatuur wordt het gemiddelde bedoeld van de op die dag opgetreden maximale en minimale buitenluchttemperatuur. De θe,ref kan bepaald worden op basis van meetgegevens van een meetstation dat in de buurt van het betreffende gebouw gelegen is. Het gebruik van eigen gemeten temperatuurswaarden is niet toegelaten wegens de grote kans op sterke afwijkingen met de werkelijke buitenluchttemperatuur.
2.2.3.4
Grenswaarden operatieve temperatuur
Op basis van de berekende θe,ref kunnen de met de referentie buitentemperatuur meebewegende grenswaarden voor de operatieve binnentemperatuur worden opgesteld per kwaliteitsklasse. Deze grenzen zijn eveneens afhankelijk van het gebouw/klimaattype aangezien bij Alpha – type gebouwen hogere temperaturen in de zomer aangenamer worden ervaren dan bij Bèta – type gebouwen, dit wegens de grotere adaptatiemogelijkheid.
Worden de grenswaarden van een bepaalde kwaliteitsklasse over – of onderschreden op een bepaald tijdstip, dan wordt niet voldaan aan de desbetreffende kwaliteitsklasse op dat tijdstip. De grenswaarden voor de operatieve binnentemperatuur per gebouwtype kunnen bepaald worden met behulp van tabel 2.3.
Thermische behaaglijkheid
31
Klasse
Acceptatie
Gebouw/klimaattype
Gebouw/klimaattype
Alpha: Bovengrens alleen bij
Bèta: Bovengrens Alpha bij
θe,ref > 10 - 12 °C
θe,ref < 10 - 12 °C
θoper = 17,8 + 0,31 . θe,ref
θoper = 21,45 + 0,11 . θe,ref
Neutraal A
B
Bovengrens: θoper < 20,30 + 0,31 . θe,ref
Bovengrens: θoper < 22,70 + 0,11 .θe,ref
Ondergrens: θoper > 20,20 + 0,11 . θe,ref
Ondergrens: θoper > 20,20 + 0,11 . θe,ref
Bovengrens: θoper < 21,30 + 0,31 . θe,ref
Bovengrens: θoper < 23,45 + 0,11 . θe,ref
90%
80% Ondergrens: θoper > 19,45 + 0,11 . θe,ref Ondergrens: θoper > 19,45 + 0,11 . θe,ref
C
Bovengrens: θoper < 22,00 + 0,31 . θe,ref
Bovengrens: θoper < 23,95 + 0,11 . θe,ref
Ondergrens: θoper > 18,95 + 0,11 . θe,ref
Ondergrens: θoper > 18,95 + 0,11 . θe,ref
65%
Bijzondere omstandigheden: Hoog metabolisme
Indicatieve correctie grenswaarden: Indicatieve correctie grenswaarden: ∆θ= -6 ( Icl - 0,7 ) - 8 ( M - 1,4 )
∆θ= -6 ( Icl - 0,7 ) - 8 ( M - 1,4 )
en/of hoge kledingsisolatie
Toepassingsgebied: 1,4 < met < 4,0 en 0,7 < clo < 2,0
Tabel 2.3: Grenswaarden operatieve binnentemperatuur [6]
Voor waarden van θe,ref < 10 – 12 °C zijn de waarden voor de bovengrens bij gebouw/klimaattype Alpha en Bèta gelijk. Gedurende het stookseizoen wordt namelijk geen onderscheid gemaakt tussen een Alpha of Bèta gebouw/klimaat. Het effect van gedragsadaptatie door aanpassing van de kledingsweerstand speelt dan nog een rol, maar de psychologische adaptatie niet meer. Daarom wordt bij een θe,ref < 10 – 12°C voor een Alpha gebouw/klimaat dezelfde operatieve temperatuursondergrens aangehouden zoals bij een Bèta gebouw/klimaat.
Thermische behaaglijkheid
32
2.2.4
prEN 15251:2005
Tot slot worden ook de vaste operatieve temperatuursgrenzen vermeld zoals deze voorgesteld door de prEN 15251:2005. Deze grenzen dienen gehanteerd te worden bij gebouwen die voorzien zijn van een actieve koeling en verwarming. Hierbij worden afhankelijk van de het type gebouw en seizoen per kwaliteitsklasse vaste operatieve temperatuursgrenzen vooropgesteld. Tabel 2.4.
Tabel 2.4: Aanbevolen operatieve temperatuur per gebouwtype (prEN 15251:2005)
Thermische behaaglijkheid
33
2.3
Lokale thermische behaaglijkheid
Naast de algemene indruk van het thermisch binnenklimaat is de aan – of afwezigheid van lokaal storende factoren mede bepalend bij de appreciatie van het binnenklimaat. Zo zal een thermisch onbehaaglijke situatie zich voordoen wanneer bijvoorbeeld een deel van het lichaam aan een te sterke afkoeling of opwarming wordt blootgesteld. Globaal kunnen vier soorten van lokaal storende factoren worden onderscheiden, zijnde: een verticale temperatuursgradiënt tussen hoofd en voeten, de aanwezigheid van tocht, stralingsasymmetrie en de aanwezigheid van koude of warme vloeren. Voor elk van deze scenario’s worden door de ISO EN 7730:2005 maximaal toelaatbare percentages aan ontevredenen (PD) vooropgesteld per kwaliteitsklasse.
2.3.1
Verticale temperatuursgradiënt
De verticale temperatuursgradiënt in een ruimte geeft het verschil weer tussen de luchttemperatuur op voet – en hoofdhoogte. In de meeste ruimtes is de verdeling van deze luchttemperatuur in verticale zin niet constant. Immers bezit warme lucht een lagere densiteit dan koude lucht, wat op zijn beurt aanleiding geeft tot een temperatuursgelaagdheid in de ruimte.
Wanneer het verschil in luchttemperatuur tussen hoofd en enkels te groot wordt, dan zal deze aanleiding geven tot een onbehaaglijk gevoel. Het percentage aan ontevredenen dat hierdoor ontstaat, kan met behulp van onderstaande grafiek worden bepaald. Grafiek 2.1.
PD
:
Percentage ontevredenen [ % ];
∆ta,v
: Luchttemperatuursverschil tussen
hoofd – en enkelhoogte [ °C ]
Grafiek 2.1: PD in functie van verticale temperatuursgradiënt [7]
Thermische behaaglijkheid
34
Op basis van het percentage aan ontevredenen kan een welbepaalde kwaliteitsklasse, met betrekking tot het lokaal thermisch comfort, worden toegekend. Tabel 2.5.
Gebouwprestatie Klasse A Verticale temperatuursgradiënt
Klasse B
Klasse C
<5%
< 10 %
<3%
Tabel 2.5: Maximaal PD per klasse (ISO EN 7730:2005)
2.3.2
Tocht
Tocht wordt gekenmerkt door een ongewenste afkoeling van een deel van het lichaam ten gevolge van een luchtstroming. Deze is vooral voelbaar ter plaatse van lichaamsdelen die niet door kleding worden bedekt zoals het hoofd, de enkels, de handen en de nek. Bovendien dient een onderscheid te worden gemaakt naar de graad van activiteit die door een persoon wordt uitgeoefend. Zo zullen stilzittende personen, bij een bepaalde binnenluchtsnelheid, tocht sneller als onaangenaam ervaren dan personen die lopen of bewegen. Ten slotte speelt de mogelijkheid tot het beïnvloeden van de luchtstroming een belangrijke rol bij het al dan niet als hinderlijk ervaren van een luchtstroming. Indien deze stroming zelf kan worden geregeld, bijvoorbeeld via een te openen raam, dan zal deze als minder hinderlijk worden ervaren dan luchtstromingen uit een ventilatiesysteem dat niet individueel kan worden geregeld. Het percentage aan ontevredenen door tocht kan berekend worden door middel van (8) [7]. Tabel 2.6 geeft per klasse het toelaatbaar percentage aan ontevredenen PD weer.
(
PDdraft = [34 − θ a ] ⋅ [v − 0,05]
0 , 62
)⋅ (0,37 ⋅ v ⋅ψ
i
+ 3,14 )
(8)
Hierbij zijn: θa
: Binnenluchttemperatuur
[ °C ];
v
: Lokale gemiddelde luchtsnelheid
[ m/s ];
ψi
: Lokale turbulentie intensiteit
[ % ];
Gebouwprestatie Tocht
Klasse A < 15 %
Klasse B < 20 %
Klasse C < 25 %
Tabel 2.6: Maximaal PD per klasse (ISO EN 7730:2005) Thermische behaaglijkheid
35
2.3.3
Stralingsasymmetrie
Stralingsasymmetrie treedt op indien één zijde van het lichaam sterker opwarmt of afkoelt dan de andere zijde. Dit is het gevolg van een niet – uniforme straling rondom het lichaam ten gevolge van de aanwezigheid van warme en koude oppervlakken. Wordt de stralingsasymmetrie te groot, dan zal deze als onbehaaglijk worden ervaren. Op basis van deze stralingsasymmetrie kan het percentage aan ontevredenen worden vastgelegd door middel van onderstaande grafiek 2.2.
PD : Percentage ontevredenen [ % ]; ∆tpr : Stralingsasymmetrie [ °C ]; 1:
Warm plafond;
2:
Koude wand;
3:
Koud plafond;
4:
Warme wand
Grafiek 2.2: PD in functie stralingsasymmetrie [7]
Tabel 2.7 geeft per kwaliteitsklasse het maximaal toelaatbaar percentage aan ontevredenen weer. Gebouwprestatie Stralingsasymmetrie
Klasse A
Klasse B
Klasse C
<5%
<5%
< 10 %
Tabel 2.7: Maximaal PD per klasse voor stralingsasymmetrie (ISO EN 7730:2005)
2.3.4
Koude vloeren
Koude vloeren ontrekken door geleiding warmte aan het lichaam. Om deze reden worden te koude vloeren bij het erover lopen al snel als onbehaaglijk ervaren. Daarnaast kan ook een te warme vloer aanleiding geven tot een onbehaaglijk gevoel daar deze als onnatuurlijk wordt ervaren. In normale omstandigheden dient de vloercontacttemperatuur gelegen te zijn tussen de 19°C en 26°C. Bij hogere of lagere contacttemperaturen wordt een onbehaaglijke situatie Thermische behaaglijkheid
36
gecreëerd. Het percentage aan ontevredenen die in dit geval ontstaat, kan met behulp van onderstaande grafiek worden bepaald. Grafiek 2.3.
PD : Percentage ontevredenen [ % ]; tf : Vloercontacttemperatuur [ °C ]
Grafiek 2.3: PD in functie van de vloercontacttemperatuur [7]
Tabel 2.8 geeft per kwaliteitsklasse het maximaal toelaatbaar percentage aan ontevredenen weer.
Gebouwprestatie Vloercontact
Klasse A
Klasse B
Klasse C
< 10 %
< 10 %
< 15 %
Tabel 2.8: Maximaal PD per klasse voor vloercontact (ISO EN 7730:2005)
Tijdens de zomer is vooral de algemene thermische behaaglijkheid van belang. De reden hiervoor is dat door de toepassing van grote glasvlakken, zonder zonnewering, al snel oververhitting kan ontstaan. Hetzelfde geldt voor ruimtes die voorzien zijn van lichte, platte en zwarte daken. Tijdens de winter blijft de algemene thermische behaaglijkheid meestal acceptabel aangezien vandaag de meeste (kantoor)gebouwen uitgerust zijn met voldoende verwarming. Echter is vooral tijdens de winter de lokale thermische behaaglijkheid belangrijk. Men krijgt last van tocht, koude voeten en bijvoorbeeld koudestraling nabij vensters.
Thermische behaaglijkheid
37
2.4
Andere comfortcriteria
Tot slot worden in deze paragraaf nog een aantal bijkomende comfortcriteria vermeld, die samen met het thermisch binnenklimaat, medebepalend zijn in hoeverre het binnenklimaat al dan
niet
als
comfortabel
wordt
ervaren.
Het
betreft
de
luchtvochtigheid,
de
binnenluchtsnelheden en de binnenluchtkwaliteit.
2.4.1
Relatieve luchtvochtigheid
Afhankelijk van de combinatie binnenluchttemperatuur en relatieve luchtvochtigheid (RV) kunnen welbepaalde comfortzones worden gedefinieerd die al dan niet als behaaglijk worden ervaren. Figuur 2.2.
Figuur 2.2: Comfortzones overeenkomstig een RV en luchttemperatuur [8]
Zolang de combinatie binnenluchttemperatuur - RV in het gearceerde oppervlak is gelegen, zal het binnenklimaat als behaaglijk worden ervaren. Indien de RV te hoog of te laag is kan een ontvochtiging of bevochtiging noodzakelijk zijn.
2.4.2
Luchtsnelheden
Luchtsnelheden in een lokaal worden als comfortabel ervaren indien deze kleiner blijven dan 0,2 m/s. Echter kunnen hogere luchtsnelheden in bepaalde gevallen ook als behaaglijk worden ervaren. Dit is vooral in situaties waarbij de temperaturen in het lokaal hoog kunnen oplopen.
Thermische behaaglijkheid
38
Deze luchtsnelheden mogen ook niet te hoog oplopen, zelfs bij hoge binnenluchttemperaturen, omdat deze anders aanleiding kunnen geven tot het zogenaamd tochteffect.
Globaal kan aangenomen worden dat bij stijgende binnenluchttemperaturen hogere luchtsnelheden aanvaardbaar worden. Hoe lager de binnenluchttemperatuur des te lager de toelaatbare luchtsnelheid. Voorgaande kan ook afgeleid worden uit onderstaande figuur. Figuur 2.3.
Figuur 2.3: Comfortzones overeenkomstig luchtsnelheid en binnenluchttemperatuur
2.4.3
Binnenluchtkwaliteit
De binnenluchtkwaliteit in een lokaal heeft een zekere invloed op enerzijds de prestaties van de aanwezige personen en anderzijds op hun gezondheid [9]. Binnenlucht kan beschouwd worden als een samenstelling van verschillende componenten waarbij de ene component al schadelijker kan zijn dan de andere. Dit is ondermeer te wijten aan de aanwezigheid van een zeker deel buitenlucht en de uitstoot van polluenten door interne bronnen. Deze polluenten kunnen zowel mensgebonden (bv. tabaksrook), gebouwgebonden (bv asbestvezels) als vochtgebonden zijn (bv. schimmels).
Met betrekking tot de binnenluchtkwaliteit worden door de EN 13779:2004 een drietal eisen gesteld, zijnde: het maximale pollutiegehalte uitgedrukt in een concentratie CO2 of een minimaal ventilatiedebiet, de bezettingsgraad van een lokaal en eisen met betrekking tot condensatie en schimmelvorming. Thermische behaaglijkheid
39
2.4.3.1
IDA – klassen
De IDA – klassen geven verschillende grenzen weer waartussen een zekere concentratie aan CO2 in een ruimte mag gelegen zijn. Dit is de concentratie aan CO2 boven de buitenconcentratie. Tabel 2.9.
Locatie
Concentratie CO2 buitenlucht [ ppm ]
Rurale omgeving
350
Stedelijke omgeving
375
Stadscentrum
400
Tabel 2.9: Jaargemiddelde concentratie aan CO2 buitenlucht (EN 13779:2004)
Volgens de EN 13779:2004 dienen volgende IDA – klassen te worden toegepast bij de evaluatie van de binnenluchtkwaliteit. Hierbij kunnen zowel IDA – klassen toegepast worden met betrekking tot een zekere concentratie aan CO2 als klassen met betrekking tot het ventilatiedebiet. Tabel 2.10.
Klasse luchtkwaliteit
CO2 – gehalte boven dat van
Debiet aan verse lucht
de buitenlucht
(niet – rokers)
[ ppm ]
[ m³/h.persoon ]
< 400
> 54
IDA 2 ( Gemiddeld )
400 – 600
36 - 54
IDA 3 ( Matig )
600 – 1000
22 - 36
IDA 4 ( Laag )
> 1000
< 22
IDA 1 ( Hoog )
Tabel 2.10: IDA – klassen (EN 13779:2004)
Het wettelijke minimum voor binnenluchtkwaliteit voor kantoorgebouwen wordt op basis van de arbeidsregelgeving gelijk gesteld aan een IDA 3 – klasse.
2.4.3.2
Bezettingsgraad
Het aantal personen per m² beschikbaar oppervlak in lokalen of gebouwen dient beperkt te blijven. Dit niet enkel uit het oogpunt van een minimum ruimtecomfort, maar ook met Thermische behaaglijkheid
40
betrekking tot de binnenluchtkwaliteit. Teveel personen in een kleine ruimte geven aanleiding tot een verhoogde uitstoot van CO2, geurhinder, zuurstof vermindering, ... Volgens de EN 13779:2004 dienen volgende bezettingsgraden te worden gehanteerd. Tabel 2.11.
Vloeroppervlak Type ruimte
per persoon [ m²/persoon ]
Horeca Restaurant, cafetaria, buffet, kantine, bar Keuken, kitchenette Hotels Slaapkamer Lobby, inkomhal, vergaderzaal, ontmoetingsruimte Vakantiecentra Slaapzalen Kantoorgebouw Kantoor
1,5 10 10 2 5 15
Ontvangstruimten, receptie, vergaderzalen
3,5
Hoofdingang
10
Publieke ruimten Vertrekhal, wachtzaal Bibliotheek Schoolgebouwen Leslokalen Polyvalente zalen Gezondheidszorg Ziekenzaal
1 10 4 1 10
Behandelings - en onderzoekskamers
5
Operatie - en verloskamers, intensieve zorgen, therapie
5
Tabel 2.11: Toelaatbare bezettingsgraad (EN 13779:2004)
2.4.3.3
Condensatie en schimmelvorming
Condensatie, met schimmelvorming tot gevolg, kan vermeden worden door voldoende aandacht te schenken aan het vermijden van koudebruggen, een voldoende ventilatie te voorzien en de vochtproductie in een lokaal te beperken. Een rekenmethode wordt gegeven in EN ISO 13788.
Thermische behaaglijkheid
41
HOOFDSTUK 3 Evaluatie
3
EVALUATIE
Alvorens over te gaan tot de simulatie van het thermisch binnenklimaat in het IK, wordt in dit hoofdstuk vooreerst de werking van de technieken geëvalueerd op basis van enerzijds de uitgevoerde tracergasmeting en anderzijds de uitgevoerde binnenklimaatmetingen. Dit maakt in een latere fase een getrouwe opbouw van het uiteindelijke simulatiemodel mogelijk. Aanvullend wordt met behulp van de behaaglijkheidsmodellen, zoals vermeld in hoofdstuk 2, het algemeen thermisch zomercomfort geëvalueerd voor zowel het individueel als landschapskantoor voor de zomer van 2008. Wegens de beperking van het aantal opgemeten grootheden, is een evaluatie van het lokaal thermisch comfort niet mogelijk.
3.1
Tracergasmeting
Ter bepaling van de werkelijke luchtspoeling die in het IK optreedt, wordt gebruik gemaakt van een tracergasmeting gebaseerd op fotoakoestische spectroscopie of kortweg FAS. Bij technieken gebaseerd op spectroscopie, wordt informatie verzameld over een aanwezig gas door het meten van de hoeveelheid licht die door dat gas wordt geabsorbeerd. De essentiële onderdelen hierbij zijn: tracergas, een monsterkamer die een bepaald luchtvolume insluit, een lichtbron die straling uitzendt in het infrarode gebied, een ventilator om het licht te breken, een microfoon om opgewekte drukgolven te registreren en een eenheid om deze data te verwerken.
Wanneer de infrarode lichtstralen van de lichtbron stapsgewijs worden onderbroken door de ventilator, ontstaat er een pulserende lichtstraal. Deze wordt op zijn beurt gefilterd met behulp van een optische filter waardoor het mogelijk wordt een specifiek gas te detecteren. Deze gefilterde pulserende lichtstraal wordt vervolgens in contact gesteld met een hoeveelheid te onderzoeken lucht aanwezig in de monsterkamer waarvan men de concentratie van een bepaald gas wenst te kennen. Door dit contact zal het specifieke gas een deel van de lichtenergie opnemen wat uiteindelijk resulteert in een toename van de kinetische energie van de gasmoleculen. Hierdoor neemt het aantal botsingen per tijdseenheid van de gaspartikels met de wand van de monsterkamer toe en ontstaat er een toename van de druk en temperatuur in deze kamer. Deze optredende druk – en temperatuursstijging zijn pulserend aangezien de pulserende lichtstraling zorgt voor een onderbroken absorptie van lichtenergie. Uitgaande van de opgemeten amplitudes van de drukgolven kan de hoeveelheid opgenomen lichtenergie door de Evaluatie
43
gasmoleculen worden bepaald die op zijn beurt een maat is voor de concentratie van het aanwezige gas.
Deze FAS – methode wordt ondermeer gebruikt ter bepaling van de spoeling van een ruimte. Globaal kunnen hierbij een drietal methodes worden onderscheiden: de concentratieafname methode (CA), de constante emissie methode (CE) en de constante concentratie methode (CC). Voor deze twee laatste methodes wordt verwezen naar de gespecialiseerde literatuur [10] aangezien deze tijdens de proefopstelling niet aan bod zijn gekomen.
Iedere van bovenvermelde methodes zijn gebaseerd op de wet van behoud van massa. Zo dient de verandering van de hoeveelheid tracergas aanwezig in een ruimte gelijk te zijn aan de hoeveelheid toegevoegd tracergas verminderd met de hoeveelheid tracergas die de ruimte verlaat, of in formulevorm [10]:
V
dC = F (t ) + qv (t ) Coa − qv (t ) C (t ) dt
(1)
Hierbij zijn: V
:
Volume lucht in de ruimte
[ m³ ];
C
:
Concentratie aan tracergas in de kamerlucht
[ ppm ];
t
:
Tijd
[ h ];
F
:
Hoeveelheid toegevoegd tracergas in de ruimte per tijdseenheid
[ m³/h ];
qv
:
Luchtdebiet doorheen de ruimte
[ m³/h ];
Coa
:
Concentratie aan tracergas in de buitenlucht
[ ppm ]
Uit (1) kan het luchtdebiet qv dat doorheen de ruimte stroomt, worden bepaald.
dC dt qv = C (t ) − Coa F (t ) − V
(2)
Het ventilatievoud van een ruimte volgt uit de verhouding tussen het luchtdebiet qv en het effectief volume V van de ruimte of V& =
Evaluatie
qv . V
44
3.1.1
De concentratieafname methode
Bij deze methode wordt een kleine hoeveelheid tracergas continu homogeen vermengd met de aanwezige kamerlucht door middel van één of meerdere ventilatoren. Als tracergas kan gebruik worden gemaakt van CO2, N2O, SF6 of C2H2F4. Door de toevoer van gas aan de kamerlucht treedt er een stijging op van de concentratie aan tracergas. Sluit men de toevoer af, dan treedt er een exponentiële afname van de concentratie in de tijd op. Wordt verder aangenomen dat tijdens de meetperiode geen tracergas meer wordt toegevoerd en de luchtstromen in de ruimte quasi constant blijven, dan volgt het ventilatievoud van de beschouwde ruimte uit (3)[10].
ln C (0) − ln C (t1 ) V& = t1
(3)
Hierbij zijn:
V&
:
Ventilatievoud
[ h-1 ];
C(0)
:
Tracergasconcentratie op tijdstip t = 0
[ ppm ];
C(t1)
:
Tracergasconcentratie op tijdstip t = t1
[ ppm ]
Indien de exponentiële afname van de tracergasconcentratie wordt uitgezet in een semi – logaritmisch diagram, dan wordt een rechte verkregen. Hierbij wordt de tijd t uitgezet volgens de abscis en de concentratie C volgens de ordinaat op een logaritmische schaal. Een rechte wijst op een goede en homogene menging van het tracergas met de binnenlucht tijdens de meetcampagne.
3.1.2
Evaluatie meetdata
De tracergasmeting vond plaats op 15 april 2009 waarbij enkel de CA - methode werd toegepast. De gebruikte meetapparatuur bestond uit een digitale gasmonitor opgesteld op bureauhoogte, een ventilator om een homogene menging tussen binnenlucht en tracergas te verkrijgen en een tracergasfles. Bij de proefopstellingen werd gebruik gemaakt van lachgas of N2O. Daarenboven werd de meetcampagne enkel uitgevoerd in het IK. Voor het LK zou het immers onmogelijk zijn om met de beschikbare meetapparatuur en voor een dergelijk groot kantoorvolume een volkomen homogene menging tussen kamerlucht en tracergas te verkrijgen. Daarenboven zou de benodigde hoeveelheid tracergas onaanvaardbaar hoog oplopen. Figuur 3.1. Evaluatie
45
Figuur 3.1: Meetopstelling
Op het tijdstip van de meting werd vastgesteld dat het IK werd uitgebreid in vergelijking met de oorspronkelijke situatie. In tegenstelling tot de oorspronkelijke geometrie van het kantoor, was het kantoor nu voorzien van een bijkomend raam en was de bezetting toegenomen van twee naar drie personen. Bovendien beschikte het kantoor over een bijkomende pulsie – en extractieleiding in vergelijking met de situatie voordien. Figuur 3.2.
Individueel kantoor Vtotaal = 207,22 m³
Figuur 3.2: Uitbreiding individueel kantoor waarbij wand 2 werd verwijderd en vervangen door wand 1A
Aangezien het volume van het nieuwe kantoor op basis van de aangepaste architecturale plannen kan worden bepaald, laat dit in combinatie met de vastgestelde ventilatievouden een omrekening toe ter bepaling van de luchtspoeling van het oorspronkelijke kantoor.
Tijdens de proefopstelling werden een viertal scenario’s beschouwd die het mogelijk maakten de spoeling te bepalen behorende bij de mechanische dagventilatie, natuurlijke dagventilatie en de infiltratie/exfiltratie.
Evaluatie
46
3.1.3.1
Eerste proefopstelling: Evaluatie mechanische dagventilatie
Ter bepaling van het ventilatievoud teweeg gebracht door de MDV, werden alle ramen en deuren van het kantoor in gesloten stand gehouden. Op deze manier werd de luchtstroming tussen het IK en LK zo goed als mogelijk uitgesloten. Vervolgens werd de concentratie aan N2O in het kantoor door middel van het verdeelstuk opgevoerd en werd een homogene menging tussen het lachgas en de kamerlucht tot stand gebracht door middel van een ventilator. Eens de concentratie aan N2O voldoende hoog was, rekening houdend met de veiligheidsvoorschriften omtrent de toelaatbare concentratie aan lachgas (25 ppm [10]), werd de toevoer afgesloten en de exponentiële afname van de N2O - concentratie geregistreerd. Grafiek 3.1.
Grafiek 3.1: Exponentiële afname tracergasconcentratie door MDV
Bij een volkomen homogene menging tussen de kamerlucht en het tracergas, stelt de exponentiële afname van de concentratie in een semi – logaritmisch diagramma een rechte voor. Grafiek 3.2.
Grafiek 3.2: Controle menging lachgas en kamerlucht
Evaluatie
47
De optredende spoeling door de MDV wordt uiteindelijk bepaald als de richtingscoëfficiënt (rico) van deze rechte, of door toepassing van (3). Met C(0) = 37,31 ppm, C(t1) = 8,99 ppm en t1 = 1,3 uur wordt het ventilatievoud gegeven door:
ln 37,31 − ln 8,99 = 1,095 h −1 V& = 1,3
Door de drie aanwezige pulsiemonden wordt bijgevolg een vers luchtdebiet aangevoerd van ongeveer 1,095 x 207,22 = 226,85 m³/h. Per pulsiemond is dit 75,62 m³/h. In het oorspronkelijke kantoor, met een luchtvolume van 137,5 m³ en twee pulsiekanalen, treedt er bijgevolg een spoeling op van 1,10 h-1. Dit is een gecombineerde spoeling ten gevolge van enerzijds infiltratie/exfiltratie en anderzijds MDV.
3.1.3.2
Tweede proefopstelling: Evaluatie natuurlijke dagventilatie
Bij de tweede proefopstelling werden eenzelfde handelingen uitgevoerd zoals bij de eerste proefopstelling. Het enige verschil is dat zowel de deur als twee ramen in een geopende stand werden gezet. Dit maakt het mogelijk het vers luchtdebiet, dat optreedt door een dwarse ventilatie, te bepalen. Net zoals bij de eerste proefopstelling werd de exponentiële afname van de N2O - concentratie geregistreerd en werd de kwaliteit van de menging nagegaan. Grafiek 3.3.
a
b
Grafiek 3.3: Exponentiële afname tracergasconcentratie door NDV (a) en controle menging kamerlucht met tracergas (b)
De voorstelling van de exponentiële concentratieafname stelt in het semi – logaritmisch diagramma geen perfecte rechte voor wat wijst op een niet volkomen homogene menging. Een mogelijke verklaring hiervoor is dat door de aanwezigheid van een dwarse ventilatie, de Evaluatie
48
concentratie aan N2O blijft variëren en mede afhankelijk is van de optredende luchtspoeling. Deze laatste wordt op zijn beurt bepaald door de variërende externe randcondities. Wordt er aangenomen dat het rechte verloop voldoende is ter bepaling van de luchtspoeling, dan wordt met C(0) = 40,97 ppm, C(t1) = 1,48 ppm en t1 = 0,45 uur, het ventilatievoud gegeven door:
ln 40,97 − ln 1,48 V& = = 7,380 h −1 0,45
Het werkelijke ventilatievoud, na aftrek van de combinatie van MDV en infiltratie/exfiltratie, ten gevolge van de dwarse ventilatie bedraagt bijgevolg 6,285 h-1. Hieruit volgt dat het optredende luchtdebiet doorheen het kantoor tijdens de meetcampagne ongeveer 1302,37 m³/h bedroeg. Er dient echter opgemerkt te worden dat dit ventilatievoud niet op ieder tijdstip dezelfde blijft. De natuurlijke spoeling van het kantoor is immers afhankelijk van zowel de buitenluchtsnelheden als van de heersende temperatuursgradiënt tussen het binnen – en buitenklimaat.
Om zich een beeld te kunnen vormen betreffende het luchtdebiet dat overdag doorheen een enkel open raam stroomt, werd een bijkomende proefopstelling uitgevoerd. In tegenstelling tot de vorige meetopstelling werden nu enkel de deur en één raam in geopende stand gehouden. De exponentiële afname van de N2O – concentratie en de controle van de kwaliteit van de kamerlucht – tracergas menging worden weergegeven in onderstaande grafiek. Grafiek 3.4.
a
b
Grafiek 3.4: Exponentiële afname tracergasconcentratie door NDV (a) en controle menging kamerlucht met tracergas (b)
Net zoals bij het voorgaande geval wordt een niet volkomen homogene menging tussen de kamerlucht en tracergas vastgesteld. Wel blijken de pieken in het verloop minder uitgesproken te zijn wat wijst op een geringere luchtstroming doorheen het kantoor. Wordt aangenomen dat Evaluatie
49
het rechte verloop voldoende is ter bepaling van de spoeling dan wordt met C(0) = 79,48 ppm, C(t1) = 6,69 ppm en t1 = 0,73 uur, het ventilatievoud gegeven door:
ln 79,48 − ln 6,69 = 3,390 h −1 V& = 0,73
Het werkelijke ventilatievoud ten gevolge van de NDV wordt terug bekomen door aftrek van de gecombineerde MDV – en infiltratie. Het werkelijke ventilatievoud door de NDV bedraagt bijgevolg 2,295 h-1. Hieruit volgt dat er door één enkel raam een luchtdebiet stroomt van ongeveer 475,57 m³/h. Net zoals in het vorige geval is dit luchtdebiet niet steeds aanwezig.
Bij het oorspronkelijke kantoor, met een volume van 137,5 m³, werd tijdens de meetcampagne vastgesteld dat tijdens de bezetting zowel de deur als één enkel raam steeds geopend bleven, zie ook 3.2.2. Indien wordt aangenomen dat voor het oorspronkelijke kantoor quasi eenzelfde luchtdebiet ontstaat doorheen het kantoor door één enkel geopend raam en een geopende deur, dan wordt de spoeling ten gevolge van de NDV benaderend gegeven door 3,46 h-1.
3.1.3.3
Derde proefopstelling: Evaluatie infiltratie/exfiltratie
Een derde en laatste proefopstelling werd uitgevoerd na 19h aangezien na dit tijdstip de luchtgroepen buiten werking worden gesteld, zie ook 1.3.4. Dezelfde handelingen werden herhaald zoals bij de vorige proefopstellingen waarbij in dit geval zowel de ramen als deuren in een gesloten stand werden gehouden. Uitgaande van exponentiële afname van de N2O – concentratie wordt de luchtdichtheid van het kantoor bepaald. Grafiek 3.5.
Grafiek 3.5: Exponentiële afname tracergasconcentratie door infiltratie/exfiltratie (a) en controle menging kamerlucht met tracergas (b) Evaluatie
50
Uit grafiek 3.5 blijkt dat er tijdens de proefopstelling een voldoene homogene menging tussen kamerlucht en tracergas werd bekomen. De luchtdichtheid van het kantoor wordt met C(0) = 55,49 ppm, C(t1) = 37,65 ppm en t1 = 0,82 uur, gegeven door:
ln 55,49 − ln 37,65 V& = = 0,473 h −1 0,82 Tijdens de nacht kan een luchtspoeling worden aangenomen van 0,473 h-1 ten gevolge van het niet perfect luchtdicht zijn van het lokaal. Potentiële lekpunten kunnen aanwezig zijn ter plaatse van aansluitingen tussen het gevelraam met de gevel, ter plaatse van scheidingswanden tussen aanliggende kantoren of deurspleten. Net zoals de NDV is deze ventilatievorm afhankelijk van de externe randcondities aangeboden door het buitenklimaat. Uiteindelijk wordt voor het oorspronkelijke kantoor eenzelfde luchtspoeling aangenomen zoals hierboven berekend. Er dient echter opgemerkt te worden dat het infiltratievoud tijdens de weekends mogelijks kleiner zal zijn. Enkel tijdens de werkweek wordt het aangrenzende LK namelijk voorzien van een natuurlijke nachtventilatie waardoor het kan voorkomen dat de infiltratie van verse lucht in het IK toeneemt. Immers, ter hoogte van deurspleten kunnen aanzienlijke potentiële lekpunten worden gecreëerd. In het weekend daarentegen, wordt het het LK niet voorzien van een natuurlijke nachtventilatie.
3.1.3.4
Besluit
Besluitend kunnen volgende ventilatievouden voor het IK worden gehanteerd. Tabel 3.1. Het zijn deze ventilatievouden die bij de latere simulaties zullen worden gemodelleerd. Het ventilatievoud voor de MDV wordt gevonden uit het verschil tussen de spoeling van de eerste proefopstelling en de infiltratie van de laatste proefopstelling.
Ventilatieregime
Ventilatievoud
Mechanische dagventilatie (MDV)
0,627 h-1
Natuurlijke dagventilatie (NDV)
3,460 h-1
Luchtdichtheid (NNV)
0,473 h-1
Tabel 3.1: Werkelijke optredende ventilatievouden voor het IK
Evaluatie
51
3.2
Technieken
Naast het beeld dat werd gevormd betreffende de optredende spoeling in het IK ten gevolge van de mechanische en natuurlijke ventilatie, wordt in deze paragraaf nagegaan in welke mate de verschillende technieken al dan niet functioneren volgens het oorspronkelijk regelbeschrijf. Dit is noodzakelijk om in een later hoofdstuk tot een betrouwbaar simulatiemodel te komen. Bij deze controle wordt gebruik gemaakt van de binnenklimaatmetingen uitgevoerd tijdens de zomer van 2008. Niettegenstaande enkel het binnenklimaat behorende bij het IK zal worden gesimuleerd, worden voor de volledigheid ook de technieken van het LK beoordeeld.
3.2.1
Mechanische dagventilatie
Oorspronkelijk werden de luchtgroepen ontworpen om te voldoen aan een IDA 2 klasse. Volgens de EN 13779:2004 betekent dit dat per persoon een vers luchtdebiet dient te worden aangevoerd van 36 à 54 m³/h en dat het CO2 gehalte slechts 400 à 600 ppm boven dat van de buitenlucht mag gelegen zijn.
Het IK wordt tijdens het dagregime door de MDV voorzien van een ontwerpdebiet aan verse lucht van 100m³/h voor een volume van ongeveer 137,5 m³ en een bezetting van twee personen. Dit betekent een ontwerpventilatievoud van 0,73 h-1 en een vers luchtdebiet van 50 m³/h per persoon. Het werkelijke optredende ventilatievoud bedraagt echter 0,627 h-1, zie 3.1.3.4., wat overeenstemt met een werkelijk vers luchtdebiet van 43,1 m³/h per persoon. Bijgevolg voldoet het IK nog steeds aan de vooropgestelde IDA 2 klasse wat het vers luchtdebiet betreft.
Het LK wordt door de MDV voorzien van een vers ontwerp luchtdebiet van 4600 m³/h voor een volume van ongeveer 4083 m³ en een volledige bezetting van 79 personen. Per persoon wordt bijgevolg een vers luchtdebiet voorzien van 58,2 m³/h en wordt het ontwerpventilatievoud gegeven door 1,13 h-1.
Besluitend kan gesteld worden dat zowel het IK als LK voldoen aan de vooropgestelde IDA 2 klasse inzake minimale toevoerdebieten aan verse lucht, dit wat ontwerpwaarden betreft. Enkel voor het IK kan met zekerheid gezegd worden dat de IDA 2 klasse, betreffende verse luchtdebieten daadwerkelijk wordt gehaald. Evaluatie
52
Uitgaande van de klimaatmetingen kunnen bovendien de CO2 - concentraties worden beschouwd. Hierbij worden enkel de periodes in rekening gebracht met een mogelijke bezetting, dit is tussen 7.00h en 19.00h. Als buitenconcentratie CO2 wordt 350 ppm aangenomen voor een landelijke omgeving vooropgesteld door de EN 13779:2004, zie ook 2.4.3.1.
Voor zowel het IK als LK kan bepaald worden wanneer een bepaalde IDA - klasse wordt overschreden. Door voor beide kantoren de tijdsduur te bepalen gedurende dewelke aan een bepaalde klasse wordt voldaan kunnen onderstaande staafdiagrammen worden opgesteld. Grafiek 3.6
a
b
Grafiek 3.6: Procentueel aandeel tijd dat de CO2-concentratie aan een bepaalde IDA klasse voldoet ten opzichte van de totale meetperiode voor het IK (a) en LK (b).
Evaluatie
53
Voor het IK werd de opgemeten CO2-concentratie tijdens de bezetting beschouwd van 10/07 t.e.m 29/09 en voor het LK van 10/07 t.e.m 07/08. Uit de grafieken volgt dat het IK gedurende 93,9% van de beschouwde meetperiode voldoet aan de vooropgestelde IDA 2 klasse. Immers, de periodes waarbij de concentraties aan CO2 voldoen aan een IDA 1 klasse voldoen automatisch ook aan een IDA 2 klasse. Het LK voldoet 97,4% van de tijd aan een IDA 2 klasse.
Globaal kan besloten worden dat een binnenluchtkwaliteit wordt verkregen die gedurende het grootste deel van de beschouwde periode voldoet aan de vooropgestelde IDA 2 klasse. Hieruit volgt dat met de in werking zijnde ventilatietechnieken tijdens de bezetting, een voldoende luchtspoeling van beide kantoren wordt verkregen. Uit wat volgt zal blijken dat dit hoofdzakelijk te wijten is aan de gecombineerde werking van een MDV en NDV.
De evaluatie van de pulsietemperaturen (θpulsie) gebeurt op basis van deze opgemeten in het LK. Aangezien zowel het IK als LK beide gebruik maken van eenzelfde luchtgroep mag aangenomen worden dat dezelfde θpulsie geldt voor beide kantoren. Uit de theoretische stooklijn, voorgesteld in 1.3.4, volgt dat de pulsietemperatuur afhankelijk is van buitentemperatuur θe. Wordt voor de beschouwde periode θpulsie uitgezet in functie van de op dat moment heersende θe, dan wordt onderstaande grafiek verkregen. Grafiek 3.7.
Grafiek 3.7: Werkelijke stooklijn of θpulsie i.f.v θe
Uit de grafiek volgt dat θpulsie toeneemt bij toenemende θe, dit in tegenstelling met de theoretische stooklijn. Verder wordt vastgesteld dat bij θe ≥ 20°C de pulsietemperatuur niet constant blijft maar verder blijft toenemen of met andere woorden: de zogenaamde wintercompensatie blijft in werking, weliswaar met een tegengestelde helling.
Evaluatie
54
Een eerste mogelijke verklaring voor de afwijkende stooklijn ten opzichte van de theoretisch verwachte stooklijn kan mogelijks gevonden worden in het feit dat deze laatste met een tegengesteld teken voor de rico van de WC werd ingevoerd. Worden de werkelijke en de theoretische stooklijn naast elkaar gelegd, waarbij de theoretische stooklijn wordt voorzien van een tegengestelde helling, dan kan onderstaande grafiek worden opgesteld. Grafiek 3.8.
Grafiek 3.8: Werkelijke en theoretische stooklijn met tegensteld teken voor de rico
Uit de grafiek volgt dat de theoretische stooklijn met een tegengestelde helling, steeds hogere pulsietemperaturen zou veroorzaken dan de werkelijke stooklijn bij een eenzelfde θe. Wordt echter rekening gehouden met de opwarming of afkoeling van de pulsielucht door enerzijds de ventilator en anderzijds door het niet geïsoleerd zijn van de pulsiekanalen, dan zal deze pulsietemperatuur hierdoor afnemen. Immers is de plenumtemperatuur gedurende het grootste gedeelte van de bezetting kleiner dan de pulsietemperatuur. Dit indien deze laatste zou berekend worden uit de theoretische stooklijn met tegengestelde rico.
De opwarming van de pulsielucht door de ventilator wordt volgens de prEN 15241:2006 gegeven door (4):
∆T fan =
F fan R f ,r c air ρ air qvfan
(4)
Hierbij zijn: ∆Tfan
:
Opwarming pulsielucht door ventilator
[ °C ];
Ffan
:
Vermogen van de ventilator
[ W ];
Rf,r
:
Recuperatiegraad vermogen ventilator
[ - ];
cair
:
Specifieke warmtecapaciteit lucht
[ J/kgK ];
Evaluatie
55
ρ
:
Densiteit lucht
[ kg/m³ ];
qv,fan
:
Luchtdebiet door ventilator
[ m³/h ]
Het product c . ρ mag volgens [11] gelijk worden gesteld aan 0,34 Wh/m³K. De waarde van Rf,r volgt uit tabel 3.2 waarbij de meest nadelige factor dient te worden gebruikt. Dit is ventilatormotor in luchtstroom bij koeling en ventilatormotor uit luchtstroom bij verwarming.
Motor in luchtstroom
0,9
Motor uit luchtstroom
0,6
Tabel 3.2: Waarden Rf,r
Aangezien het vermogen van de ventilator niet gekend is, wordt uitgegaan van een vooropgestelde “Specific Fan Power” of SFP zoals voorgeschreven in de NBN EN 13779. Volgens deze norm dient de SFP minimaal te voldoen aan een SFP 3 klasse wat overeenstemt met een soortelijk vermogen van 750 à 1200 W/(m³/s). Verder is het aanzuigdebiet van de hoofdventilator, die aan de basis ligt van de verschillende luchtgroepen, gelijk aan 5,79 m³/s en wordt de recuperatiegraad Rf,r gegeven door 0,9 aangezien er tijdens de zomer koeling wordt verondersteld. Op basis van de vooropgestelde SFP – waarden kunnen bijgevolg twee uiterste grenswaarden worden berekend voor de temperatuursstijging van de pulsielucht. Tabel 3.3.
SFP [ W/(m³/s) ]
∆Tfan [ °C ]
750
0,55
1200
0,89
Tabel 3.3: Uiterste waarden van de opwarming van de pulsielucht door de ventilator
De opwarming van de pulsielucht door het niet geïsoleerd zijn van de leidingen kan op twee manieren worden berekend. Enerzijds via de methode voorgeschreven door de prEN 15241:2006 of anderzijds via de zogenaamde “grondbuistheorie” [12]. Ter volledigheid wordt deze laatste methode hier kort aangehaald.
Via de zogenaamde grondbuistheorie wordt het pulsieleidingenstelsel vanaf het aanzuigpunt tot het punt waar de pulsietemperaturen worden opgemeten, onderverdeeld in een aantal segmenten. Hierbij start ieder nieuw segment bij een veranderende doorsnede van het Evaluatie
56
pulsiekanaal. Indien het eerste segment wordt beschouwd als een knooppunt, dan geldt dat de totale warmte die door lucht van het knooppunt wordt weggevoerd gelijk dient te zijn aan de convectieve warmteoverdracht tussen de pulsielucht en het plaatmateriaal van de pulsieleiding, of in formule vorm:
φin = φuit
(5)
Verder uitwerken van (5) geeft uiteindelijk:
θ a ,uit = θ s + [θ a ,in − θ s ] e
hc , i A − Ga c a
(6)
Hierbij zijn: θa,uit
:
Temperatuur lucht dat segment n van de pulsieleiding verlaat
θa,in
:
Temperatuur lucht dat segment n van de pulsieleiding binnenkomt [ °C ];
θs
:
Oppervlaktetemperatuur segment n van de pulsieleiding
[ °C ];
hc,i
:
Convectieve warmtetransportcoëfficiënt intern wandoppervlak
[ W/m²K ];
A
:
Manteloppervlak segment n
[ m² ];
Ga
:
Massadebiet lucht door segment n
[ kg/s ];
ca
:
Warmtecapaciteit lucht
[ J/kgK ]
[ °C ];
Bij de berekeningen wordt verder aangenomen dat θs gelijk is aan de plenumtemperatuur (θplenum). Het volledige pulsienet bevindt zich immers in het plenum en het aluminium manteloppervlak kan daarenboven als oneindig geleidend worden verondersteld. Voor het eerste segment geldt dat θa,in,1 = θe. Voor het tweede segment geldt dat θa,uit,1 = θa,in,2, of met andere woorden: de temperatuur waarmee de lucht het eerste segment verlaat is dezelfde als de luchttemperatuur waarmee het tweede segment wordt gevoed.
θ a ,uit ,i = θ a ,in ,i +1
(7 )
Belangrijk hierbij is op te merken dat hc,i verschilt per segment. Deze hangt immers af van tal van stromingskarakteristieken van de lucht die ondermeer door het Reynoldsgetal (Re), het Prandtl getal (Pr), het Nusselt getal (Nu) en de kinematische viscositeit (ν) worden vastgelegd. Per segment dienen deze stromingskarakteristieken bijgevolg opnieuw te worden berekend. Voor het
verband
tussen
deze
stromingskarakteristieken
en
de
convectieve
warmtetransportcoëfficiënt wordt verwezen naar de literatuur [12][13]. Evaluatie
57
Wordt verder aangenomen dat de pulsielucht wordt opgewarmd via de theoretische stooklijn, weliswaar met een tegengestelde helling, en voorzien wordt van een bijkomende opwarming zoals deze die volgt uit tabel 3.3, dan kan voor het eerste segment de toevoertemperatuur worden bepaald. Op deze manier kan door verdere toepassing van (6) en (7), de wijziging van de pulsietemperatuur voor de opeenvolgende segmenten worden bepaald. Uiteindelijk wordt vastgesteld dat de berekende pulsietemperatuur via de grondbuistheorie steeds gelijk wordt aan de opgemeten plenumtemperatuur. Grafiek 3.9. Hierbij stelt de grijze verticale kolom een weekend voor.
Grafiek 3.9: Theoretisch berekende en werkelijk opgemeten pulsietemperatuur
Eenzelfde conclusie wordt vastgesteld indien wordt aangenomen dat met de buitentemperatuur wordt gepulseerd zonder deze vooraf op te warmen of af te koelen. Opgemerkt dient te worden dat indien met de buitenlucht wordt gepulseerd, deze niet noodzakelijk met dezelfde temperatuur aangezogen wordt zoals deze opgemeten via het weersstation. De buitenlucht kan immers op een plaats worden aangezogen waar de temperaturen lokaal hoger zijn, bijvoorbeeld door een fellere bezonning.
Een andere mogelijke verklaring is dat de pulsietemperatuur daadwerkelijk zeer sterk wordt opgewarmd vooraleer deze afgekoeld het kantoor bereikt. Uiteindelijk zal in hoofdstuk 4 worden vastgesteld dat enkel met de werkelijke stooklijn, uit grafiek 3.7, de beste overeenkomst met de werkelijkheid wordt bekomen.
Evaluatie
58
3.2.2
Natuurlijke ventilatie
Bij de natuurlijke ventilatie wordt een onderscheid gemaakt tussen NDV en NNV. Een NDV wordt verkregen door het manueel openen van ramen of gevelpanelen langs de gevelzijde in het IK of LK. De automatische sturing van de ramen en gevelpanelen voor het LK, wordt voorzien voor de NNV, zie 1.3.5. Indien in het IK een NNV gewenst is, dienen deze ramen op het einde van de werkdag manueel geopend te worden.
Op basis van de meetdata kan voor het LK onderstaande grafiek worden opgesteld die ongeveer twee werkweken en twee weekends beslaat. Wegens de beperktheid aan betrouwbare weerdata kan geen grotere periode worden beschouwd. De stand van de ramen wordt weergegeven door de verticale zwarte rechten. Het gebied ingesloten tussen de twee rechten stemt overeen met een geopende stand van het raam. Daarnaast wordt eveneens het verloop van de ruimtetemperatuur en de buitentemperatuur gegeven alsook het verschil tussen beiden. Grafiek 3.10.
Open raam
Grafiek 3.10: Evaluatie NV voor het LK (periode 25/07/08 – 8/08/08)
Uit de grafiek volgt dat de NNV in het LK buiten werking wordt gesteld tijdens de weekends, dit betekent dat tijdens de nacht van zaterdag op zondag en van zondag op maandag geen natuurlijke nachtkoeling in het gebouw wordt voorzien. Dit stemt bijgevolg overeen met het oorspronkelijk regelbeschrijf.
Evaluatie
59
Verder blijkt dat de ventilatievoorzieningen gesloten worden vanaf er regen wordt vastgesteld. Dit is het geval voor de nacht van 29/07 en 8/08. Tijdens deze nachten liep de relatieve luchtvochtigheid buiten immers op tot 80 à 90 % wat een mogelijke indicatie voor regenval is. Een derde besluit dat kan worden getrokken is dat de NNV in werking wordt gesteld indien, voor een tijdstip gelegen tussen 22.00h en 6.00h, geldt dat θa – θe ≥ 2°C. Zelfs indien dit temperatuursverschil tijdens het nachtregime kleiner blijft dan 2°C wordt de NNV in werking gesteld, dit in tegenstelling met de voorwaarden weergegeven in tabel 1.4. Een mogelijke verklaring hiervoor is dat de temperatuurssensoren voor de sturing van NNV zich op een andere locatie in het gebouw bevinden en hierdoor weinig verschillende temperaturen registreren.
Globaal kan aangenomen worden dat de NNV gedurende de beschouwde periode in het LK correct heeft gefunctioneerd. Eenzelfde trend wordt ook vastgeld voor de andere dagen. Uit de grafiek blijk ook dat tijdens de nacht een betere koeling van het kantoor wordt gehaald indien een NNV wordt voorzien.
Eenzelfde grafiek kan worden opgesteld voor het IK, grafiek 3.11. Hieruit kan men besluiten dat voor de beschouwde periode geen gebruik werd gemaakt van de NNV als passieve koeling voor het IK. De ramen worden enkel in een geopende stand gezet tijdens de bezetting van het kantoor, dit is steeds vanaf 8.00h tot 18.00h. Zelfs bij hoog oplopende buitentemperaturen, θe > 28°C, wordt vastgesteld dat de ramen steeds geopend blijven. Een mogelijke verklaring kan gevonden worden bij de hoge pulsietemperaturen die ontstaan bij hoge buitentemperaturen. Zo zal het openen van een raam aanleiding geven tot hogere binnenluchtsnelheden die op hun beurt zorgen voor een betere koeling overdag.
Grafiek 3.11: Evaluatie NV voor het IK (periode 25/07/08 – 8/08/08) Evaluatie
60
Eenzelfde fenomeen wordt vastgesteld bij een koude periode waarbij de buitentemperatuur daalt tot onder de 16°C. Zelfs bij lage buitentemperaturen overdag wordt tijdens de bezetting van het IK het raam in een geopende stand gezet. Een mogelijke verklaring hiervoor kan terug gevonden worden in de hoog oplopende pulsietemperaturen, die bij afwezigheid van een natuurlijke ventilatie, de ruimtetemperatuur sterk laten toenemen. Grafiek 3.12.
Grafiek 3.12: Evaluatie NV voor het IK tijdens koude periode (periode 25/07/08 – 8/08/08)
Voor het IK kan besloten worden dat tijdens de beschouwde zomerperiode geen NNV werd toegepast maar enkel een NDV tijdens de bezetting. Deze NDV wordt enerzijds gebruikt om het IK te spoelen en anderzijds om het IK overdag te koelen.
Evaluatie
61
3.2.3
Koelplafond
Bij de evaluatie van de werking van het koelplafond wordt uitgegaan van de oppervlaktetemperatuur van dit plafond (θkoelpl) en van de ruimte – en plenumtemperaturen opgemeten in het LK. Aangezien voor de volledige meetcampagne steeds eenzelfde verschijnsel werd vastgesteld, wordt een willekeurige week van naderbij bekeken. Dit maakt de grafische weergave duidelijker. Indien θkoelpl wordt vergeleken met de op dat zelfde tijdstip heersende ruimte – en plenumtemperaturen, dan wordt onderstaande grafiek verkregen. Grafiek 3.13.
Grafiek 3.13: Evaluatie koelplafond
Uit de grafiek volgt dat θkoelpl quasi over de volledige periode gelijk is aan θplenum. Zelfs bij steeds toenemende ruimtetemperaturen neemt ook de temperatuur van het koelplafond toe, hetzelfde geldt voor de plenumtemperatuur. Er kan worden opgemerkt dat iedere dag gedurende een zeer korte periode θkoelpl plots afneemt en vervolgens terug gelijk wordt aan θplenum. Dit kan erop wijzen dat het koelplafond in werking wenst te treden maar dit niet lukt, bijvoorbeeld door een defect aan de voedingspomp voor het koelwater.
Om te kunnen vaststellen in hoeverre θkoelpl en θplenum overeenstemmen wordt gebruik gemaakt van het verschil tussen beide temperaturen en wordt hiervan de standaardafwijking σ bepaald. Hoe kleiner deze σ, des te meer beide temperaturen gelijk zijn. Uiteindelijk bedraagt de standaarddeviatie van deze verschiltemperatuur 0,22 °C. Hieruit volgt dat het koelplafond tijdens de volledige meetcampagne niet naar behoren of niet heeft gefunctioneerd. Evaluatie
62
3.2.4
Aangezien
Radiatoren/convectoren en vloerverwarming
voor
deze
verwarmingselementen
geen
oppervlaktetemperaturen
werden
opgemeten kan de werking ervan niet rechtstreeks worden geëvalueerd.
3.2.5
Verlichting
Tijdens de meetcampagne werd vastgesteld, en mede bevestigd door het kantoorpersoneel, dat de kunstmatige verlichting aanwezig in het kantoor steeds actief worden gebruikt. Dit zelfs bij voldoende daglicht.
3.2.6
Zonneweringen
Tijdens de meetcampagne werd vastgesteld dat de zonneweringen volledig automatisch werden gestuurd. Bijgevolg kan er worden vanuit gegaan dat deze naar behoren functioneerden zoals vermeld in het regelbeschrijf.
Evaluatie
63
3.3
Zomercomfort
Aangezien de buitenklimaatmeting met het weersstation tijdens de meetcampagne verschillende keren werd onderbroken, wordt bij de evaluatie van het thermisch zomercomfort uitgegaan van de weersdata opgemeten door het KMI te Ukkel voor de zomerperiode van 2008. Worden de buitentemperaturen, geregistreerd door het weerstation, vergeleken met deze van Ukkel dan wordt een sterke overeenkomst tussen beide vastgesteld. De standaarddeviatie van de verschiltemperatuur tussen beide bedraagt σ = 0,68 °C. De hogere temperaturen opgemeten door
het
weerstation
kunnen
mogelijks
verklaard
worden
door
de
hoge
oppervlaktetemperaturen die op het dak van Unilin kunnen worden bereikt. Grafiek 3.14.
Grafiek 3.14: Vergelijking KMI meetdata en DAIDALOS meetdata
Indien het aantal zomerse dagen tijdens de zomer van 2008 worden vergeleken met het gemiddeld aantal zomerse dagen die tijdens een Belgische zomer optreden, volgt hieruit dat de meetperiode van 7/07/08 tot en met 2/10/08 een normale Belgische zomer bleek te zijn. Grafiek 3.15 en tabel 3.4.
Aantal zomerse dagen Maand
2008
Gemiddeld
Juli ( 7/07/08 – 31/07/08 )
6
7
Augustus ( 1/08/08 – 31/08/08 )
5
7
September ( 1/09/08 – 30/09/08 )
1
1
Tabel 3.4: Aantal zomerse dagen tijdens beschouwde meetperiode Evaluatie
64
Een zomerse dag wordt volgens het KMI gedefinieerd als een dag waarbij een maximum buitentemperatuur wordt opgemeten die groter of gelijk is aan 25°C.
Grafiek 3.15: Buitentemperatuur en criterium zomerse dag
Tijdens de meetperiode trad geen hittegolf op aangezien er geen enkele periode was met minstens vijf opeenvolgende dagen met buitentemperaturen boven de 25°C. Daarenboven was er slechts één enkele dag waarbij een maximale buitentemperatuur werd geregistreerd groter dan 30°C. Een hittegolf wordt volgens het KMI gedefinieerd als een periode van minstens vijf opeenvolgende dagen waarbij θe ≥ 25°C waarbij voor minstens drie dagen dient te gelden dat θe ≥ 30°C. Tabel 3.5.
Juli
Augustus
September
Zomerse dag
Tropische dag
( > 25°C )
( > 30°C )
24/07
/
25/07
/
27/07
/
28/07
/
30/07
/
31/07
31/07
6/08
/
30/08
/
31/08
/
11/09
/
Tabel 3.5: Zomerse dagen en tropische dag tijdens meetperiode (zomer 2008) Evaluatie
65
3.3.1
Individueel kantoor
Uit hoofdstuk 1 volgt dat het IK een mogelijke bezetting kent tussen 7.00h en 19.00h. Het zijn dan ook deze kantooruren die beschouwd worden bij de evaluatie van het algemeen thermisch zomercomfort voor de zomer van 2008. Dit stemt overeen met 998 bezettingsuren voor het IK waarbij bij een volledige bezetting twee personen aanwezig zijn.
Als indicator wordt gebruik gemaakt van de opgemeten ruimtetemperatuur. Deze kan aangenomen worden benaderend overeen te stemmen met de operatieve temperatuur. In wat volgt worden zowel de TO – uren bepaald en om met adaptatie rekening te houden, ook het aantal TO – uren waarbij een bepaalde ATG kwaliteitsklasse wordt onder – of overschreden. Zie ook hoofdstuk 2.
3.3.1.1
Temperatuursoverschrijdingen
Voor de beschouwde meetperiode worden voor het IK de TO -uren gegeven in absolute waarden in onderstaande tabel 3.6. Deze tabel kan ook vertaald worden naar hoeveel procent van de beschouwde bezettingtijd een temperatuur van 25°C of 28°C werd overschreden.
TO – uren [ h ]
Individueel kantoor
Totaal aantal uren [ h ]
> 25°C
> 28°C
998
29
0
Tabel 3.6: TO – uren individueel kantoor
Grafiek 3.16: Procentueel aandeel TO – uren tijdens beschouwde bezettingstijd Evaluatie
66
De comfortcriteria behorende bij het TO – criterium en vooropgesteld door CIBSE, zie ook 2.2.2, worden in grafiek 3.16 weergegeven door middel van de gearceerde oppervlakken. Uit de grafiek volgt dat gedurende de meetperiode een ruimtetemperatuur van 25°C slechts 29 uur werd overschreden of slechts 2,89% van de beschouwde bezettingsperiode. Daarenboven werd een ruimtetemperatuur van 28°C zelfs nooit bereikt of gedurende 0% van de bezettingsperiode trad er een oververhitting op. Hieruit volgt dat de vooropgestelde comfortcriteria bijgevolg niet worden overschreden, althans wat het IK betreft. Immers, de eis dat maximaal 5% van de bezettingsperiode een temperatuur van 25°C mag worden overschreden is ruim voldaan. Hetzelfde geldt voor een ruimtetemperatuur van 28°C die slechts 1% van de bezettingstijd mag worden overschreden. Het IK kan dus beschouwd worden als een gebouwdeel dat voldoet aan een kwaliteitsklasse B, eventueel klasse A. Zie tabel 2.2, paragraaf 2.2.2.
Een mogelijke verklaring voor dit aangenaam thermisch comfort kan gevonden worden in het gebruik van NDV. Overdag zorgt deze immers voor de nodige koeling van het kantoor.
3.3.1.2
ATG – methode
Toepassing van het keuzeschema uit paragraaf 2.2.3.1, toont aan dat het IK behoort tot een Alpha type gebouw. Op basis van de referentie buitentemperatuur θe,ref kunnen de temperatuursgrenzen behorende bij 90%, 80% en 65% acceptatie worden vastgelegd. De referentie buitentemperatuur θe,ref wordt bepaald uitgaande van de buitenluchttemperaturen door toepassing van formule (7) uit paragraaf 2.2.3.3. Grafiek 3.17.
Grafiek 3.17: Operatieve temperatuur en acceptatiegrenzen in functie θe,ref Evaluatie
67
Uit de grafiek volgt dat de ruimtetemperaturen voor het grootste deel gelegen zijn tussen de 80% - acceptatie grenzen (92,19%) en quasi volledig binnen de 65% - acceptatie grenzen (99,88%). Worden de 90% - acceptatie grenzen beschouwd dan kan worden opgemerkt dat slechts een klein deel van de ruimtetemperaturen de bovengrens overschrijdt (2,89%), maar dat wel een aanzienlijk deel de ondergrens onderschrijdt (38,96%). Met andere woorden, volgens de 90% acceptatiegrens zou het in het IK tijdens de kantooruren op sommige tijdstippen te koud zijn. Echter wordt deze kwaliteitsklasse slechts toegepast in deze gevallen waar strenge eisen worden gesteld aan het thermisch binnenklimaat. Voor kantoorgebouwen kan aangenomen worden dat een kwaliteitsklasse B reeds voldoende is om een aangename thermische omgeving te creëren. Tabel 3.7 en grafiek 3.18.
Overschrijden
Onderschrijden
Kwaliteitsklasse
Aantal uren
%
-A
29
2,89
-B
2
0,18
-C
0
0
+A
389
38,96
+B
76
7,63
+C
1
0,12
Tabel 3.7: Over – of onderschrijdingsuren van de temperatuursgrenzen
Kwaliteitsklasse C
Kwaliteitsklasse B
Kwaliteitsklasse A
Grafiek 3.18: Procentueel aandeel van de gemeten binnenluchttemperaturen die tijdens de beschouwde meetperiode tussen de verschillende acceptatiegrenzen zijn gelegen
Het individueel kantoor kan geclassificeerd worden als een gebouwdeel behorende tot kwaliteitsklasse B aangezien 92,18% van de geregistreerde ruimtetemperaturen behoort tot de 80% - acceptatie temperatuursband. Het IK bezit met andere woorden een goed binnenklimaat. Evaluatie
68
3.3.1.3
prEN 15251:2005
Aangezien in 3.2 werd vastgesteld dat het IK niet voorzien is van actieve koeling, worden om deze redenen de ruimtetemperaturen niet met de vaste temperatuursgrenzen van de prEN 15251:2005 vergeleken.
3.3.2
Landschapskantoor
Net zoals bij het IK wordt het zomercomfort van het LK geëvalueerd tijdens de kantooruren gaande van 7.00h ’s ochtends tot 19.00h ’s avonds. Dit voor een periode van 10/07/08 tot en met 11/09/08 die 829 bezettingsuren omvat. De beschouwde meetperiode is hier korter dan bij het IK aangezien de binnenklimaatmetingen in het LK op 12/09/2008 reeds werden stopgezet.
Als indicator wordt terug gebruik gemaakt van de opgemeten ruimtetemperatuur die benaderend overeenstemt met de operatieve temperatuur. Deze temperatuur werd opgemeten op ongeveer één meter boven het bureaublad.
3.3.2.1
Temperatuursoverschrijdingen
Voor de beschouwde meetperiode worden de TO - uren gegeven in onderstaande tabel 3.8. Deze kan op zijn beurt terug vertaald worden naar hoeveel procent van de totale bezettingstijd, tijdens de zomerperiode, een temperatuur van 25°C of 28°C werd overschreden.
TO – uren [ h ]
Landschapskantoor
Totaal aantal uren
> 25°C
> 28°C
829
103
0
Tabel 3.8: TO – uren landschapskantoor
Gedurende de meetperiode werd een binnenluchttemperatuur van 25°C ongeveer 12,42% of 103 uur van de bezettingstijd overschreden. Een binnenluchttemperatuur van 28°C werd daarenboven zelfs nooit bereikt of 0% van de bezettingstijd. Grafiek 3.19.
Evaluatie
69
Grafiek 3.19: Procentueel aandeel TO – uren tijdens beschouwde bezettingstijd
Uit de grafiek volgt dat, in tegenstelling tot het IK, het landschapskantoor niet voldoet aan de comfortcriteria
wat
de
operatieve
temperatuur
van
25°C
betreft
(TO>5%).
De
ruimtetemperaturen die de grens van 25°C overschrijden treden bijna steeds op in de namiddag, dit is na 14h. In combinatie met hetgeen werd vastgesteld in 3.2.1 en 3.2.2, kan deze oververhitting eventueel verklaard worden door de combinatie van hoge pulsietemperaturen en met het niet aanwezig zijn van een NDV die overdag kan zorgen voor een zekere mate van koeling. Ook is het zo dat de geregistreerde ruimtetemperatuur gemeten werd een zekere hoogte boven het bureau, zijnde op kasthoogte. Om deze reden is het mogelijk dat op deze plaats lokaal hogere temperaturen werden opgemeten.
3.3.2.2
ATG – methode
Net zoals het IK maakt het LK deel uit van een gebouw van het type Alpha. Op basis van de referentie buitentemperatuur kunnen terug de temperatuursgrenzen voor 90%, 80% en 65% acceptatie worden vastgelegd. De referentie buitentemperatuur wordt terug bepaald uitgaande van de buitentemperaturen. Daarenboven wordt terug eenzelfde bezetting van het LK aangenomen zoals bij het IK, dit is tussen 7.00h en 19.00h. In onderstaande grafiek worden de verschillende acceptatiegrenzen in functie van de referentie buitentemperatuur gegeven voor het LK. Grafiek 3.20.
Evaluatie
70
Grafiek 3.20: Binnenluchttemperatuur en acceptatiegrenzen in functie θe,ref
Uit de grafiek volgt dat de ruimtetemperaturen voor het grootste deel gelegen zijn tussen de 80% - acceptatie grenzen (96,74%) en quasi volledig binnen de 65% - acceptatie grenzen (98,43%). Indien de 90% - acceptatie grenzen worden beschouwd dan kan worden opgemerkt dat slechts een klein deel van de binnentemperaturen de bovengrens overschrijdt (1,81%) of onderschrijdt (7,84%). Net zoals bij het IK, is een kwaliteitsklasse A slechts noodzakelijk bij strenge eisen over het thermisch comfort. Verder worden op sommige tijdstippen kantoortemperaturen vastgesteld die zelfs de ondergrens van kwaliteitsklasse C onderschrijden. Een mogelijke verklaring hiervoor is de grote afkoeling die in het kantoor kan optreden ten gevolge van de passieve nachtkoeling afkomstig van de NNV. Tot slot worden de verschillende overschrijdingsuren, behorende bij iedere kwaliteitsklasse, in onderstaande tabel en grafiek samengevat. Tabel 3.9 en grafiek 3.21.
Overschrijden
Onderschrijden
Acceptatiegrens
Aantal uren
%
90%
15
1,81
80%
0
0,00
65%
0
0,00
90%
65
7,84
80%
27
3,26
65%
13
1,57
Tabel 3.9: Over – of onderschrijden van de temperatuursgrenzen Evaluatie
71
Kwaliteitsklasse C
Kwaliteitsklasse B
Kwaliteitsklasse A Grafiek 3.21: Procentueel aandeel van de gemeten binnenluchttemperaturen die tijdens de beschouwde meetperiode tussen de verschillende acceptatiegrenzen zijn gelegen
Worden enkel de bovengrenzen beschouwd per kwaliteitsklasse, dan volgt hieruit dat het LK behoort tot een kwaliteitsklasse B. Deze grens werd tijdens de beschouwde meetcampagne immers 0% van de tijd overschreden. Het landschapskantoor bezit met andere woorden een goed binnenklimaat. De in sommige gevallen optredende onderkoeling is hoogstwaarschijnlijk te wijten aan de afkoeling van het kantoor gedurende de nacht.
3.3.2.3
prEN 15251:2005
Net zoals bij het IK, werd er tijdens de meetcampagne geen actieve koeling voor het LK voorzien, zie 3.2. Om deze reden worden de kantoortemperaturen niet met de vaste temperatuursgrenzen van de prEN 15251:2005 vergeleken.
3.3.3 Besluit
Uit het voorgaande kan besloten worden dat zowel het IK als LK beiden voldoen aan een kwaliteitsklasse B, wat het thermisch zomercomfort gedurende de zomer van 2008 betreft.
Evaluatie
72
3.4
Relatieve luchtvochtigheid
Aangezien voor beide kantoren de relatieve luchtvochtigheid (RV) werd opgemeten gedurende de hele meetperiode, wordt eveneens de mate van acceptatie inzake RV geëvalueerd. Hierbij wordt gebruik gemaakt van figuur 2.2 uit paragraaf 2.4.1. Verder wordt terug een onderscheid gemaakt tussen het IK en LK waarbij aangenomen wordt dat beide bezet worden tussen 7.00h en 19.00h.
3.4.1
Individueel kantoor
Worden voor het IK de geregistreerde relatieve luchtvochtigheden uitgezet ten opzichte van de verschillende kantoortemperaturen, dan wordt onderstaande grafiek bekomen. Grafiek 3.22. Hierop worden de grenzen aangeduid die weergeven welke combinaties van RV en binnentemperatuur (nog) als behaaglijk worden ervaren.
Grafiek 3.22: Evaluatie RV
Uit de grafiek volgt dat het grootste deel van combinaties gelegen zijn binnen de behaaglijkheidsgrenzen (94,39%). Dit betekent bijgevolg dat gedurende 94,39% van de meetperiode de RV en overeenkomstige kantoortemperatuur aanleiding geven tot een aangenaam binnenklimaat. Slechts gedurende 5,61% van de meetperiode worden onbehaaglijke combinaties vastgesteld.
Evaluatie
73
3.4.2
Landschapskantoor
Net zoals bij het IK, wordt voor het LK eenzelfde grafiek opgesteld die verschillende combinaties van kantoortemperaturen en relatieve luchtvochtigheden weergeeft. Grafiek 3.23.
Grafiek 3.23: Evaluatie RV
Uit de grafiek volgt dat het grootste deel van combinaties gelegen is binnen de behaaglijkheidsgrenzen (90,98%). Dit betekent dat gedurende 90,98% van de meetperiode de RV en overeenkomstige ruimtetemperatuur aanleiding geven tot een aangenaam binnenklimaat. Slechts 9,02% van de meetperiode worden onbehaaglijke combinaties vastgesteld.
3.4.3
Besluit
Uit het voorgaande volgt dat de relatieve luchtvochtigheid, in combinatie met de heersende ruimtetemperaturen, aanleiding geeft tot een behaaglijk binnenklimaat gedurende ± 90% van de bezettingstijd.
Evaluatie
74
HOOFDSTUK 4 Simulatie Simulatie
4
SIMULATIE
In dit hoofdstuk wordt aan de hand van de informatie en resultaten uit de vorige hoofdstukken een simulatiemodel opgebouwd dat betrekking heeft tot het individuele kantoor. Hiertoe wordt gebruik gemaakt van twee dynamische multi - zone programma’s, zijnde TRNSYS en VOLTRA. Vooreerst worden de geometrische en bouwfysische eigenschappen van het model vastgelegd alsook de verschillende interne en externe dynamische randvoorwaarden. Eens beide modellen gevalideerd zijn, kan uiteindelijk overgegaan worden tot de controle van de gevoeligheid van beide modellen en worden de verschillende resultaten onderling met elkaar vergeleken.
4.1
TRNSYS en VOLTRA
TRNSYS is een 1D dynamisch simulatieprogramma waarmee het thermisch gedrag van een of meerdere ruimtes in de tijd kan worden gesimuleerd. Naast de opgelegde externe dynamische randvoorwaarden zoals het buitenklimaat, kunnen ook interne - al dan niet dynamische randvoorwaarden worden gemodelleerd. Zo is men in staat rekening te houden met de warmteproductie tijdens de bezetting alsook met de invloed van het aanwezige HVAC systeem. Daarenboven biedt TRNSYS een groot gamma aan output gegevens, gaande van oppervlaktetemperaturen tot de warmte – of koudevraag van een lokaal.
VOLTRA is net als TRNSYS een dynamisch simulatieprogramma. Het verschil tussen beide kan gevonden worden in het feit dat VOLTRA de steeds variërende warmteverdeling in de massa van gebouwonderdelen 3D berekend. Hiertoe wordt gebruik gemaakt van een eindige elementenverdeling waarbij het warmtetransport wordt berekend op basis van een energiebalans. Op deze manier zal het warmtetransport in de massa, volgens VOLTRA, in ieder punt verschillend zijn terwijl TRNSYS per oppervlak slechts één uitgemiddelde waarde geeft. Net zoals bij TRNSYS kunnen zowel interne als externe dynamische randvoorwaarden worden opgelegd.
Een van de grote voordelen van het TRNSYS simulatieprogramma is het verschil in benodigde rekentijd in vergelijking met VOLTRA. Hierdoor is het in TRNSYS mogelijk meerdere aangrenzende zones te simuleren over een voldoende lange periode. Daartegenover staat dat VOLTRA de mogelijkheid biedt tot een visuele weergave van de warmteverdeling in de massa. Simulatie
76
4.2
Basismodel
Alvorens de simulatie te starten, worden vooraf de nodige geometrische en bouwfysische eigenschappen van het model vastgelegd alsook de nodige interne en externe dynamische randvoorwaarden. Deze laatste hebben ondermeer betrekking tot het binnen – en buitenklimaat en volgen uit de resultaten zoals besproken in hoofdstuk 3.
4.2.1
Zones
Het basismodel waaruit wordt vertrokken is in beide simulatieprogramma’s verschillend, dit om de rekentijd in VOLTRA zoveel als mogelijk te beperken. In TRNSYS bestaat het model uit twee hoofdzones die elk zijn onderverdeeld in twee bijzones. Een enkele hoofdzone en bijzone stelt een IK met plenum voor. Tabel 4.1.
Zone 1 Plenum IK1 Zone 2 Kantoorruimte IK1 Zone 3 Plenum IK2 Zone 4 Kantoorruimte IK2
Tabel 4.1: TRNSYS zones in het basismodel
Het IK1 stemt overeen met het kantoor waar de binnenklimaatmetingen plaats vonden. Het IK2 is gelegen onder het IK1 en wordt aangenomen eenzelfde gevel -, binnenwand - en vloeropbouw te hebben als het IK1, zowel wat geometrie als bouwfysische eigenschappen betreft. De koppeling tussen beide hoofdzones wordt tot stand gebracht door de vloer van het IK1 als aangrenzend in te voeren met het IK2. Op deze manier wordt rekening gehouden met de niet symmetrische vloeropbouw van het IK1 alsook met de variërende interne randcondities die voor beide hoofdzones verschillend zijn. De binnenwanden worden in beide kantoren als adiabatisch beschouwd.
Op eenzelfde manier wordt voor beide kantoren het betreffende plenum gekoppeld aan de kantoorruimte door middel van een equivalent, niet werkend, koelplafond. Zie ook 4.2.4.3. Om rekening te houden met de aanwezigheid van een luchtstroming tussen plenum – en kantoorzone, wordt gebruik gemaakt van een gekoppelde natuurlijke luchtstroom. Hierbij wordt Simulatie
77
het luchtdebiet tussen beide zones gegeven in functie van de openheid van het verlaagd plafond, in dit geval koelplafond, en hun onderlinge luchttemperatuursverschil [14].
Q=
% open ⋅ A pl ⋅ 2 ⋅ g ⋅ H plenum ⋅ ∆T / T 100
(1)
Hierbij zijn: Q
:
Natuurlijk luchtdebiet doorheen vals plafond
[ m³/h ];
% open
:
Openheid vals plafond t.o.v totaal plafond oppervlak
[ % ];
Apl
:
Totale plafondoppervlakte
[ m² ];
g
:
Valversnelling
[ m/s² ];
Hplenum
:
Plenumhoogte
[ m ];
∆T
:
Verschil in luchttemperatuur kantoorruimte – plenum
[ K ];
T
:
Luchttemperatuur kantoorruimte
[ K ];
Indien in bovenstaande formule (1) de verschiltemperatuur ∆T negatief of nul wordt, betekent dit dat θplenum ≥ θa. In dit geval ontstaat er geen luchtstroming tussen beide zones. In het omgekeerde geval wel. Immers, wanneer θplenum ≥ θa, zal de warmere lucht in het plenum geen plaats maken voor de minder warme, stijgende lucht uit de kantoorruimte
Het basismodel in VOLTRA wordt opgebouwd als een enkele kantoorzone met een plenum. Hiertoe
worden
twee
aparte
luchtzones
gedefinieerd
met
een
ongekende
vrije
luchttemperatuur. Het gekoppelde luchtdebiet tussen beide zones is dezelfde zoals deze die in TRNSYS optreedt. In de kantoorzone worden de dynamische randvoorwaarden omtrent interne warmtewinsten alsook de optredende ventilatiestromen van het HVAC - systeem vastgelegd. Om het dynamische buitenklimaat op het dak en de gevel te laten aangrijpen, wordt het model eveneens voorzien van een bijkomende externe luchtzone. Figuur 4.1.
a
b
Figuur 4.1: Externe (a) en interne (b) zones in het VOLTRA - model Simulatie
78
4.2.2
Materiaaleigenschappen en geometrie
Zowel het IK1 als IK2 in TRNSYS als het enkele IK in VOLTRA hebben eenzelfde opbouw zoals het IK voorgesteld op het einde van hoofdstuk 1. Zie 1.5. Op basis van deze doorsneden worden de verschillende bouwfysische eigenschappen van de constructie - elementen gedefinieerd. Hiertoe wordt gebruik gemaakt van de Belgische norm NBN B 62 – 002. Tabel 4.2.
λ
ρ
c
[ W/mK ]
[ kg/m³ ]
[ J/kgK ]
Gevelpanelen (gebakken aarde)
1,00
1700
1000
Minerale wol
0,04
50
1030
Gewapend beton
1,70
2400
1000
Laminaat
0,01
230
1400
Chape
0,24
1800
1000
OSB – plaat
0,13
650
1700
Licht beton
0,24
850
1000
Spanbeton
1,09
1800
1000
Waterdicht scherm
0,23
1100
1000
Gipskarton
0,25
900
1000
Staal
35,00
7850
500
R
U
g
[ m²K/W ]
[ W/m²K ]
[-]
0,18
-
-
-
3,00
-
Materiaal
Luchtspouw Aluminium raamkader
Tabel 4.2: Materiaaleigenschappen [15]
De vensters, aangebracht in de buitengevel van het model, zijn voorzien van een raamkader in aluminium. De verhouding tussen het oppervlak van het raamkader en het glas bedraagt ongeveer 0,15. Om de eigenschappen van de vensters zo goed als mogelijk met de werkelijkheid te laten overeenstemmen wordt in TRNSYS gekozen voor een glastype met ongeveer dezelfde eigenschappen. Diezelfde glaseigenschappen worden vervolgens benaderd in het VOLTRA model ingevoerd door middel van de λ - waarde en de bijhorende zontransmissiefactor g. Tabel 4.3.
Simulatie
79
Eigenschap
Werkelijk
TRNSYS
VOLTRA
U [ W/m²K ]
1,20
1,16
~1,16
g[-]
0,38
0,373
0,373
Tabel 4.3: Glaseigenschappen
De laagopbouw van de verschillende interne en externe constructie – elementen volgt uit paragraaf 1.5 en wordt samengevat in onderstaande tabel. Om in TRNSYS rekening te houden met de aanwezigheid van de betonnen balk ter plaatse van het plafond, wordt de extra oppervlakte die hierdoor wordt gecreëerd in rekening gebracht. Tabel 4.4.
Constructie-element Gevel
Binnenwand
Vloer
Dak
Laag
Materiaal
Dikte [ cm ]
Gevelbekleding
Gebakken aarde
4,00
Isolatie
Minerale wol
7,00
Spouw
(lucht)
4,00
Isolatie
Minerale wol
7,00
Binnenspouwblad Gewapend beton
15,00
Afwerking
Gipskarton
1,50
Isolatie
Minerale wol
7,00
Afwerking
Gipskarton
1,50
Loopvlak
Laminaat
2,50
Chape
Licht beton
2,50
OSB – plaat
Houtderivaat
2,50
Druklaag
Licht beton
5,80
Welfsel
Spanbeton
25,00
Toplaag
Waterdicht scherm
0,20
Isolatie
Minerale wol
10,00
Hellingsbeton
Licht beton
5,80
Druklaag
Licht beton
5,80
Welfsel
Spanbeton
25,00
Tabel 4.4: Wand-, vloer-, en plafondsamenstelling
Simulatie
80
De geometrische eigenschappen van ieder constructie – element wordt in TRNSYS volledig bepaald door diens oppervlakte die op zijn beurt voortvloeit uit de lengte en breedte dimensies van het beschouwde vlak. Het is deze oppervlakte die ondermeer bepalend is bij de berekening van de operatieve binnentemperatuur alsook bij de verdeling van de diffuse zonnestraling in het kantoor. In eerste instantie worden de hoogte – en breedte dimensies alsook het plenum – en kantoorvolume bepaald op basis van de binnenafmetingen van het kantoor. Diezelfde methode wordt voorgeschreven door de prEN ISO 13791:2004 die gebruikt wordt bij de berekening van de binnenluchttemperatuur in lokalen zonder mechanische koeling. In een latere rubriek zal gecontroleerd worden in welke mate de toegepaste dimensioneringsmethode invloed heeft op de simulatieresultaten.
In VOLTRA wordt het model zo nauwkeurig mogelijk volgens het architecturaal plan opgebouwd. In tegenstelling tot het TRNSYS – model, worden de verschillende interne en externe vlakken gedimensioneerd op basis van hun buitenafmetingen zoals beschreven in de NBN B63 – 002. In een latere rubriek zal immers vastgesteld worden dat op deze manier de grootste overeenkomst tussen beide modellen kan worden bekomen. Het kantoor – en plenumvolume worden daarentegen ingevoerd op basis van hun binnenafmetingen. Figuur 4.2
Figuur 4.2: VOLTRA - model (zonder plafond)
Simulatie
81
4.2.3
Buitenklimaat
Om een nauwkeurige invloed te verkrijgen van het buitenklimaat, zoals deze die optrad tijdens de binnenklimaatmetingen, wordt net zoals in hoofdstuk 3 uitgegaan van de meetdata verkregen via het KMI. In 3.3 werd immers vastgesteld dat de buitentemperaturen, gemeten via het weerstation gedurende een beperkte periode, goed overeenstemmen met deze KMI temperaturen.
De beschikbare buitenklimaatgegevens hebben betrekking tot de buitentemperatuur, de globale en diffuse zonnestraling op een horizontaal vlak en de directe zonnestraling op een vlak dat normaal staat ten opzichte van de invallende zon. Deze meetdata volstaan om het buitenklimaat in VOLTRA te simuleren. In TRNSYS dient men daarnaast ook te beschikken over de directe zonnestraling op een horizontaal vlak. Deze zonnestraling maakt het mogelijk om de bewolkingsgraad
evenals
de
langgolvige
straling,
uitgezonden
door
de
externe
gebouwoppervlakken, in rekening te brengen. Deze directe straling op een horizontaal vlak wordt in TRNSYS berekend via een daarvoor voorziene component die gebruik maakt van zowel de globale als diffuse zonnestraling.
Andere belangrijke parameters die het buitenklimaat vastleggen, zijn de relatieve luchtvochtigheid (RV), de buitenwindsnelheden (vwind) en de windrichting. Hiervoor werd beroep gedaan op de Volksterrenwacht Armand Pien van de Universiteit Gent. Net zoals bij de weersdata van het KMI werd een numerieke en grafische vergelijkende studie uitgevoerd op basis van de buitentemperaturen tussen deze opgemeten door het weerstation en deze van de Volksterrenwacht. Op basis van de standaarddeviatie van de verschiltemperatuur tussen beide, werd een goede overeenkomst vastgesteld (σ = 0,44°C). De data omtrent de zonnestraling, opgemeten door de Volksterrenwacht, bleken niet betrouwbaar te zijn wegens een ongeijkt meettoestel. Dit verklaard meteen de keuze waarom voor de zonnestraling beroep werd gedaan op het KMI.
Om het convectief warmtetransport ter plaatse van de externe oppervlakken te begroten dient een externe convectieve warmtetransportcoëfficiënt (hce) te worden gedefinieerd. In TRNSYS kan deze ingevoerd worden als functie van de lokale windsnelheid vwind of in formulevorm volgens (2) en (3) (ASHRAE, 2005):
Simulatie
82
hce = 5,6 + 3,9 ⋅ v wind hce = 7,2 ⋅ v
0 , 78 wind
als v wind
≤ 5m / s
als v wind
> 5m / s
[ W / m² K ] [ W / m² K ]
(2) (3)
In VOLTRA is het niet mogelijk hce te laten variëren in functie van de windsnelheid of de tijd. Om deze reden werd vooraf de keuze gemaakt hce gelijk te stellen aan 19,0 W/m²K. Deze waarde stemt overeen met de gemiddelde hce, indien formules (2) en (3) worden toegepast op de beschikbare buitenklimaatdata.
4.2.4
Binnenklimaat
De randvoorwaarden die het binnenklimaat vastleggen zijn de toegepaste technieken in combinatie met de interne warmte – en zonnewinsten. Net zoals voor externe oppervlakken wordt het convectief warmtetransport tussen de binnenlucht en interne oppervlakken eenduidig bepaald door de interne convectieve warmtetransportcoëfficiënt (hci). Deze coëfficiënt is geen constante maar varieert zowel van oppervlak tot oppervlak als in de tijd. In het TRNSYS basismodel wordt vooreerst uitgegaan van de constante hci – waarden vooropgesteld door de prEN ISO 13791:2004. Tabel 4.5.
Horizontaal oppervlak
Verticaal
hci [ W/m²K ]
oppervlak
Verticaal
Horizontaal gelaagd
2,5
5,0
0,7
Tabel 4.5: Constante hci – waarden (prEN ISO 13791:2004)
Bij horizontale oppervlakken wordt een onderscheid gemaakt naargelang het stromingsregime van de lucht. Afhankelijk van de binnenlucht - en oppervlaktetemperatuur kan deze verticaal of horizontaal gelaagd zijn. Tabel 4.6.
Simulatie
83
Horizontaal oppervlak Plafond
Vloer
Voorwaarde
Stromingsregime
θs > θair
Horizontaal / Stably stratified
θs ≤ θair
Verticaal / Buoyant
θs > θair
Verticaal / Buoyant
θs ≤ θair
Horizontaal / Stably stratified
Tabel 4.6: Type luchtstroming ter plaatse horizontaal oppervlak
Net zoals hce in VOLTRA een constante dient aan te nemen, is dit ook het geval voor de hci. Om deze redenen wordt in VOLTRA de hci voor alle interne vlakken gelijk gesteld aan 3,0 W/m²K. Op deze manier wordt een weinig afwijkende waarde gebruikt voor de verticale oppervlakken zoals vooropgesteld door de prEN ISO 13791:2004. Voor de horizontale oppervlakken stemt dit benaderend overeen met de gemiddelde waarde van de hc,i voor de twee verschillende luchtstromingregimes.
4.2.4.1
Kantoorgebruik
Uit hoofdstuk 3 volgt dat het IK tijdens de week hoofdzakelijk wordt bezet door twee personen tussen 8.00h en 18.00h. Beide personen bezitten elk een eigen PC met kleurenscherm en een gemeenschappelijke printer. Eveneens wordt tijdens het kantoorgebruik de kunstmatige verlichting actief gebruikt. Ten gevolge van deze bezetting ontstaat er bijgevolg een interne warmtewinst. Bij passief gekoelde gebouwen is enkel de voelbare warmteafgifte belangrijk waarvan ongeveer 70% als convectief kan worden beschouwd [1]. Per warmtebron wordt een warmtewinst aangenomen in overeenstemming met [1]. Om rekening te houden met het feit dat de printer slechts sporadisch met een vol vermogen werkt, wordt deze warmtebron voorzien van een gelijktijdigheidsfactor van 0,4 [14]. Tabel 4.7.
Interne warmtewinsten Personen (2x) W/pers
75
Computer (2x) W/pc
135
Printer (0,4x) W/printer Verlichting W/m² Totaal
130 12,2
25,1 W/m²
Tabel 4.7: Interne warmtewinsten TRNSYS tijdens bezetting Simulatie
84
In VOLTRA wordt de wekelijkse bezetting gesimuleerd te worden als de toevoer van een totaal vermogen aan de kantoorzone. Hierbij dient de totale voelbare warmteafgifte in rekening te worden gebracht. Tabel 4.8.
Bron
Totale warmteafgifte [ W ]
Totaal [ W ]
Persoon (2x)
75
150
Computer (2x)
135
270
Printer (0,4x)
130
52
Verlichting
448
448
Totaal
920
Tabel 4.8: Interne warmtewinsten VOLTRA tijdens bezetting
4.2.4.2
Zonnewinsten
De gesimuleerde zonnewinsten in beide modellen zijn afkomstig van via de ramen invallende diffuse en directe zonnestraling. De mate waarin ieder intern oppervlak een deel van deze zonnewinst ontvangt, kan in TRNSYS op verschillende manieren worden gemodelleerd. Automatisch vindt deze verdeling plaats op basis van oppervlakte gewogen verdeelcoëfficiënten. Op deze manier wordt de directe zonnestraling op eenzelfde manier verdeeld zoals de diffuse zonnestraling [16]. Een andere manier bestaat erin vooraf de verdeling van de directe zonnestraling vast te leggen door middel van vastgelegde verdeelfactoren zoals weergegeven in onderstaande tabel. Tabel 4.9.
Onderdeel
Verdeelcoëfficiënt
Opmerking
Vloer
0,4
/
Verticale wanden
0,2
Behalve binnengevel
Plafond
0,0
/
Tabel 4.9: TRNSYS verdeelcoëfficiënten invallende directe zonnestraling [17]
In VOLTRA wordt de verdeling van de invallende zonnestraling automatisch uitgevoerd door middel van een interne zonneprocessor. Op deze manier wordt op basis van de toegekende reflectie - en absorptiecoëfficiënt, de directe zonnestraling omgezet in gereflecteerd of diffuus
Simulatie
85
licht. De verdeling hiervan over de verschillende interne wanden wordt automatisch uitgevoerd door middel van de in VOLTRA berekende zichtsfactoren en stand van de zon.
Om in TRNSYS rekening te houden met de aanwezigheid van de automatisch gestuurde externe zonnewering, wordt gebruik gemaakt van een externe beschaduwingsfactor Fsh. Deze wordt gegeven door (4) [13].
Fsh = 1 −
g glas + shading g glas
( 4)
Met gglas+shading gelijk aan 0,12 en gglas gelijk aan 0,373 wordt Fsh gegeven door 0,678. Om rekening te houden met het feit dat de externe zonnewering bij een neergelaten stand niet het volledige raam bedekt, worden in TRNSYS vier raamoppervlakken ingevoerd. Twee hiervan worden voorzien van een automatisch gestuurde externe zonnewering, de twee overige niet. Figuur 4.3
Figuur 4.3: Deels bedekt raam door de zonnewering
In tegenstelling tot TRNSYS is het in VOLTRA niet mogelijk de zontoetredingsfactor van een transparant materiaal te veranderen in functie van de tijd of de hoeveelheid zonnestraling. Om deze reden dient het VOLTRA model te worden gevalideerd via het TRNSYS model zonder zonnewering.
Simulatie
86
4.2.4.3
Koelplafond
Reeds in hoofdstuk 3 werd vastgesteld dat het koelplafond niet naar behoren functioneerde tijdens de beschouwde meetperiode. Om rekening te houden met het plenum dat door dit plafond wordt gevormd, wordt zowel in TRNSYS als VOLTRA het niet werkend koelplafond gesimuleerd als een waterlaagje begrepen tussen twee oneindige geleidende materialen. De dikte van het waterlaagje volgt uit het volume water dat in de koelleidingen van het koelplafond aanwezig is. Dit equivalent koelplafond wordt in beide modellen met eenzelfde oppervlakte ingevoerd zoals het werkelijke koelplafond. Op deze manier wordt impliciet rekening gehouden met de bijkomende ‘warmtebuffer’ die door het aanwezige water in het plafond wordt gecreëerd.
4.2.4.4
Ventilatie
De ventilatievormen in het kantoor kunnen onderverdeeld worden in een MDV, een NDV en een natuurlijke infiltratie/exfiltratie. De NDV treedt op tijdens de bezetting van het kantoor, de infiltratie/exfiltratie buiten de bezetting. De respectievelijke spoelingen die hierbij optreden zijn deze die volgen uit 3.1. In TRNSYS wordt deze spoeling rechtstreeks toegekend via een ventilatievoud. In VOLTRA dienen deze natuurlijke ventilatievormen gesimuleerd te worden als een luchtstromingsdebiet (m³/s) tussen de binnen – en buitenzone. Tabel 4.10.
TRNSYS
VOLTRA
NDV
3,460 h-1
0,130 m³/s
Infiltratie/exfiltratie
0,473 h-1
0,018 m³/s
Tabel 4.10: Natuurlijke spoeling in TRNSYS en VOLTRA
Op eenzelfde manier wordt in beide modellen de MDV gesimuleerd. Enerzijds volgt het optredende ventilatievoud uit 3.1 en anderzijds wordt de pulsietemperatuur gegeven door (5). Op deze manier wordt impliciet rekening gehouden met de opwarming/afkoeling van de pulsielucht ten gevolge van de technieken. De MDV treedt in werking tussen 7.00h en 19.00h.
θ puslie = 0,1462 ⋅ θ e + 25,479
Simulatie
(5)
87
De MDV wordt in VOLTRA gesimuleerd door het creëren van een willekeurige zone, buiten het kantoor, met een opgelegde binnenluchttemperatuur die volgt uit (5). De MDV wordt uiteindelijk verkregen door het toekennen van een luchtdebiet tussen kantoorzone en deze willekeurige zone. Tabel 4.11
MDV
TRNSYS
VOLTRA
0,673 h-1
0,025 m³/s
Tabel 4.11: Mechanische spoeling in TRNSYS en VOLTRA
Simulatie
88
4.3
Validatie
De validatie van beide modellen gebeurt op basis van gesimuleerde en opgemeten operatieve binnentemperaturen. Aangezien de operatieve temperatuur werd opgemeten met een nauwkeurigheid van ± 0,7°C, zie 1.4.3, is het ook deze nauwkeurigheid die bepalend is bij de validatie van het TRNSYS - model. Het VOLTRA - model wordt, wegens de beperking tot het invoeren van een externe zonnewering, gevalideerd via het TRNSYS - model zonder zonnewering.
De operatieve binnentemperatuur wordt in TRNSYS berekend op basis van de gesimuleerde binnenluchttemperatuur en de gemiddelde oppervlaktetemperatuur van de interne wanden. Deze laatste wordt bepaald door middel van oppervlakte gewogen coëfficiënten [16]. De operatieve binnentemperatuur in VOLTRA kan op twee manieren worden bepaald. Een eerste methode bestaat erin op eenzelfde manier te werk te gaan zoals in het TRNSYS - model. Hiertoe dient de gemiddelde oppervlaktetemperatuur zelf berekend te worden. In VOLTRA is het immers
niet
mogelijk
per
intern
oppervlak
en
per
tijdstap
een
uitgemiddelde
oppervlaktetemperatuur te simuleren. Wel kan deze per tijdstap benaderend worden bepaald door ter plaatse van ieder oppervlak een knooppunttemperatuur op te vragen. Hierbij stelt een knooppunt het snijpunt voor van twee rasterlijnen. Wordt dit gedaan voor een groot aantal punten per vlak, dan kan op deze manier benaderend de gemiddelde oppervlaktetemperatuur worden berekend. Deze methode vergroot echter aanzienlijk de VOLTRA rekentijd. Een tweede en snellere methode bestaat erin, centraal in het model, een klein en oneindig geleidend materiaal te plaatsen dat voorzien wordt van een knooppunt. De temperatuur van dit knooppunt, per tijdstap, stemt benaderend overeen met de operatieve ruimtetemperatuur.
Figuur 4.4: Operatieve binnentemperatuur VOLTRA
Simulatie
89
4.3.1 TRNSYS - model
De validatie van het TRNSYS - model gebeurt op basis van het grootste deel van de maand september. Voor deze periode kan immers met de grootste zekerheid aangenomen worden dat de gesimuleerde warmtewinsten daadwerkelijk zijn opgetreden. Om de voorafgaandelijke warmteopslag in de constructie – elementen van het kantoor in rekening te brengen, wordt de validatieperiode voorafgegaan door een zestal weken. Grafiek 4.1.
Grafiek 4.1: Validatie TRNSYS model met werkelijkheid
Uit grafiek 4.1 volgt dat de gesimuleerde operatieve temperaturen goed overeenstemmen met deze opgemeten in het IK. Voor een groot deel van de beschouwde periode (75,4%) is de afwijking tussen simulatie en werkelijkheid begrepen tussen de ±0,7°C. Wordt een nauwkeurigheid of toelaatbare afwijking vooropgesteld van ± 1°C, dan blijkt het simulatiemodel gedurende 86,6% van de simulatietijd te voldoen aan de werkelijke ruimtetemperatuur. Indien de gesimuleerde operatieve temperaturen geplot worden tegen de werkelijke, dan blijkt een aanzienlijk deel van de temperaturen gelegen te zijn rond de rechte x = y. Deze rechte stelt de lijn van perfecte overeenkomst voor. Tabel 4.12.
Simulatie
90
Afwijking + 0,7 °C
Afwijking - 0,7 °C
Afwijking [ °C ]
Binnen grens [ % ]
± 0,1
17,97
± 0,2
28,52
± 0,3
39,71
± 0,4
56,25
± 0,5
63,93
± 0,6
70,44
± 0,7
75,39
± 0,8
79,30
± 0,9
82,42
± 1,0
86,59
Tabel 4.12: Vergelijking gesimuleerde en werkelijke operatieve temperaturen
De optredende afwijkingen tussen gesimuleerde en werkelijke operatieve temperaturen kan mogelijks verklaard worden door het feit dat niet iedere dag expliciet twee personen aanwezig waren. Eveneens is het ook zo dat de gebruikte ventilatievouden voor de NDV en infiltratie/exfiltratie steeds als constant werden aanzien. In werkelijkheid variëren deze in functie van de buitenklimaatomstandigheden afhankelijk van de buitenwindsnelheden en de aanwezige temperatuursgradiënt tussen het binnen - en buitenklimaat. Daarenboven werd in het model gebruik gemaakt van een samengesteld buitenklimaat. Hierdoor kunnen ondermeer de gesimuleerde zonnewinsten in werkelijkheid hoger/lager gelegen zijn. Uiteindelijk dient ook rekening te worden gehouden met het feit dat de gesimuleerde operatieve temperaturen, per simulatiestap, berekend worden op basis van een uitgemiddelde binnenlucht - en oppervlaktetemperatuur zonder hierbij rekening te houden met zichtsfactoren. In werkelijkheid zal deze temperatuur niet op iedere plaats dezelfde zijn wegens onder andere de aanwezigheid van een temperatuursstratificatie en variërende zichtsfactoren afhankelijk van de positie waar men zich bevindt. De werkelijke operatieve temperatuur is bijgevolg een weergave van een lokale operatieve temperatuur.
Simulatie
91
4.3.2 VOLTRA - model
De validatie van het VOLTRA - model gebeurt op basis van het TRNSYS - model zonder externe zonnewering. Aangezien het in VOLTRA niet haalbaar zou zijn meerdere weken na elkaar te simuleren, wordt een beperkte periode uit de maand september geselecteerd waarin zowel een warme als minder warme week optreden. Dit is geldig voor de periode van 4/09 tot en met 21/09. De simulatie in VOLTRA werd vooraf gegaan door een opstartperiode van 10 dagen om terug de voorafgaandelijke warmteopslag in de massa van de constructie - elementen in rekening te brengen. Deze opstartperiode bestaat uit twee delen van elk vijf dagen. Immers, bij de opstartperiode die in VOLTRA wordt toegekend, worden enkel de zonnewinsten in rekening gebracht en geen interne warmtewinsten ten gevolge van de bezetting. Hiertoe werd deze eerste opstartperiode met vijf dagen verlengd om op deze manier ook de invloed van de voorafgaandelijke interne warmtewinsten in rekening te brengen [18]. De validatie van het VOLTRA - model gebeurt, net zoals bij het voorgaande geval, op basis van de in beide modellen gesimuleerde operatieve temperatuur. Grafiek 4.2.
Grafiek 4.2: Validatie VOLTRA via TRNSYS model zonder externe zonnewering
Uit grafiek 4.2 volgt dat de gesimuleerde operatieve temperaturen in het VOLTRA - model relatief goed overeenstemmen met deze uit het TRNSYS - model. De mate van overeenkomst tussen beide simulaties wordt in onderstaande tabel weergegeven. Tabel 4.13. Simulatie
92
Afwijking [ °C ]
Binnen grens [ % ]
± 0,1
13,85
± 0,2
24,94
± 0,3
35,80
± 0,4
46,19
± 0,5
52,66
± 0,6
61,20
± 0,7
68,59
± 0,8
75,75
± 0,9
81,52
± 1,0
87,30
Afwijking + 0,7 °C
Afwijking - 0,7 °C
Tabel 4.13: Overeenkomst VOLTRA en TRNSYS
De mogelijke afwijkingen tussen beide simulaties kan deels verklaard worden door de vereenvoudigde berekening van de operatieve temperatuur in TRNSYS. Dit in tegenstelling tot VOLTRA waarbij, afhankelijk van de positie in het kantoor, de nodige zichtsfactoren in rekening worden gebracht. Eveneens is het zo dat TRNSYS het toetredend direct zonlicht verdeeld op basis van constante coëfficiënten per intern oppervlak terwijl VOLTRA deze nauwkeurig berekend in functie van de stand van de zon. In een latere rubriek zal nagegaan worden in hoeverre deze verdeling een invloed heeft op de gesimuleerde resultaten en in welke mate de zonverdeling uit VOLTRA in TRNSYS kan worden benaderd.
Simulatie
93
4.4
Modelgevoeligheid
In deze paragraaf wordt de gevoeligheid van zowel het TRNSYS als VOLTRA - basismodel op een aantal gebouwkarakteristieken gecontroleerd en worden de verschillende resultaten in de mate van het mogelijke naast elkaar gelegd. Met gebouwkarakteristieken wordt enerzijds de manier waarmee het model wordt opgebouwd bedoeld en anderzijds de mate waarin het convectief warmtetransport de uiteindelijke simulatieresultaten bepaald. Aansluitend wordt ook de invloed van een aantal parameters, alsook de manier waarop het toetredend direct zonlicht wordt gemodelleerd, nagegaan.
De gevoeligheid van het TRNSYS - model wordt gecontroleerd op basis van een drietal criteria. Enerzijds de TO en GTO - methode en anderzijds, om met adaptatie rekening te houden, de ATG – methode. Hierbij worden de GTO – uren steeds in absolute waarden gegeven. De vermelde relatieve toe – of afname van deze GTO - uren gelden steeds ten opzichte van een basisgeval, tenzij anders vermeld. De overschrijdingsuren van de verschillende ATG – grenzen worden steeds in absolute waarden gegeven terwijl de TO – uren, ten opzichte vaste temperatuursgrenzen, steeds al relatieve waarden ten opzichte van de beschouwde simulatieperiode worden gegeven. Bij de drie voornoemde criteria wordt steeds de operatieve binnentemperatuur als indicator gebruikt. De TRNSYS simulaties worden uitgevoerd op basis van de zomer van 2008, gaande van 21 mei tot en met 30 september en worden steeds voorafgegaan door een opstartperiode van meerdere weken. Naast de verschillende TO – uren, wordt eveneens de koelvraag in beschouwing genomen.
De gevoeligheid van het VOLTRA - basismodel wordt gecontroleerd op basis van de TO – uren. Hierbij worden de TO – uren steeds relatief gegeven ten opzichte van de gesimuleerde bezettingsperiode. Het gebruik van de GTO – methode bleek niet meteen mogelijk te zijn wegens de beperkte uitvoerdata die VOLTRA ter beschikking stelt. De simulatieperiode is dezelfde zoals toegepast bij de validatie van het model, gaande van 4/09 tot en met 21/09 en wordt voorafgegaan door een opstartperiode van 10 dagen.
De vergelijking tussen beide modellen gebeurt op basis van de relatieve TO - uren. Dit voor de periode van 4/09 tot en met 21/09. Om de vergelijking representatief te maken, worden de TRNSYS simulaties in deze gevallen steeds uitgevoerd zonder een externe zonnewering.
Simulatie
94
4.4.1
Dimensioneringsmethode
Zoals vermeld in 4.2.2, werd het TRNSYS - basismodel in eerste instantie opgebouwd op basis van de binnenafmetingen van het IK zoals beschreven in de prEN ISO 13791:2004. Op deze manier wordt ter plaatse van de knooppunten een zekere hoeveelheid aan thermische massa verwaarloosd, die op zijn beurt belangrijk kan zijn bij de temperatuursdemping overdag [1][19]. Figuur 4.5. knoop
TRNSYS Zone
zone
Figuur 4.5: TRNSYS model volgens prEN ISO 13791:2004
Om deze reden, en om de gevoeligheid van het model te controleren, wordt de invloed op de simulatieresultaten nagegaan afhankelijk van de manier waarop het model wordt gedimensioneerd. Een tweede methode om de geometrische eigenschappen van het model vast te leggen wordt voorgeschreven in de Belgische norm NBN B62 – 003. Deze methode raadt het gebruik van externe afmetingen, voor ieder constructie – element, aan. Een derde mogelijkheid wordt beschreven in de ISSO waarbij de verschillende geometrische eigenschappen bepaald dienen te worden op basis van de hartlijnafstanden tussen de verschillende elementen.
Voor elk van deze scenario’s en voor ieder constructie – element worden de gewijzigde TRNSYS oppervlaktes gegeven in onderstaande tabel. Hierbij wordt uitgegaan van een gelijkblijvend raamoppervlak zoals deze toegepast tijdens de validatie en een gelijkblijvend kantoor – en plenumvolume. In de tabel stelt BW een binnenwand voor. Tabel 4.14.
Simulatie
95
Plafond
Vloer
BW
BW
BW
Gevel
Links
Rechts
Achter
prEN ISO 13791:2004 A [ m² ]
41,54
36,72
19,18
19,18
27,86
26,64
21,13
28,64
34,42
20,16
28,25
30,68
NBN B62 – 003 A [ m² ]
46,55
41,59
21,13 ISSO
A [ m² ]
44,02
39,13
20,16
Tabel 4.14: Volume – en oppervlakteveranderingen per scenario in TRNSYS
De kantoorbezetting vindt plaats tussen 8.00h en 18.00h. De in werking zijnde technieken en de en interne warmtewinsten zijn dezelfde zoals deze gebruikt bij de validatie van beide modellen. Verder wordt het kantoor beschouwd als een Alpha - type kantoor/gebouw. De invloed op de TRNSYS simulatieresultaten wordt gegeven in onderstaande tabel en grafiek. De vermelde relatieve toe – of afname van de GTO – uren gelden hierbij ten opzichte van het basismodel. Tabel 4.15 en grafiek 4.3.
ATG [h]
Koelvraag
Dimensionerings –
GTO
keuze
[h]
-
-C
-B
A
+B
+C
+
kWh/m²
prEN ISO 13791:2004
88
0
2
95
890
41
10
4
0,97
NBN B62 – 003
66
0
0
129
878
23
12
0
1,02
(75%) ISSO (1994)
75
(105%) 0
0
120
879
30
13
(85%)
0
0,99 (102%)
Tabel 4.15: TRNSYS simulatieresultaten per scenario
Simulatie
96
Grafiek 4.3: Relatieve TO – uren ten opzichte van vaste temperatuursgrenzen (TRNSYS – model)
Uit het bovenstaande volgt dat de dimensioneringskeuze van het TRNSYS – model een niet te verwaarlozen invloed heeft bij de simulatie van het binnenklimaat en de daarmee gepaard gaande evaluatie van het thermisch comfort en technieken. De methode voorgesteld door de NBN B62 – 003 blijkt het aantal GTO – uren met 25% te laten afnemen in vergelijking met de werkwijze voorgesteld door de prEN ISO 13791:2004. Eenzelfde fenomeen wordt vastgesteld in grafiek 4.3 waarbij de TO – uren relatief worden gegeven ten opzichte van de beschouwde simulatieperiode. Hieruit blijkt dat de methode volgens de NBN B62 – 003 eveneens zorgt voor een afname van het aantal TO – uren, hetzij in mindere mate. Deze afname kan oplopen tot 10%. Logischerwijze zijn de relatieve TO – uren en het aantal absolute GTO – uren, behorende bij de ISSO dimensionering, gelegen tussen beide voorgaande methodes. Worden daarentegen de verschillende ATG - grenzen in beschouwing genomen, dan wordt vastgesteld dat de drie verschillende scenario’s ongeveer eenzelfde comfort creëren. Immers, het aantal uren waarbij de operatieve temperatuur gelegen is in de comfortzone B, is voor de drie methodes ongeveer steeds dezelfde.
De verklaring voor de afname van de TO en GTO – uren kan gevonden worden in het feit dat, afhankelijk van de dimensioneringskeuze, de hoeveelheid aan beschikbare thermische massa toeneemt. Zoals vastgesteld in [1], blijkt een toename aan blootgestelde massa de kans op een goed thermisch comfort te verhogen (GTO < 150h). Met andere woorden, een afname van het aantal GTO en TO – uren. Deze afname van GTO en TO – uren kan als volgt worden verklaard; afhankelijk van de manier waarmee de verschillende interne vlakken worden gedimensioneerd, neemt het contactvlak tussen binnenlucht en intern vlak toe in vergelijking met het basisgeval. Simulatie
97
Door deze toename neemt eveneens de mate waarin overdag warmte in de constructie kan worden opgeslaan toe. Deze hoeveelheid warmte volgt uit (6) [1].
Qopslag = ∑ ρ ⋅ c ⋅ A ⋅ d penetratie ⋅ (θ s ,18h − θ s ,8h )
(6)
Aangezien de dimensioneringsmethodes enkel betrekking hebben tot de afmetingen van de verschillende
constructie
–
elementen,
kunnen
hierdoor
de
verschillende
materiaaleigenschappen zoals de massadichtheid ρ, warmtecapaciteit c en de penetratiediepte van de warmtegolf (dpenetratie) als constant worden aanzien2. Wordt verder aangenomen dat het verschil in oppervlaktetemperatuur, bij het begin en einde van iedere werkdag, niet noemenswaardig verschilt per methode, dan blijkt de opslagcapaciteit van de constructie – elementen enkel af te hangen van hun dimensies. Hoe groter deze dimensies, des te groter de opslagcapaciteit.
Deze toename van de opslagcapaciteit, in combinatie met quasi gelijkblijvende interne warmte – en zonnewinsten, geeft overdag bijgevolg aanleiding tot efficiëntere demping van de binnenluchttemperatuur. Daarenboven neemt ook de ‘warmtelast’ per intern eenheidsoppervlak af. Dit laatste zorgt op zijn beurt voor lagere oppervlaktetemperaturen. Deze combinatie van zowel afnemende oppervlakte – als binnenluchttemperaturen zorgt bijgevolg voor een afname van de operatieve temperatuur. Dit verklaart meteen de afname van de GTO en TO – uren.
De variatie die optreedt bij de koelvraag is minder uitgesproken zoals deze die ontstaat bij de GTO – uren. De invloed op de koelvraag kan verklaard worden door gebruik te maken van (7) [16].
Q& koelvraag = Q& int erne _ warmtewinst + Q& zon + Q& transmissie + Q& ventilatie + Q& inf iltratie
(7 )
Indien wordt aangenomen dat de interne warmtewinsten en zonnewinsten ongeveer constant blijven, dan blijkt de koelvraag enkel af te hangen van de warmtewinst door transmissie, ventilatie en infiltratie. Deze laatste zijn allen functie van het temperatuursverschil tussen binnenlucht en buitenlucht of pulsietemperatuur. Aangezien de binnenluchttemperatuur bij een toename aan thermische massa afneemt, neemt hierdoor het temperatuursverschil toe en
2
dpenetratie =
λ ⋅ T met l de warmtegeleidingscoëfficiënt [ W/mK ] en T de cyclusperiode gedurende π ⋅ ρ ⋅c
dewelke warmte in de constructie wordt opgeslaan [14].
Simulatie
98
bijgevolg ook de respectievelijke warmtewinsten. Met andere woorden, een toename in koelvraag.
Net zoals het TRNSYS – model, wordt het VOLTRA – basismodel aangepast volgens de bovenvermelde dimensioneringsmethodes. Hierbij worden enerzijds de raamdimensies en anderzijds de luchtvolumes voor de kantoor – en plenumruimtes behouden zoals in het oorspronkelijke model. Enkel de afmetingen van de verschillende constructie – elementen worden per scenario aangepast volgens tabel 4.14. Figuur 4.6.
a
b
Figuur 4.6: Modellering VOLTRA – model volgens prEN ISO 13791:2004 (a) en NBN B62 – 003 (b)
De invloed op de simulatieresultaten ten gevolge van bovenvermelde dimensioneringsmethodes wordt in onderstaande grafiek weergegeven. Hierbij worden de TO – uren relatief gegeven ten opzichte van de beschouwde bezettingsperiode. Grafiek 4.4.
Grafiek 4.4: Relatieve TO – uren ten opzichte van vaste temperatuursgrenzen (VOLTRA – model)
Simulatie
99
Uit de bovenstaande grafiek volgt dat het VOLTRA - model zeer gevoelig reageert op de manier waarmee de verschillende constructie – elementen worden gedimensioneerd. Het verschil in TO – uren kan oplopen tot ongeveer 15%. Verder wordt eenzelfde resultaat vastgesteld zoals bij het TRNSYS – model. Namelijk een toename van de hoeveelheid thermisch massa geeft overdag aanleiding tot een betere demping van de ruimtetemperatuur. Dit blijkt uit de afname van het aantal TO – uren. Bovenvermelde resultaten dienen echter wel kritisch te worden opgevat. Dit omdat de VOLTRA simulatieperiode slechts een beperkte periode beslaat in vergelijking met deze toegepast in TRNSYS.
Om na te gaan in welke mate één van beide modellen het gevoeligst reageert op de dimensioneringsmethode, worden de relatieve TO – uren die volgen uit TRNSYS vergeleken met deze uit VOLTRA voor eenzelfde simulatieperiode. Hiertoe worden de TRNSYS simulaties opnieuw uitgevoerd met eenzelfde modelrandvoorwaarden. Dit is met afwezigheid van externe zonneweringen. Grafiek 4.5.
Grafiek 4.5: Relatieve TO – uren volgens TRNSYS voor eenzelfde simulatieperiode zoals in VOLTRA
Worden grafiek 4.4 en 4.5 naast elkaar gelegd, dan blijkt hieruit dat TRNSYS gevoeliger reageert dan VOLTRA afhankelijk van de manier waarop de constructie – elementen worden gekarakteriseerd. Daar waar het verschil in TO – uren in het VOLTRA – model opliep tot ongeveer 15%, blijken deze in het TRNSYS – model, voor eenzelfde simulatieperiode en randvoorwaarden, op te lopen tot 25% en meer. Een verklaring voor dit verschil kan gevonden worden in het feit dat beide programma’s het model op een andere manier benaderen. Zo beschouwt TRNSYS iedere zone als begrensd door een aantal vlakken zonder rekening te houden met hun onderlinge verbinding. Op deze manier weet TRNSYS bijvoorbeeld niet dat ter hoogte van bepaalde vlakken een zogenaamde bouwknoop wordt gevormd. Op deze manier Simulatie
100
worden de ingevoerde oppervlaktes ten volle benut bij het in rekening brengen van de mogelijke warmteopslag. Wordt bijgevolg gebruik gemaakt van de dimensioneringsmethode voorgesteld door de NBN B62 – 003, dan wordt ter plaatse van een bouwknoop de hoeveelheid thermische massa in TRNSYS als het ware dubbel ingerekend. Dit verklaart bijgevolg de sterkere afname van het aantal TO – uren bij het TRNSYS - model.
Tot slot wordt op basis van bovenvermelde berekende relatieve TO – uren, gezocht welke combinatie van methodes de beste overeenkomst biedt tussen beide programma’s. Hiertoe wordt per dimensioneringsmanier en per model, het aantal relatieve TO – uren onderling met elkaar vergeleken. Tabel 4.16.
TRNSYS NBN B62 – 003
ISSO
prEN ISO 13791:2004
prEN ISO 13791:2004
O L T R
NBN B62 – 003
V
ISSO
A
Tabel 4.16: Vergelijking relatieve TO – uren TRNSYS en VOLTRA – model Simulatie
101
Uit tabel 4.16 volgt dat de beste overeenkomst tussen beide modellen bereikt kan worden indien het TRNSYS - model wordt opgebouwd via de methode voorgeschreven door de prEN ISO 13791:2004 en het VOLTRA – model volgens de NBN B62 – 003. Bij deze combinatie worden immers de kleinste verschillen vastgesteld in het aantal relatieve TO – uren. Om deze redenen worden de verdere simulaties uitgevoerd met bovenvermelde dimensioneringsmethodes.
Besluitend kan gesteld worden dat de manier waarmee het model wordt opgebouwd, zowel in TRNSYS als VOLTRA, bepalend is bij de simulatie van het thermisch binnenklimaat. Bij de evaluatie van de verschillende technieken en het daaruit voortvloeiend thermisch comfort, dient hier voldoende aandacht aan te worden besteed. Eveneens is het zo dat een welbepaalde methode in TRNSYS geen aanleiding geeft tot eenzelfde resultaten zoals deze die volgen uit VOLTRA. Het verdient bijgevolg de voorkeur om in beide programma’s een voldoende aantal simulaties uit te voeren en onderling met elkaar te vergelijken alvorens definitieve conclusies te trekken. Zo dient men in TRNSYS bij de toepassing van de methode uit de NBN B62 – 003 steeds in het achterhoofd te houden dat men de werkelijke hoeveelheid aan thermische massa eigenlijk overschat en bij toepassing van de methode uit de prEN ISO 13791:2004 wordt de hoeveelheid materiaal deels onderschat.
Simulatie
102
4.4.2
Intern convectief warmtetransport
Naast een geschikte keuze van de dimensioneringsmethode, is eveneens de manier waarmee het convectief warmtetransport wordt gemodelleerd belangrijk. Dit warmtetransport tussen een intern vlak en aangrenzend fluïdum, in dit geval lucht, wordt eenduidig bepaald door de interne convectieve warmtetransportcoëfficiënt of kortweg genoteerd als de CHTC. Deze bepaalt in grote mate het thermisch binnenklimaat van een lokaal en heeft bijgevolg een sterke invloed op de voorspelling en evaluatie van het thermisch comfort. Deze coëfficiënt wordt bovendien gekenmerkt door het feit dat deze geen vaste materiaaleigenschap is, maar daarentegen verschilt van oppervlak tot oppervlak en bovendien varieert in de tijd.
In tegenstelling hiermee, wordt de CHTC door de prEN ISO 13791:2004 beschreven door middel van constante waarden afhankelijk van het beschouwde vlak, horizontaal of verticaal. Bij horizontale vlakken dient bovendien een onderscheid te worden gemaakt naargelang het plaatselijk luchtstromingsregime. Deze kan verticaal of horizontaal gelaagd zijn [20]. Zie ook 4.2.4. Figuur 4.7.
a
plafond of vloer
b
plafond o f vloer
Figuur 4.7: Verticale (a) of horizontaal gelaagde luchtstroming (b) (Novoselac, 2005)
Op basis van de drijvende kracht achter de luchtstroming, verantwoordelijk voor het convectief warmtetransport, kunnen globaal twee convectieregimes worden onderscheiden. Treedt de luchtstroming enkel en alleen op ten gevolge van een warmte – uitwisseling tussen oppervlak en aangrenzend fluïdum, met een densiteitverandering van de lucht tot gevolg, dan wordt gesproken over vrije of natuurlijke convectie. In het andere geval treedt de stroming van de lucht op ten gevolge van een extern opgelegde kracht, bijvoorbeeld door een ventilator. Hierbij wordt gesproken over gedwongen convectie. Indien beide convectieregimes samen optreden, ontstaat er een gemengde convectie.
In de literatuur [20], werden door meerdere auteurs verschillende CHTC - correlaties opgesteld afhankelijk van het optredende convectieregime. Deze werden afgeleid via een theoretische of experimentele manier of een via een combinatie van beide. Iedere van deze correlaties is Simulatie
103
toepasbaar voor een specifieke luchtstroming in een specifiek lokaal en ter plaatse van een specifiek oppervlak.
In het geval van natuurlijke convectie wordt de CHTC bepaald op basis van het heersende temperatuursverschil tussen het beschouwde oppervlak en de luchttemperatuur. Daarenboven dient ter plaatse van horizontale oppervlakken terug een onderscheid te worden gemaakt naargelang het plaatselijk luchtstromingsregime.
CHTC natuurlijk = C ⋅ (∆θ )
n
(7 )
In bovenstaande formule (7), zijn C en n semi – empirische coëfficiënten die ondermeer door Awbi & Hatton, Alamdari & Hammond en Khalifa werden bepaald [20]. In het geval van gedwongen convectie werden, ondermeer door Fisher en Pederson, eenzelfde CHTC - correlaties opgesteld in functie van de spoeling (ACH) van het lokaal.
CHTC gedwongen = C ⋅ ( ACH )
4/5
(8)
Hierbij is de coëfficiënt C afhankelijk van het type oppervlak (wand, vloer of plafond). Om uiteindelijk de gemengde convectie te karakteriseren, zoals deze optreedt bij mechanisch geventileerde lokalen, worden bovenstaande CHTC - correlaties gecombineerd zoals beschreven door Beausoleil – Morrison [20].
(
n n CHTC gemengd = CHTC natuurlijk + CHTC gedwongen
)
1/ n
(9)
Eveneens werden door Awbi & Hatton en Novoselac CHTC - correlaties opgesteld die de gemengde convectie karakteriseren.
In wat volgt wordt vooreerst de invloed op het thermisch comfort nagegaan afhankelijk van de toegepaste CHTC – correlatie. Hiertoe worden deze in het oorspronkelijke TRNSYS validatiemodel geïmplementeerd. Om tot een convergerende oplossing te komen, worden de oppervlakte – en binnenluchttemperaturen van iedere vorige tijdstap in rekening gebracht terwijl de outputparameters van de technieken (bv. pulsietemperatuur) van de huidige tijdstap worden gebruikt om de CHTC waarde op ieder ogenblik aan te passen. Volgens [17] worden de meest nauwkeurige resultaten verkregen indien een tijdstap van 30s wordt genomen. Naast Simulatie
104
bovenvermelde CHTC - correlaties wordt ook gebruik gemaakt van de interne CHTC berekening aangeboden door TRNSYS die enkel betrekking heeft op natuurlijke convectie. Verder worden eenzelfde bezettingsperiode en in werking zijnde technieken gebruikt zoals deze toegepast in 4.4.1.
Onderstaande tabel geeft de verschillende simulatieresultaten van het TRNSYS - model weer voor de verschillende CHTC - correlaties. Hierbij wordt het model, dat gebruik maakt van de CHTC’s vooropgesteld door de prEN ISO 13791:2004, gebruikt als basismodel. Tabel 4.17 en grafiek 4.6
ATG [ h]
Koelvraag
CHTC
GTO
Correlatie
[ h]
-
-C
-B
A
+B
+C
+
kWh/m²
prEN ISO 13791:2004
88
0
2
95
890
41
10
4
0,97
TRNSYS intern
120
0
1
37
933
50
10
11
1,02
(136%) Awbi & Hatton Natuurlijke convectie Awbi & Hatton Gemengde convectie Alamdari & Hammond
112
(105%) 0
3
75
899
48
8
9
(127%) 106
(102%) 0
3
70
895
57
8
9
(120%) 111
101
0,99 (102%)
0
3
66
899
57
8
9
(126%) Beausoleil - Morrison
0,99
1,02 (105%)
0
2
96
885
(112%)
43
12
4
0,68 (70%)
Tabel 4.17: Resultaat TRNSYS simulaties voor verschillende CHTC – correlaties
Grafiek 4.6: Relatieve TO – uren ten opzichte van vaste temperatuursgrenzen (TRNSYS – model) Simulatie
105
Uit tabel 4.17 volgt dat de keuze van de CHTC – correlatie in sterke mate invloed heeft op het aantal GTO – uren en bijgevolg op de interpretatie van het thermisch comfort. Afhankelijk van de gekozen correlatie kan het verschil in GTO – uren, ten opzichte van het basisgeval, oplopen tot 36%. Bij de relatieve TO – uren uit grafiek 4.6 blijkt het verschil in mindere mate uitgesproken te zijn, maar is het verschil nog steeds aanwezig. Worden daarentegen de bezettingsuren beschouwd die gelegen zijn binnen een zekere ATG – comfortzone, dan wordt vastgesteld dat iedere correlatie aanleiding geeft tot ongeveer hetzelfde aantal uren waarbij een goed comfort wordt gecreëerd. Dit zijn de bezettingsuren behorende tot kwaliteitsklasse B.
Een mogelijke verklaring voor het verschil in GTO en TO – uren kan gevonden worden in de formulering van de verschillende correlaties. Zo zijn de relaties voorgesteld door Awbi & Hatton (natuurlijke convectie), Alamdari & Hammond en TRNSYS enkel geldig in het geval een natuurlijke convectie wordt verwacht. Op deze manier wordt bijgevolg geen rekening gehouden met de gedwongen convectie die overdag optreedt ten gevolge de mechanische ventilatie. Deze gedwongen convectie wordt echter wel in rekening gebracht bij de Beausoleil – Morrison en Awbi & Hatton (gemengde convectie) correlaties door middel van het optredende ventilatievoud. Deze correlaties zijn dan ook van de vorm zoals weergegeven in formule (9). Hieruit volgt dat bij een gedwongen convectie steeds een hogere CHTC en bijgevolg een hogere warmteflux wordt voorspeld. Dit laatste geeft op zijn beurt aanleiding tot een lagere operatieve temperatuur en dus een afname van het aantal GTO of TO – uren. Eenzelfde conclusies werden ook al in [21] vastgesteld.
Uit het bovenstaande volgt dat een correcte keuze van de CHTC - correlatie doorslaggevend kan zijn bij de evaluatie van enerzijds het binnenklimaat en anderzijds de toegepaste technieken. Deze geschikte keuze volgt zowel uit de kennis van de optredende convectie stromingen langsheen de interne oppervlakken als uit de kennis van de aangeboden interne randvoorwaarden. Daarnaast is het ook zo dat een welbepaalde CHTC - correlatie slechts geldig is in bepaalde gevallen en op welbepaalde tijdstippen. Zo kunnen de natuurlijke convectie algoritmes van Awbi & Hatton slechts worden toegepast indien enkel een natuurlijke convectie zich voordoet. Treedt in dit geval de mechanische ventilatie in werking, dan zal deze correlatie aanleiding geven tot foutieve of te kleine CHTC waarden. Op basis hiervan stelde Beausoleil – Morrison een zogenaamd adaptief convectie algoritme op (ACA) [22]. Via dit algoritme wordt op ieder tijdstip en ter plaatse van ieder oppervlak het overheersend convectie regime bepaald (natuurlijk, gedwongen of gemengd) en wordt in combinatie met de interne randvoorwaarden de gepaste CHTC - correlatie geselecteerd en toegepast.
Simulatie
106
In tegenstelling tot TRNSYS, biedt VOLTRA niet de mogelijkheid een steeds variërende CHTC toe te kennen aan de verschillende interne of externe oppervlakken in functie van de aangeboden randcondities. De enige mogelijkheid bestaat erin een in de tijd constante CHTC te gebruiken die onafhankelijk
is van het optredende temperatuursverschil tussen
oppervlak
- en
binnenluchttemperatuur. Zie ook 4.2.4.
Om deze reden, en om een vergelijking tussen VOLTRA en TRNSYS mogelijk te maken, worden de TRNSYS simulaties opnieuw uitgevoerd met eenzelfde constante CHTC waarde zoals deze die in het VOLTRA model wordt toegepast. Dit is een convectieve warmtetransportcoëfficiënt van 3 W/m²K. Om net zoals bij het TRNSYS – model de gevoeligheid van het VOLTRA – model te controleren, afhankelijk van de toegepaste CHTC waarde, worden beide simulaties eveneens uitgevoerd met een hogere CHTC waarde gelijk aan 6 W/m²K. In onderstaande grafieken worden de simulatieresultaten van beide modellen weergegeven. Hierbij worden de relatieve TO – uren gegeven ten opzichte van de beschouwde simulatieperiode. Om tot representatieve TRNSYS simulaties te komen, wordt in beide modellen uitgegaan van eenzelfde randvoorwaarden. Hiertoe worden de TRNSYS simulaties uitgevoerd met de afwezigheid van een externe zonnewering. Grafiek 4.7.
a
b
Grafiek 4.7: Simulatieresultaten bij constante CHTC waarden in VOLTRA (a) en TRNSYS (b)
Uit bovenstaande grafiek volgt dat beide modellen met quasi eenzelfde gevoeligheid reageren op de gebruikte waarde van de CHTC. Zo zorgt een toename van de CHTC steeds voor een afname van de relatieve overschrijdingsuren. Hieruit blijkt dat zowel in VOLTRA als TRNSYS vooraf een geschikte keuze dient te worden gemaakt voor de CHTC ter modellering van het intern en/of extern convectief warmtetransport. Aangezien het convectief warmtetransport een niet te 107 Simulatie
onderschatten invloed heeft op de simulatie van het thermisch binnenklimaat, kan uit het voorgaande de voorkeur worden gegeven de simulaties uit te voeren met behulp van TRNSYS. Immers is het in VOLTRA niet mogelijk de CHTC per tijdstap automatisch te laten variëren in functie van de interne randcondities. Op dit vlak blijkt TRNSYS dus over een groot voordeel te beschikken.
Tot slot wordt gecontroleerd in welke mate het convectief warmtetransport in VOLTRA eventueel beter kan worden gemodelleerd. Hiertoe wordt per type vlak (horizontaal of verticaal) een bijkomende aangrenzende luchtzone ingevoerd die een eigen convectieve warmtetransportcoëfficiënt wordt toegekend. Figuur 4.8.
CHTC plafond CHTC vloer CHTC verticale wand
Snede
Kantoorzone
Figuur 4.8: Modellering convectief warmtetransport in VOLTRA
Voor de eenvoud wordt uitgegaan van de CHTC’s vooropgesteld door de prEN ISO 13791:2004. Op deze manier worden de verschillende interne verticale vlakken voorzien van een constante CHTC gelijk aan 2,5 W/m²K.
Ter plaatse van de horizontale vlakken stelt zicht echter een probleem aangezien op deze plaatsen de CHTC afhankelijk is van het plaatselijk luchtstromingsregime. Dit stromingspatroon is op zijn beurt ondermeer afhankelijk van het heersende temperatuursverschil tussen binnenlucht - en oppervlaktetemperatuur. Aangezien het VOLTRA - model niet voorzien kan worden van een automatisch gestuurde externe zonnewering, tenzij deze constant aanwezig zou zijn, kan aangenomen worden dat tijdens de zomer de oppervlaktetemperatuur van de vloer overdag meestal hoger is dan deze van de binnenlucht. Immers, ten gevolge van de invallende en geabsorbeerde zonnestraling neemt deze oppervlaktetemperatuur snel toe. Dit laatste is weliswaar slechts geldig voor een beperkt deel van de vloer. Tijdens de nacht kan eenzelfde fenomeen worden aangenomen. Tijdens deze periode wordt de opgeslagen warmte in de massa van de vloer immers terug afgegeven aan de reeds afkoelde binnenlucht. Hieruit volgt dat ter
Simulatie
108
plaatse van de vloer zicht voornamelijk een verticaal stromingsregime voordoet. Volgens de prEN ISO 13791:2004 stemt dit overeen met een CHTC gelijk aan 5 W/m²K.
Ter plaatse van het plafond is het probleem ingewikkelder. Zo zal de plafondtemperatuur bij het begin van de werkdag lager zijn dan de stijgende binnenluchttemperatuur. Naarmate de dag vordert zal deze geleidelijk toenemen waardoor de temperatuurskloof tussen binnenlucht – en plafondtemperatuur steeds kleiner wordt, om uiteindelijk tot boven de binnenluchttemperatuur te stijgen op het einde van de werkdag. Buiten de bezetting, of tijdens de nacht, doet zich een omgekeerd verschijnsel voor aangezien tijdens deze periode de plafondtemperatuur hoger is dan de binnenluchttemperatuur. Hieruit volgt dat het luchtstromingsregime ter plaatse van het plafond steeds varieert in functie van de tijd. Zo treedt overdag voornamelijk een verticale stroming op en tijdens de nacht een horizontale stroming. Aangezien voornamelijk wordt uitgegaan van het thermisch comfort tijdens de bezettingsuren, wordt daarom ter plaatse van het plafond eenzelfde CHTC aangenomen zoals ter plaatse van de vloer. Dit is een waarde gelijk aan 5 W/m²K. Opgemerkt dient te worden dat het voorgaande niet algemeen geldig is maar hier enkel ter vereenvoudiging wordt aangenomen wegens de beperkingen tot het modelleren van convectief warmtetransport.
Een tweede probleem dat zicht stelt bij de modellering, is het toekennen van een gekoppeld luchtdebiet tussen de kantoorzone en de bijkomende luchtzones in contact met de interne vlakken. Om aan dit probleem te verhelpen, wordt dit gekoppeld luchtdebiet bepaald als een fractie van het oorspronkelijk luchtdebiet waarmee de kantoorruimte wordt geventileerd. Deze fractie volgt uit de verhouding tussen het luchtvolume nabij een vlak en het oorspronkelijk kantoorvolume.
De invloed op de uiteindelijke resultaten van deze modellering worden in onderstaande grafiek weergegeven. Hierbij worden eveneens de relatieve TO – uren, behorende bij het oorspronkelijke model met een algemene CHTC gelijk aan 3 W/m²K, weergegeven alsook de relatieve TO – uren die volgen uit de TRNSYS simulaties die gebruik maken van de CHTC’s vooropgesteld door de prEN ISO 13791:2004. Grafiek 4.8 en grafiek 4.9.
Simulatie
109
Grafiek 4.8: Verloop ruimtetemperatuur oorspronkelijk VOLTRA – model en aangepast VOLTRA - model
Grafiek 4.9: Vergelijking relatieve TO – uren oorspronkelijk en aangepast VOLTRA – model en TRNSYS – model met CHTC’s volgens prEN ISO 13791:2004
Uit grafiek 4.9 volgt dat de ruimtetemperatuur buiten de bezetting meer afneemt in het aangepaste model dan bij het oorspronkelijke VOLTRA – model. Een mogelijke verklaring hiervoor is de hogere waarde voor de constante CHTC ter plaatse van de vloer en het plafond in vergelijking met het oorspronkelijke model. Op deze manier wordt de warmte, die tijdens de nacht door de massa wordt afgegeven, beter afgevoerd wegens de aanwezigheid van een grotere Simulatie
110
convectieve warmteflux. Het verschil in nachtelijke ruimtetemperaturen tussen beide modellen is weliswaar zeer miniem (0,3 à 0,5 °C), maar niet te verwaarlozen.
Overdag wordt een tegengesteldd verschijnsel vastgesteld. Daar waar globaal gezien een toename van de convectiecoëfficiënt kan worden aangenomen, ontstaat er overdag toch een toename van de ruimtetemperatuur. Dit blijkt duidelijk uit grafiek 4.8 waar een temperatuurstoename kan worden vastgesteld die kan oplopen tot 1°C. Een mogelijke verklaring kan gevonden worden in de opbouw van het model. Immers, wegens het voorzien van bijkomende luchtzones langsheen de interne wanden, neemt het beschikbare kantoorvolume als het ware af. Hiermee werd rekening gehouden bij de modellering van de mechanische en natuurlijke ventilatie, zoals hierboven vermeld. De interne warmtewinsten per m² vloeroppervlak daarentegen, behielden hun oorspronkelijke waarde. Aangezien deze warmtewinsten in het VOLTRA – model worden toegevoerd aan het afgenomen kantoorvolume, ontstaat hierdoor bijgevolg een toename van de hoeveelheid warmte per eenheidsvolume lucht. Dit laaste geeft op zijn beurt aanleiding tot een toename van zowel de binnenlucht – als operatieve binnentemperatuur.
Uit het voorgaande kan besloten worden dat een nauwkeurige modellering van het convectief warmtetransport in VOLTRA slechts in beperkte mate kan worden uitgevoerd. Dit is vooral te wijten aan de beperkingen opgelegd door VOLTRA die niet in staat is de CHTC per tijdstap opnieuw te berekenen. Op deze manier zou, net zoals bij TRNSYS, vooraf een geschikte keuze dienen te worden gemaakt naargelang de toe te passen CHTC waarde. Ook is het aan te raden meerdere simulaties met verschillende CHTC’s uit te voeren alvorens definitieve beslissingen te trekken omtrent het binnenklimaat.
Simulatie
111
4.4.3
Parameterinvloed
Naast een geschikte keuze van de toepasbare CHTC - correlatie, is eveneens de invloed van verschillende andere parameters belangrijk op de uiteindelijke simulatieresultaten. De belangrijkste en meest invloedrijkste parameters die het binnenklimaat en bijgevolg het thermisch comfort overdag bepalen, zijn enerzijds de graad van bezetting en anderzijds de spoeling ten gevolge van de MDV. Daarnaast wordt het binnenklimaat ook sterk beïnvloedt door de hoeveelheid directe zonnestraling die het kantoor betreedt. Deze zonnewinst wordt quasi volledig bepaald afhankelijk van de zontoetredingsfactor van de externe zonnewering en de manier waarop deze wordt geregeld.
In overeenstemming met [1] wordt de gevoeligheid van het TRNSYS - model op deze parameters bepaald voor drie significant verschillende CHTC - correlaties. Hiertoe worden deze parameters aangepast naar de waarden zoals weergegeven in onderstaande tabel. Daarenboven wordt enkel de GTO - methode gebruikt om de gevoeligheid van het model te controleren. In 4.4.2 werd immers vastgesteld dat de ATG - methode ongeveer eenzelfde resultaten geeft onafhankelijk van de gekozen correlatie. De vermelde relatieve toe – of afname van de GTO – uren in onderstaande tabel, gelden ten opzichte van het basisgeval dat gebruikt werd in 4.4.2. Tabel 4.18.
GTO – uren [ h ]
Parameter
prEN ISO 13791
Awbi & Hatton natuurlijk
Beausoleil-Morrison
88
112
101
58
62
64
(66%)
(55%)
(63%)
247
257
261
(281%)
(229%)
(258%)
100
97
108
(114%)
(87%)
(107%)
Ventilatievoud MDV:
111
111
120
1,0 h-1 i.p.v. 0,627 h-1
(126%)
(99%)
(119%)
80
79
89
(91%)
(71%)
(88%)
Basismodel Warmtewinst:
21,7
W/m²
i.p.v. 25,1 W/m² gzonnewering: 0,30 i.p.v 0,12 Controle zonnewering: 300 W/m² i.p.v. 200 W/m²
Infiltratievoud: 1,0 h-1 i.p.v. 0,473 h-1
Tabel 4.18: Parametergevoeligheid TRNSYS model
Simulatie
112
Uit tabel 4.18 volgt dat de invloed van de verschillende parameters op het thermisch comfort van eenzelfde grootteorde kunnen zijn zoals de keuze van een CHTC - correlatie. Dit blijkt uit de soms sterke variatie in het aantal GTO – uren afhankelijk van de gekozen waarde voor een bepaalde parameter. In het geval van de zontoetredingsfactor van de externe zonnewering, kan het verschil oplopen tot 230 à 280 %. Bovendien blijkt een toename van de nachtelijke infiltratie een aanzienlijke afname te veroorzaken van het aantal GTO – uren tijdens de bezetting. Op deze manier komt duidelijk naar voor dat een passieve koeling van het kantoor, door middel van een natuurlijke nachtventilatie, het comfort overdag kan verbeteren.
Op eenzelfde manier wordt de gevoeligheid van het VOLTRA - model op deze verschillende parameters gecontroleerd. Wegens de beperking tot het simuleren van een automatisch gestuurde externe zonnewering, wordt hier enkel de invloed van de interne warmtewinsten, MDV en nachtelijke infiltratie nagegaan. In tegenstelling tot het TRNSYS – model, en om de aanzienlijke simulatietijd in VOLTRA te beperken, wordt hier enkel gebruik gemaakt van het geval waarbij zowel in VOLTRA als TRNSYS voorzien worden van een constante CHTC gelijk aan 3 W/m²K. In 4.4.2 werd immers vastgesteld dat beide programma’s met quasi eenzelfde gevoeligheid reageren op keuze van de contante CHTC coëfficiënt. In onderstaande grafieken worden de uiteindelijke simulatieresultaten weergegeven voor eenzelfde simulatieperiode. Hierbij wordt terug gebruik gemaakt van de relatieve TO – uren ten opzichte van de beschouwde bezettingsperiode. Eveneens worden de relatieve TO – uren, behorende bij het basismodel, weergegeven om zich een beeld te kunnen vormen over de gevoeligheid van beide modellen. Grafiek 4.10.
a
b
Grafiek 4.10: Parameter invloed op het VOLTRA (a) en TRNSYS - model (b) voor eenzelfde constante CHTC – waarde
Simulatie
113
Uit de bovenstaande grafieken blijkt dat het VOLTRA – model gevoeliger lijkt te reageren op een aanpassing van bepaalde parameters in vergelijking met TRNSYS. Dit volgt uit de grotere verschillen die optreden tussen de pieken van de staafdiagrammen van het VOLTRA - model. Daar waar het verschil in relatieve TO – uren bij TRNSYS oploopt tot 10 à 12%, worden voor eenzelfde temperatuursgrens bij VOLTRA verschillen opgetekend die oplopen van 15 tot 20%. Opgemerkt dient te worden, dat bovenstaande resultaten slechts betrekking hebben tot een beperkte periode. Zo is het mogelijk dat, indien beide simulaties meerdere weken zouden beslaan, bovenstaande pieken meer worden uitgemiddeld en de optredende verschillen niet meer zo uitgesproken zouden zijn.
Besluitend kan gesteld worden dat een voorafgaande keuze van verschillende parameters in sterke mate de latere voorspelling van het thermisch comfort bepalen. Dit zowel in VOLTRA als TRNSYS. In de meeste gevallen kunnen de interne warmtewinsten vooraf met een zekere nauwkeurigheid worden vastgelegd. Wordt op deze manier gewerkt met een vooropgesteld minimum- en maximumgrens voor de interne warmtewinst, dan kan men in combinatie met de verschillende aanwezige technieken een eerste indruk verkrijgen van het thermisch comfort dat kan worden gecreëerd. Op deze manier, en voor verschillende situaties zoals extreme weerscondities, kunnen de verschillende technieken worden bijgestuurd waar nodig. Hierbij mag echter de invloed van een geschikte keuze voor de CHTC – correlatie niet over het hoofd worden gezien. De invloed van de CHTC – correlatie op de simulatieresultaten kan immers van eenzelfde grootteorde zijn zoals de keuze van de verschillende parameters.
Simulatie
114
4.4.4
Zontoetreding
Naast de warmteproductie ten gevolge van het aanwezige personeel, de apparatuur en verlichting is de warmteproductie afkomstig van invallend diffuus en direct zonlicht ook belangrijk bij de simulatie van het binnenklimaat. Het kantoor bezit namelijk een zuidelijk gerichte gevel. In TRNSYS wordt het diffuus zonlicht automatisch via oppervlakte gewogen coëfficiënten verdeeld over de verschillende interne oppervlakken. Het direct zonlicht kan daarentegen op een viertal verschillende manieren worden gemodelleerd [17].
Een eerste mogelijkheid bestaat erin de directe zonnestraling op eenzelfde manier te verdelen zoals het diffuus zonlicht door middel van oppervlakte gewogen coëfficiënten. Deze methode wordt standaard door TRNSYS uitgevoerd. Een dergelijke verdeling is echter het minst nauwkeurig aangezien in dit geval zowel het plafond als de binnengevel voorzien worden van een zekere fractie direct zonlicht, wat in werkelijkheid niet het geval is.
Een tweede mogelijk bestaat erin vooraf, in de tijd constante, verdeelcoëfficiënten per intern oppervlak toe te kennen. Op deze manier wordt vermeden dat zowel het plafond als de binnengevel voorzien worden van een fractie direct zonlicht. De nodige voorwaarde luidt dat de som van de verschillende verdeelcoëfficiënten binnen een zone gelijk aan 1 dient te zijn. Volgens [17] mag aangenomen worden dat de vloer tot 40% van het totaal direct zonlicht ontvangt. De overige binnenwanden samen 60%. Indien echter het direct zonlicht dat via VOLTRA wordt gesimuleerd in beschouwing wordt genomen, dan volgt hieruit dat bovenstaande verdeelcoëfficiënten de fractie aan direct zonlicht voor bepaalde wanden overschat. Op basis hiervan worden volgende aangepaste verdeelcoëfficiënten gebruikt: Vloer 60%, linker binnenwand 10%, rechter binnenwand 30%, overige wanden en plafond 0%. Figuur 4.9.
(9.00h)
(13.00h)
(16.00h)
Figuur 4.9: Patronen direct zonlicht volgens VOLTRA op verschillende tijdstippen
Simulatie
115
Een derde mogelijkheid is gelijkaardig met de vorige methode. Het enige verschil is dat de verdeelcoëfficiënten nu berekend worden op basis van de stand van de zon en de positie en oriëntatie van het raam in de gevel. Op deze manier wordt afgestapt van een in de tijd constante verdeling van het directe zonlicht, maar wordt deze per intern oppervlak tijdsafhankelijk gemaakt [17].
Een vierde en laatste methode maakt gebruik van gelijkvormige, gediscretiseerde oppervlakken. Hiertoe wordt ieder intern oppervlak, met uitzondering van de binnengevel en plafond, verdeeld in een eindig aantal vlakjes met quasi gelijke afmetingen. Vervolgens wordt in functie van de stand van de zon en de positie en oriëntatie van het raam in de gevel, de fractie aan direct zonlicht die een gediscretiseerd vlakje bereikt, per tijdstap berekend. Het aantal vlakjes volgt uit de beperking opgelegd door TRNSYS die slechts een beperkt aantal ‘wanden’ per zone toelaat. Om deze reden wordt gekozen om het kantoor te verdelen in een raster van 7x8x4 vlakken (lengte x breedte x hoogte). Aangezien uit figuur 4.9 volgt dat de binnenwand, parallel met de gevel, geen direct zonlicht ontvangt, wordt hiertoe enkel de vloer samen met de linkse en rechtse binnenwand gediscretiseerd. Figuur 4.10.
Achterwand
Binnenwand rechts
Hoogte Breedte
Gevel
Lengte
Figuur 4.10: Discretisatie TRNSYS – model
In VOLTRA gebeurt de verdeling van het toetredend zonlicht automatisch door middel van een interne zonneprocessor. Deze verdeling is ondermeer afhankelijk van de reflectie – en absorptiecoëfficiënten van de verschillende interne oppervlakken, alsook van hun onderlinge zichtsfactoren. Om te controleren in welke mate één van de bovenvermelde methodes de beste overeenkomst biedt met VOLTRA, wordt uitgegaan van de in beide programma’s gesimuleerde Simulatie
116
geabsorbeerde totale zonnestraling per intern oppervlak. Dit is de absorptie van zowel het diffuus als direct zonlicht.
Uit het voorgaande volgen een vijftal scenario’s die in TRNSYS zullen worden gesimuleerd. Tabel 4.19.
Directe zonnestraling
Methode
Verdelingsmanier
Scenario 1
Diffuus
Oppervlakte gewogen
Scenario 2
Constant [x]
Scenario 3
Constant
Voer: 40%, Binnenwand:20%, Binnengevel en plafond: 0% Voer: 60%, Binnenwand links:10%, Binnenwand rechts: 30%
Scenario 4 Tijdsafhankelijk uniform
Op basis van: zonnestand, geometrie en oriëntatie raam. Tijdsafhankelijke verdeelcoëfficiënten per uniform vlak.
Scenario 5 Tijdsafhankelijk gediscretiseerd
Op basis van: zonnestand, geometrie en oriëntatie raam. Tijdsafhankelijke verdeelcoëfficiënt per gediscretiseerd vlak.
Tabel 4.19: Verschillende simulatiescenario’s in het TRNSYS – model voor de verdeling van het toetredend direct zonlicht
Voor scenario’s 1 tot en met 4 volstaat het VOLTRA – basismodel om de geabsorbeerde zonnestraling per intern vlak te bepalen en te vergelijken met deze die volgen uit de TRNSYS simulaties. Om te zien in welke mate scenario 5 overeenstemt met VOLTRA, wordt hiertoe het VOLTRA – model op eenzelfde manier gediscretiseerd. Dit wil zeggen dat zowel de vloer als de overeenkomstige verticale wanden worden verdeeld in een aantal gelijkvormige vlakjes waarvan de afmetingen dezelfde zijn zoals deze die in het TRNSYS - model werden ingevoerd. Aangezien deze discretisatie in VOLTRA aanleiding geeft tot een sterke toename van het aantal zichtsfactoren, en bijgevolg rekentijd, wordt uitgegaan van een vereenvoudigd VOLTRA – model. Dit is eenzelfde model zoals het basismodel wat geometrie en oriëntatie van de wanden en ramen betreft, maar waarbij de laagopbouw van de verschillende constructie – elementen wordt verwaarloosd. Op deze manier worden de constructie – elementen enkel ingevoerd op basis van hun dikte. Rekening dient te worden gehouden dat de absorptie of reflectiecoëfficiënt van ieder intern oppervlak dezelfde dient te zijn zoals deze uit het TRNSYS - model. Figuur 4.11.
Simulatie
117
Gevel
( Vloer )
(Verticale wand)
Figuur 4.11: Discretisatie VOLTRA – model overeenkomstig TRNSYS – model
In onderstaande grafieken worden, voor twee kritieke interne vlakken, de geabsorbeerde zonnefluxen weergegeven per scenario. Dit is voor de vloer en de rechtse interne binnenwand. Enkel voor scenario 5 worden de zonnewinsten weergegeven voor één enkel gediscretiseerd vlakje gelegen centraal in het vlak van de vloer of interne rechtse wand. Tabel 4.20.
GEABSORBEERDE DIFFUSE EN DIRECTE ZONNESTRLING: VLOER Scenario 1
Scenario 2
Simulatie
118
Scenario 3
Scenario 4
Scenario 5
Tabel 4.20: Geabsorbeerde totale zonnestraling van de vloer in TRNSYS en VOLTRA
Uit bovenstaande tabel kunnen een aantal besluiten worden getrokken. Wordt de invallende directe zonnestraling in TRNSYS via in de tijd constante waarden of zoals het diffuus zonlicht verdeeld, dan blijkt TRNSYS de totale hoeveelheid geabsorbeerde zonnestraling te overschatten in vergelijking met VOLTRA. Het verschil kan oplopen tot 5 à 7 W/m². Wordt daarentegen deze Simulatie
119
verdeling vooraf berekend in functie van de stand van de zon en de oriëntatie en plaats van het raam in de gevel, dan wordt ongeveer eenzelfde resultaat verkregen zoals in het VOLTRA – model. Deze overeenkomst neemt toe indien die interne vlakken gediscretiseerd worden. Eenzelfde tabel kan opgesteld worden voor de rechtse binnenwand. Tabel 4.21.
GEABSORBEERDE DIFFUSE EN DIRECTE ZONNESTRLING: RECHTSE BINNENWAND Scenario 1
Scenario 2
Scenario 3
Simulatie
120
Scenario 4
Scenario 5
Tabel 4.21: Geabsorbeerde totale zonnestraling van een gediscretiseerd vlakje gelegen in het vlak van de rechtse binnenwand in TRNSYS en VOLTRA
Uit bovenstaande tabel volgt eenzelfde besluit zoals bij het voorgaande geval, namelijk de verdeling van het toetredend directe en diffuus zonlicht wordt in TRNSYS het best gemodelleerd via een tijdsafhankelijke fractieverdeling van het direct zonlicht. Op deze manier wordt de verdeling van het direct zonlicht, zoals deze die in VOLTRA optreedt, het best benaderd.
Aangezien bovenvermelde zonnewinsten in sterke mate de oppervlaktetemperatuur van de interne wanden bepalen, wordt op deze manier ook het convectief warmtetransport sterk beïnvloedt. Zo zullen voor de eerste vier scenario’s, waarbij in TRNSYS per intern uniform oppervlak een zekere fractie directe zonnestraling wordt toegekend, de stijging van de oppervlaktetemperatuur in ieder punt van dit oppervlak dezelfde zijn. Op deze manier zal de convectieve warmteflux over het gehele oppervlak overal gelijk zijn. Worden deze vlakken Simulatie
121
echter gediscretiseerd zoals in scenario 5 met een tijdsafhankelijke zonsverdeling, dan zal de oppervlaktetemperatuur per vlakje en per tijdstap verschillend zijn. Immers, een vlakje gelegen in de schaduw zal een oppervlaktetemperatuur bereiken die een weinig afwijkt van de binnenluchttemperatuur. Een vlakje gelegen in het vlak waarop het direct zonlicht schijnt zal daarentegen een hogere oppervlaktetemperatuur bereiken die sterker afwijkt van de binnenluchttemperatuur. Bijgevolg zullen beide vlakjes, per tijdstap, een verschillende convectieve warmteflux kennen [17]. Onderstaande grafiek geeft het verloop weer van de geabsorbeerde totale zonnestraling van drie uit elkaar liggende gediscretiseerde vlakjes gelegen in het vlak van de vloer. Hieruit blijkt duidelijk dat ieder vlakje op een verschillend tijdstip een andere oppervlaktetemperatuur zal bereiken. Grafiek 4.11.
Grafiek 4.11: Geabsorbeerde totale zonnestraling voor drie uit elkaar liggende gediscretiseerde vlakjes volgens TRNSYS
Voor elk van bovenvermelde scenario’s wordt de invloed op het thermisch binnenklimaat, en het daaraan gekoppelde thermisch comfort, nagegaan. Hiertoe wordt opnieuw gebruik gemaakt van de CHTC – correlaties zoals vermeld in 4.4.2. Om de simulatietijd te beperken wordt terug gekozen voor drie significant verschillende CHTC – correlaties, zijnde deze vooropgesteld door de prEN ISO 13791:2004, de natuurlijke convectie correlatie van Awbi & Hatton en de gemengde convectie correlatie van Beausoleil – Morrison. Onderstaande tabellen geeft de uiteindelijke invloed weer op het thermisch comfort per scenario. De vermelde relatieve toe – of afname van het aantal GTO – uren geldt terug ten opzichte van het basisgeval. Hierbij wordt het model met een automatische diffuse verdeling als basismodel beschouwd. Tabel 4.22, Tabel 4.23 en Tabel 4.24. Simulatie
122
Verdeling directe
GTO
ATG [h]
Koelvraag
zonnestraling
[h]
-
-C
-B
A
+B
+C
+
kWh/m²
Diffuus
99,11
0
0
83
884
57
14
4
0,97
Constant (1)
88,21
0
2
95
890
41
10
4
0,97
(89%) Constant (2)
87,22
(100%) 0
2
95
888
42
11
4
(88%) Tijdsafhankelijk
91,18
uniform
(92%)
Tijdsafhankelijk
93,16
discreet
(94%)
0,97 (100%)
0
2
84
885
56
12
3
0,97 (100%)
0
1
83
880
62
12
4
0,97 (100%)
Tabel 4.22: TRNSYS resultaten met CHTC – correlaties volgens prEN ISO 13791:2004
Verdeling directe
GTO
ATG [h]
Koelvraag
zonnestraling
[h]
-
-C
-B
A
+B
+C
+
kWh/m²
Diffuus
109,91
0
3
83
894
47
7
8
0,99
Constant (1)
111,86
0
3
75
899
48
8
9
0,99
(102%) Constant (2)
110,51
(100%) 0
3
76
898
48
8
9
(101%) Tijdsafhankelijk
110,38
(100%) 0
3
77
897
48
8
9
uniform (100%) Tijdsafhankelijk
119,56
discreet (109%)
0,99
0,99 (100%)
0
2
69
905
52
10
4
0,93 (94%)
Tabel 4.23: TRNSYS resultaten met CHTC – correlaties volgens Awbi & Hatton (natuurlijk)
Simulatie
123
Verdeling directe
GTO
ATG [h]
Koelvraag
zonnestraling
[h]
-
-C
-B
A
+B
+C
+
kWh/m²
Diffuus
100,33
0
2
95
884
44
13
4
0,68
Constant (1)
101,58
0
2
96
885
43
12
4
0,68
(101%) Constant (2)
101,34
(100%) 0
2
96
885
43
12
4
(101%) Tijdsafhankelijk
100,02
(100%) 0
2
96
885
44
11
4
uniform (100%) Tijdsafhankelijk
91,30
discreet
(91%)
0,68
0,68 (100%)
0
2
93
882
52
8
5
0,86 (127%)
Tabel 4.24: TRNSYS resultaten met CHTC – correlaties volgens Beausoleil - Morrison
Uit bovenstaande tabellen volgt dat wanneer het TRNSYS – model gebruik maakt van de prEN ISO 13791:2004 correlaties, het model het meest gevoelig reageert op de manier van waarmee het direct zonlicht wordt gemodelleerd. Het verschil in GTO – uren kan oplopen tot 12%. Een mogelijke verklaring hiervoor is dat in dit geval de CHTC onafhankelijk is van het temperatuursverschil tussen het beschouwde vlak en de binnenlucht. Verder blijkt dat, indien gebruik wordt gemaakt van de CHTC – correlaties van Awbi & Hatton (natuurlijk) of Beausoleil – Morrison, de simulatieresultaten het meest wijzigen indien het model wordt gediscretiseerd. Het verschil in GTO – uren kan oplopen tot ± 9%. Bovendien wordt via de Beausoleil – Morrison correlatie een afname van het aantal GTO – uren voorspeld, dit in tegenstelling met de Awbi & Hatton correlatie.
Een mogelijke verklaring hiervoor is dat bij een gediscretiseerd model, slechts enkele vlakjes per tijdstap een zekere hoeveelheid direct zonlicht ontvangen terwijl de overige als het ware in de schaduw zijn gelegen. Op deze manier bereiken deze beperkte hoeveelheid vlakjes een oppervlaktetemperatuur die sterk verschilt van de binnenluchttemperatuur terwijl het grootste deel aan vlakjes een oppervlaktetemperatuur bereikt die weinig verschilt van de binnenluchttemperatuur. Bovendien maakt TRNSYS geen onderscheid tussen gediscretiseerde vlakjes die in werkelijkheid in eenzelfde vlak zijn gelegen. Op deze manier wordt het beperkt aantal aan vlakjes, met een tijdelijk hoge oppervlaktetemperatuur, slechts voor een oppervlakte gewogen coëfficiënt ingerekend bij de berekening van de gemiddelde oppervlaktetemperatuur. Aangezien per tijdstap het grootste gedeelte aan gediscretiseerde vlakjes gelegen zijn in een schaduwzone, zal op deze manier de gemiddelde oppervlaktetemperatuur sterk neigen naar de 124 Simulatie
oppervlaktetemperatuur van deze vlakken gelegen in de schaduwzone. Hieruit volgt dat gedurende het grootste deel van de tijd het temperatuursverschil, tussen binnenlucht – en oppervlaktetemperatuur, klein zal zijn.
Wordt nu, voor de verschillende inwendige wanden, de convectieve warmteflux uitgezet in functie van het temperatuursverschil tussen oppervlak en binnenlucht, dan worden onderstaande grafieken bekomen. Grafiek 4.12. Hieruit blijk dat, voor een minimaal temperatuursverschil, zowel de Beausoleil – Morrison als de prEN ISO 13791:2004 correlatie steeds een hogere warmteflux voorspellen in vergelijking met de Awbi & Hatton correlatie. Hieruit volgt dat Beausoleil – Morrison een lagere ruimtetemperatuur creëert dan de Awbi & Hatton correlatie ingeval het model wordt gediscretiseerd. Dit verklaart het verschil in evolutie van het aantal GTO - uren
a
b
c
Grafiek 4.12: Convectieve warmtestroom ter plaatse van de wand (a) vloer (b) en plafond (c)
Uit het voorgaande volgt dat de modellering van het toetredend direct zonlicht, afhankelijk van de gebruikte CHTC – correlatie en afhankelijk van de modelleringsmethode, een niet te onderschatten invloed kan uitoefenen op het thermisch binnenklimaat. Vooral wanneer het model wordt gediscretiseerd kan het aantal GTO – uren tot 10% wijzigen in vergelijking met een model waarbij een eenvoudige en constante zonsverdeling wordt aangenomen. Echter kan men zich hierbij de vraag stellen of de arbeidsintensieve discretisatie van het TRNSYS – model opweegt tegen het uiteindelijke resultaat dat ermee wordt bekomen. Immers werd reeds in de voorgaande simulaties vastgesteld dat de simulatieresultaten in veel grotere mate beinvloedt worden door enerzijds de keuze van de CHTC – correlatie en anderzijds de keuze van de parameters. Simulatie
125
4.5
Koelplafond
Tot nu toe werd in de voorgaande gevallen geen rekening gehouden met de aanwezigheid van een actief werkend koelplafond. In hoofdstuk 3 werd immers vastgesteld dat deze tijdens de meetcampagne niet naar behoren functioneerde. Om toch een beeld te kunnen vormen in hoeverre het binnenklimaat en het thermisch comfort hierdoor worden beïnvloedt, worden zowel het VOLTRA als TRNSYS – model in hun plenum voorzien van een koelplafond onder de vorm van horizontale stralingspanelen. Deze nemen ongeveer 40% van het plafondoppervlak in beslag.
Wegens gebrek aan voldoende informatie betreffende het werkelijk aanwezige koelplafond, wordt vooraf de keuze gemaakt een koelplafond te simuleren die vandaag de dag op de markt wordt aangeboden. Hierbij wordt een beroep gedaan op [23]. Uiteindelijk werd besloten gebruik te maken van een “Varicool Spectra Light”, aangeboden door Group Jansen. De voornaamste eigenschappen worden in onderstaande tabel opgesomd. Voor eerdere simulaties en bevinden omtrent andere koelplafonds en dit koelplafond, wordt verwezen naar [23]. Tabel 4.25 en figuur 4.12.
Group Jansen: Varicool Spectra Light Koelcapaciteit (DIN 4715, ∆t = 10 K)3
± 95 W/m²
Koelwaterdebiet
17 l/h
Diameter koelleidingen
10 mm
Afstand tussen koelleidingen
90 mm
Toevoertemperatuur koelwater
15 °C
Tabel 4.25: Voornaamste eigenschappen koelplafond [23]
Figuur 4.12: Varicool Spectra Light [23] 3
Met ∆t het lineair temperatuursverschil dat overeenstemt met het temperatuursverschil tussen dat van het koelwater en de operatieve binnentemperatuur. Volgens EN 14240 kan hieruit benaderend de koelcapaciteit worden berekend door middel van Pa = k x ∆tn [x].
Simulatie
126
Daar zich tussen het werkelijk koelplafond en het eigenlijk plafond de plenumzone bevindt, wordt de simulatie in TRNSYS op eenzelfde manier uitgevoerd. Hiertoe wordt in het model de overeenkomstige optie, “with airgap”, aangevinkt. De overige eigenschappen die het stralingspaneel kenmerken, worden in overeenstemming met tabel 4.25 ingevoerd. In TRNSYS wordt de koeling, die door een combinatie van convectie en straling optreedt, berekend op basis van een warmtetransportcoëfficiënt (Uwrx). Deze kan op een drietal verschillende manieren worden bepaald. Een eerste methode bestaat erin deze vooraf zelf te berekenen en in te voeren als een constante waarde. Bij een tweede methode gebeurt de berekening automatisch aan de hand van het temperatuursverschil tussen de oppervlaktetemperatuur van het koelplafond en de gemiddelde temperatuur van het koelwater. Uiteindelijk wordt gekozen om de Uwrx te berekenen via de derde mogelijkheid waarbij gebruik wordt gemaakt van de koelcapaciteit van de stralingspanelen. Het koelplafond wordt in TRNSYS in beide hoofdzones aangebracht. Bijgevolg wordt per kantoorzone één koelplafond voorzien die 40% van het plafondoppervlak inneemt.
In VOLTRA kan het koelplafond op eenzelfde manier worden gesimuleerd door het toekennen van een vloeistofstroom in een materiaal. Hierbij heeft men de keuze het koelplafond sterk vereenvoudigd in te voeren, wat de rekentijd aanzienlijk kan beperken, ofwel volledig getailleerd. In ieder geval dient ervoor gezorgd te worden dat het contactoppervlak, tussen de koelleidingen en omgeving, overeenstemt met deze die in werkelijkheid optreedt. Dit is noodzakelijk aangezien in TRNSYS geen ronde doorsneden kunnen worden ingevoerd. In onderstaande figuur wordt een mogelijk vereenvoudigd model van het koelplafond gegeven. Hierbij stellen de lichtblauwe stroken de koelleidingen voor. Deze leidingen zijn voorzien van eenzelfde volume aan koelwater en eenzelfde contactoppervlak zoals de werkelijke koelleidingen. Weliswaar werden hier per strook 2 à 3 leidingen samen genomen. Figuur 4.13.
Figuur 4.13: Vereenvoudigd model koelplafond in VOLTRA
Jammer genoeg werd na talloze pogingen en verdere vereenvoudigingen vastgesteld dat het VOLTRA – model, met koelplafond, te zwaar bleek te zijn voor het beschikbare computergeheugen. Pas bij een zeer sterk vereenvoudigd model konden de berekeningen Simulatie
127
worden gestart. Echter werd vastgesteld, reeds bij de eerste tijdstap, dat de berekeningen niet convergeerden en het aantal iteraties onaanvaardbaar hoog opliepen. Om deze redenen wordt in wat volgt, enkel de simulatieresultaten besproken die volgen uit het TRNSYS – model.
De regeling van de werking van het koelplafond is dezelfde zoals beschreven in hoofdstuk 1. Hierbij wordt het koelplafond opgestart één uur voor de kantoorbezetting, en wordt deze terug uitgeschakeld één uur na de bezetting. Wordt tijdens deze periode, van 6.00h tot en met 19.00h, een plafondtemperatuur vastgesteld lager dan 15°C, dan worden de stralingspanelen terug uitgeschakeld. Verder worden tijdens de simulaties eenzelfde interne warmtewinsten en optredende spoelingen van het kantoor gebruikt zoals deze die werden toegepast bij de validatie van het model. Daarenboven wordt eenzelfde simulatieperiode aangenomen zoals toegepast in paragraaf 4.4. Dit is een periode gaande van 21 mei tot en met 30 september 2008 met een voorafgaande opstartperiode van een viertal weken.
Om de invloed op het thermisch comfort te controleren, wordt net zoals in voorgaande paragraaf, gebruik gemaakt van de GTO en ATG – methode met de operatieve binnentemperatuur als indicator.
4.5.1
Invloed thermisch comfort
Vooreest wordt de invloed op het thermisch comfort nagegaan. Hierbij wordt terug gebruik gemaakt van de CHTC – correlaties zoals deze vermeld in 4.4.2. Om de rekentijd te beperken, wordt het aantal simulaties beperkt tot een viertal CHTC – correlaties. Zijnde deze aangeboden door de prEN ISO 13791:2004, Awbi & Hatton (gemengde convectie), Beausoleil – Morrison en Novoselac. Bovenvermelde relaties hebben betrekking tot de modellering van gemengde convectie. Tijdens het grootste deel van de simulatieperiode kan immers worden aangenomen dat zich voornamelijk gemengde convectie zal voordoen. Verder worden de simulaties terug uitgevoerd met een tijdstap van 30s om tot een convergerende oplossing te komen.
In tegenstelling tot 4.4.2 wordt hier ook gebruik gemaakt van de CHTC – correlatie opgesteld door Novoselac. Uit de vier bovenvermelde relaties is dit algoritme immers het enige die aangepaste relaties voorstelt bij de aanwezigheid van een koelplafond [20]. In onderstaande tabel 4.26 worden de uiteindelijke simulatieresultaten weergegeven. De vermelde relatieve toe – of afname van het aantal GTO – uren, per CHTC – correlatie, gelden hierbij ten opzichte van het oorspronkelijke basisgeval. Dit basisgeval stemt overeen met de resultaten die volgden uit 4.4.2. Simulatie
128
ATG [ h]
Koelvraag
CHTC
GTO
Correlatie
[ h]
-
-C
-B
A
+B
+C
+
kWh/m²
prEN ISO 13791:2004
88
0
2
95
890
41
10
4
0,97
prEN ISO 13791:2004
40
0
6
176
840
17
3
0
1,23
Met koelplafond
(45%)
(127%)
Awbi & Hatton
106
0
3
70
895
57
8
9
0,99
Awbi & Hatton
49
0
5
96
915
17
7
0
1,32
Met koelplafond
(46%)
(133%)
Beausoleil - Morrison
101
0
2
96
885
43
12
4
0,68
Beausoleil - Morrison
38
0
10
234
779
16
3
0
1,06
Met koelplafond Novoselac
(38%) 56
(156%) 0
4
78
931
19
10
0
1,48
Tabel 4.26: Invloed koelplafond op simulatieresultaten
Uit de tabel blijkt duidelijk dat het voorzien van een koelplafond een aanzienlijke daling teweegbrengt van het aantal GTO – uren. Deze afname kan oplopen tot meer dan 60%. Eenzelfde verschijnsel wordt vastgesteld bij het aantal uren waarbij de operatieve temperatuur een welbepaalde ATG – grens over – of onderschrijdt. Hieruit volgt duidelijk de afname van de operatieve temperatuur aangezien het aandeel aan uren, waarbij de ondergrens van de kwaliteitsklasse A wordt onderschreden, sterk toeneemt. Zie tabel 4.27 op de volgende pagina. De afname van deze operatieve temperatuur kan eenvoudig worden verklaard. Enerzijds geeft de aanwezigheid van een koelplafond, met lage oppervlaktetemperatuur, aanleiding tot een afname van de totale gemiddelde oppervlaktetemperatuur van het kantoor en anderzijds ontstaat er door dit koelplafond een afname van de binnenluchttemperatuur door convectie en straling. Hieruit volgt automatisch de afname van de operatieve temperatuur. Verder wordt vastgesteld dat, afhankelijk van de gebruikte CHTC – correlatie, de afname van het aantal GTO – uren al dan niet meer uitgesproken is. Een verklaring hiervoor is terug het verschil in optredende convectieve warmteflux per CHTC – correlatie, zie ook 4.4.2.
Besluitend kan gesteld worden dat een koelplafond een gunstige invloed uitoefent op het thermisch zomercomfort. Deze zorgt immers voor een sterke afname van het aantal GTO – uren ten gevolge van een afnemende operatieve temperatuur. Voor dit specifieke geval blijft het thermisch comfort steeds gewaarborgd aangezien het aantal bezettingsuren, gelegen in de comfortzone B, voor ieder geval ongeveer dezelfde blijft. Simulatie
129
Met koelplafond
(gemengde convectie)
Beausoleil - Morrison
Awbi & Hatton
prEN ISO 13791:2004
Zonder koelplafond
Tabel 4.27: Afname operatieve temperatuur bij plaatsing koelplafond
Simulatie
130
4.5.1.1
Situatie bij gesloten ramen overdag
Tot nu toe werd steeds uitgegaan van de situatie waarbij enkel overdag een natuurlijke dwarsventilatie optrad ten gevolge van open ramen, zie ook hoofdstuk 3. In wat volgt wordt de invloed op het thermisch comfort nagegaan met de aanwezigheid van een koelplafond en de situatie waarbij de ramen overdag gesloten blijven. De uiteindelijke simulatieresultaten worden in onderstaande tabel weergegeven. De relatieve toe – of afname van de GTO – uren geldt ten opzichte van het basisgeval waarbij wel gebruik wordt gemaakt van een natuurlijke dagventilatie. Tabel 4.28.
ATG [ h]
Koelvraag
CHTC
GTO
Correlatie
[ h]
-
-C
-B
A
+B
+C
+
kWh/m²
prEN ISO 13791:2004
40
0
6
176
840
17
3
0
1,23
prEN ISO 13791:2004
260
0
0
0
192
404
233
213
0,00
Zonder NDV
(650%)
(0%)
Awbi & Hatton
49
0
5
96
915
17
7
0
1,32
Awbi & Hatton
296
0
0
0
110
309
316
307
0,00
Zonder NDV
(605%)
(0%)
Beausoleil - Morrison
38
0
10
234
779
16
3
0
1,06
Beausoleil - Morrison
275
0
0
0
214
392
221
215
0,00
Zonder NDV
(724%)
(0%)
Novoselac
56
0
4
78
931
19
10
0
1,48
Novoselac
324
0
0
0
87
222
322
411
0,00
Zonder NDV
(580%)
(0%)
Tabel 4.28: Invloed afwezigheid NDV op simulatieresultaten
Uit bovenstaande tabel volgt dat bij een gesloten stand van het raam tijdens de bezetting, er een drastische en ontoelaatbare toename ontstaat van het aantal GTO – uren. Hetzelfde wordt vastgesteld bij de verschillende ATG – grenzen, zelfs bij de aanwezigheid van het koelplafond. Er ontstaat met andere woorden een oververhitting in het kantoor. Een mogelijke verklaring hiervoor kan gevonden worden in de pulsietemperatuur. Zo wordt er tijdens warme dagen geen koeling gecreëerd door middel van het mechanisch ventilatiesysteem. In hoofdstuk 3 werd immers vastgesteld dat de pulsietemperatuur quasi evenredig toeneemt bij een toenemende buitenluchttemperatuur. Indien in dit geval de spoeling ten gevolge van de natuurlijke Simulatie
131
dagventilatie wegvalt, dan ontstaat er hierdoor geen toevoer aan verse en koudere buitenlucht en kan de binnenluchttemperatuur zeer snel en hoog oplopen. Om deze reden wordt gecontroleerd in welke mate het binnenklimaat zich wijzigt indien een pulsietemperatuur wordt gebruikt in overeenstemming met de stooklijn weergegeven in 1.3.4. De invloed van deze stooklijn op het thermisch comfort wordt weergegeven in onderstaande tabel. Hierbij wordt nog steeds uitgegaan van een gesloten stand van het raam overdag. De relatieve toe – of afname van de GTO – uren geldt terug ten opzichte van het basisgeval waarbij wel wordt gebruik gemaakt van een natuurlijke dagventilatie. Tabel 4.29.
ATG [ h]
Koelvraag
CHTC
GTO
Correlatie
[ h]
-
-C
-B
A
+B
+C
+
kWh/m²
prEN ISO 13791:2004
40
0
6
176
840
17
3
0
1,23
prEN ISO 13791:2004
35
0
0
0
876
165
1
0
0,00
Zonder NDV
(87,5%)
(0%)
Awbi & Hatton
49
0
5
96
915
17
7
0
1,32
Awbi & Hatton
65
0
0
0
744
256
42
0
0,00
Zonder NDV
(133%)
(0%)
Beausoleil - Morrison
38
0
10
234
779
16
3
0
1,06
Beausoleil - Morrison
26
0
0
0
916
126
0
0
0,00
Zonder NDV
(68%)
(0%)
Novoselac
56
0
4
78
931
19
10
0
1,48
Novoselac
86
0
0
0
638
322
82
0
0,00
Zonder NDV
(154%)
(0%)
Tabel 4.29: Invloed gebruik theoretische stooklijn voor de MDV en bij afwezigheid NDV
Uit bovenstaande tabel volgt dat indien gebruik wordt gemaakt van de werkelijke stooklijn voor de pulsietemperatuur en bij aanwezigheid van koelpanelen, een voldoende comfort kan worden gecreëerd tijdens de zomer (GTO < 150h). Dit zelfs bij gesloten ramen. Eventueel kan hiermee worden verklaard waarom in het kantoor, zelfs bij lage buitenluchttemperaturen, steeds de ramen in een geopende stand werden gezet. Immers, bij gesloten ramen en een niet werkend koelplafond, zou de binnenluchttemperatuur en bijgevolg de operatieve ruimtetemperatuur te hoog oplopen waardoor gedurende het grootste deel van de bezettingsperiode oververhitting zou optreden. Dit volgt duidelijk uit tabel 4.28.
Simulatie
132
4.5.2
Alternatieven
Tot slot worden in deze paragraaf twee mogelijke alternatieven beschouwd om tijdens de bezetting van het kantoor eenzelfde koeling te verkrijgen zoals deze die optreedt bij het gebruik van koelpanelen. Een eerste alternatief wijkt een weinig af van het hierboven vermelde koelplafond. Het enige verschil kan gevonden worden in het feit dat het koelplafond nu rechtstreeks tegen het eigenlijke plafond van het kantoor wordt geplaatst. Hierdoor wordt bijgevolg geen luchtvolume meer ingesloten tussen beide.
Een tweede alternatief is het gebruik van zogenaamde betonkernactivering (BKA). Dit is een verwarmings – of koelingsconcept dat gebruik maakt van watervoerende leidingen die verwerkt zijn in de vloer – of dakconstructie. Naargelang het seizoen, stook – of zomerseizoen, worden deze leidingen voorzien van water met een welbepaalde temperatuur die kan variëren tussen de 15°C en 25 °C. Op deze manier is men in staat de massa van het gebouw op een welbepaalde temperatuur te brengen waardoor deze op zijn beurt kan zorgen voor de nodige verwarming of afkoeling van de ruimtetemperatuur door middel van straling en convectie. Eén van de voornaamste voordelen van het systeem is dat een aangenaam binnenklimaat kan worden gecreëerd zonder dat hierbij tochtverschijnselen komen bij kijken. Dit in tegenstelling bij het gebruik van luchtgroepen. Daarenboven kan bij een continu gebruik van de BKA, het gebouw zowel tijdens de nacht als overdag op een quasi contante temperatuur worden gehouden waardoor temperatuurfluctuaties minder uitgesproken worden. Figuur 4.14.
Figuur 4.14: Principe betonkernactivering
Hiertegenover staat dat het gebruik van een verlaagd plafond wordt afgeraden aangezien de warmte of koude voornamelijk langs de onderzijde van het dak of de vloer wordt afgegeven. Om deze reden dient ondermeer de akoestische isolatie op een alternatieve wijze te worden aangebracht. Hierbij kan bijvoorbeeld gedacht worden aan eilandplafonds met akoestisch Simulatie
133
isolerend materiaal. Eveneens wordt het gebruik van BKA afgeraden in ruimtes met snel wisselende randcondities. Dit zijn bijvoorbeeld vergaderzalen of refters. De reden hiervoor is dat het materiaal, waarin de koelleidingen zijn aangebracht, nog steeds een grote thermische traagheid bezit waardoor de BKA zich echter traag aanpast. Deze koelleidingen worden meestal aangebracht in prefab of ter plaatste gestort beton.
Om te controleren in welke mate het thermisch comfort zich aanpast in functie van bovenvermelde koelingstechnieken, worden deze hiertoe in beide kantoorzones van het TRNSYS – model ingevoerd. Om het effect ervan te kunnen vergelijken met het oorspronkelijke koelplafond, wordt het koelplafond zonder luchtzone en de BKA met ongeveer eenzelfde eigenschappen zoals het oorspronkelijk koelplafond ingevoerd. Dit wil zeggen dat het oppervlak waarover deze technieken voor een zekere koeling zorgen, bij de drie types dezelfde is. Hetzelfde geldt voor de toevoertemperatuur van het koelwater, het koeldebiet en de tijdstippen waarbij deze in werking treden. Bij de BKA worden de leidingen ingevoerd met eenzelfde doorsnede en materiaaleigenschappen, en wordt aangenomen dat deze centraal in de betonmassa van de vloer, respectievelijk plafond, zijn gelegen. Figuur 4.15.
Waterdicht scherm Isolatieplaat
Laminaat
Hellingsbeton
Chape OSB - plaat
Druklaag
Druklaag
Spanbetongewelf Spanbetongewelf
Dakstructuur
Koelleiding (centraal)
Koelleiding (centraal)
Plafondstructuur
Figuur 4.15: BKA ter plaatse van het dak en de vloer
De invloed op de uiteindelijke simulatieresultaten wordt in onderstaande tabel weergegeven voor de vier verschillende CHTC – correlaties. De vermelde relatieve toe – of afname van het aantal GTO – uren geldt terug ten opzichte van het basisgeval. Dit is het model met het oorspronkelijke koelplafond en met de aanwezigheid van een natuurlijke ventilatie overdag, zie ook 4.5.1. In de tabel wordt het koelplafond weergegeven door de afkorting KP. Tabel 4.30.
Simulatie
134
ATG [ h]
Koelvraag
CHTC
GTO
Correlatie
[ h]
-
-C
-B
A
+B
+C
+
kWh/m²
prEN ISO 13791:2004
40
0
6
176
840
17
3
0
1,23
prEN ISO 13791:2004
31
0
5
193
829
15
0
0
1,26
KP tegen plafond prEN ISO 13791:2004 BKA
(78%) 14
(102%) 3
15
313
707
4
0
0
(35%)
1,68 (137%)
Awbi & Hatton
49
0
5
96
915
17
7
0
1,32
Awbi & Hatton
39
0
3
90
927
22
0
0
1,44
KP tegen plafond Awbi & Hatton BKA
(80%) 15
(109%) 2
12
204
814
10
0
0
(31%)
1,93 (146%)
Beausoleil - Morrison
38
0
10
234
779
16
3
0
1,06
Beausoleil - Morrison
29
0
8
225
765
14
0
0
1,10
Zonder NDV Beausoleil - Morrison BKA
(76%) 15
(104%) 1
31
395
610
5
0
0
(39%)
1,32 (125%)
Novoselac
56
0
4
78
931
19
10
0
1,48
Novoselac
45
0
3
81
936
19
3
0
1,57
KP tegen plafond Novoselac BKA
(80%) 19 (34%)
(106%) 1
7
136
885
13
0
0
2,07 (140%)
Tabel 4.30: Invloed thermisch comfort bij alternatieve koelingstechnieken
Uit bovenstaande tabel volgt dat het aantal GTO – uren, afhankelijk van de toegepaste koeltechniek, nog verder kan afnemen. Zo stelt men vast dat, indien het koelplafond rechtstreeks tegen het werkelijk plafond wordt geplaatst, de GTO – uren reeds met 20 à 25% dalen. Een mogelijke verklaring hiervoor is dat door de afwezigheid van een luchtzone tussen het koelplafond en werkelijk plafond, de bufferende werking van deze luchtzone wegvalt. Zo zullen de stralingspanelen niet enkel voor koeling zorgen van de kantoorzone, maar zal daarenboven ook het werkelijke plafond een zekere koeling ondervinden door straling. Op deze manier zal bij de afwezigheid van een luchtzone, de koeling van het betonnen plafond overdag meer uitgesproken zijn dan in geval wel een luchtzone aanwezig is. Uit het bovenstaande volgt dat bij
Simulatie
135
de afwezigheid van een plenumzone, de gemiddelde oppervlaktetemperatuur lager uitvalt en bijgevolg zo zorgt voor een lagere operatieve temperatuur.
Eenzelfde verschijnsel wordt vastgesteld indien gebruik wordt gemaakt van BKA. De afname van het aantal GTO – uren kan in dit geval oplopen tot 70%. Deze afname kan op eenzelfde manier worden verklaard zoals hierboven vermeld. Immers, bij BKA wordt het betreffende beton van het dak of vloer pakket rechtstreeks gekoeld door middel van de koelleidingen. In dit geval is de optredende afkoeling van het werkelijke plafond nog sterker aanwezig waardoor de gemiddelde oppervlaktetemperatuur nog sterker afneemt dan bij het vorige geval. Dit verklaart de grotere afname van het aantal GTO – uren.
4.5.2.1
Situatie bij gesloten ramen overdag
Tenslotte wordt net zoals bij het oorspronkelijke koelplafond, nagegaan in welke mate een goed comfort kan worden gecreëerd bij de situatie waarbij de ramen overdag gesloten blijven. Hiertoe wordt de natuurlijke dagventilatie uit het model verwijderd en wordt de pulsietemperatuur van de mechanische dagventilatie bepaald aan de hand van de theoretische stooklijn. Er werd immers vastgesteld dat, zelfs bij de aanwezigheid van een actieve koeling onder de vorm van koelpanelen, overdag snel een oververhitting ontstaat indien gebruik wordt gemaakt van de stooklijn gegeven door (5).
De uiteindelijke simulatieresultaten worden in onderstaande tabel 4.31 samengevat. Hieruit blijkt dat met de alternatieve koeltechnieken een zeer gunstig binnenklimaat kan worden gecreëerd. Dit volgt uit de zeer sterke afname van het aantal GTO – uren. Vooral ingeval BKA wordt toegepast, zou dit aanleiding geven tot een optimaal zomercomfort waarbij voor quasi de volledige zomerperiode aan een kwaliteitsklasse A kan worden voldaan. Althans volgens de simulaties en met de aanname dat de BKA op een correcte manier werd gedimensioneerd. De sterke afname van het aantal GTO – uren, zowel bij een koelplafond bevestigd tegen het werkelijk plafond als bij het gebruik van BKA, kan terug verklaard worden door de optimale koeling die wordt verkregen van het kantoor. Door het rechtstreeks contact tussen het plafond en koelplafond enerzijds en het inwendig afkoelen van de vloer of dakmassa anderzijds, wordt de oppervlaktetemperatuur van het plafond en/of vloer op deze manier tijdens de bezetting steeds laag gehouden. Een lage oppervlaktetemperatuur in combinatie met een lage binnenluchttemperatuur, geeft bijgevolg aanleiding tot een lage operatieve temperatuur.
Simulatie
136
ATG [ h]
Koelvraag
CHTC
GTO
Correlatie
[ h]
-
-C
-B
A
+B
+C
+
kWh/m²
prEN ISO 13791:2004
35
0
0
0
876
165
1
0
0,00
prEN ISO 13791:2004
19
0
0
0
923
119
0
0
0,00
KP tegen plafond prEN ISO 13791:2004 BKA
(54%) 4
(0%) 0
1
31
1010
0
0
0
(11%)
0,00 (0%)
Awbi & Hatton
65
0
0
0
744
256
42
0
0,00
Awbi & Hatton
42
0
0
0
836
201
5
0
0,00
KP tegen plafond Awbi & Hatton BKA
(65%) 5
(0%) 0
0
24
993
25
0
0
(8%)
0,00 (0%)
Beausoleil - Morrison
26
0
0
0
916
126
0
0
0,00
Beausoleil - Morrison
10
0
0
0
951
91
0
0
0,00
Zonder NDV Beausoleil - Morrison BKA
(38%) 2
(0%) 0
3
53
986
0
0
0
(8%)
0,00 (0%)
Novoselac
86
0
0
638
638
322
82
0
0,00
Novoselac
56
0
0
0
753
262
27
0
0,00
KP tegen plafond Novoselac BKA
(65%) 8 (9%)
(0%) 0
0
19
929
92
2
0
0,00 (0%)
Tabel 4.31: Invloed gebruik theoretische stooklijn voor de MDV en bij afwezigheid NDV
4.5.3
Besluit
Algemeen kan worden besloten dat het gebruik van een actieve koeltechniek onder de vorm van koelpanelen of betonkernactivering, steeds een gunstige invloed heeft op het thermisch comfort. Dit volgt uit de soms sterke afname van het aantal GTO – uren ten opzichte van de basissituatie zonder actieve koeling. Verder blijkt dat tijdens de bezetting een voldoende comfort kan worden gecreëerd indien het kantoor actief wordt gekoeld, zelfs bij gesloten ramen. Voorwaarde hierbij is dat de pulsietemperatuur van de mechanische dagventilatie dient overeen te stemmen met de theoretische stooklijn. Indien dit niet het geval is, is de kans op oververhitting tijdens de zomer uitermate groot en onaanvaardbaar. Simulatie
137
HOOFDSTUK 5 Besluitvorming
5
BESLUITVORMING
Bij de beoordeling van het thermisch binnenklimaat dat optrad tijdens de zomer van 2008 in twee typekantoren, die deel uitmaken van het Unilin Flooring kantoorgebouw, werden in dit eindwerk voornamelijk twee methodes naar voor geschoven.
Een eerste methode bestond erin de binnenklimaatcondities vast te leggen door middel van een experimentele meetcampagne. Op deze manier werd de mogelijkheid gecreëerd om enerzijds het thermisch zomercomfort te evalueren en anderzijds de werking van de verschillende technieken te toetsen aan hun oorspronkelijk regelbeschrijf. Op basis hiervan werd vastgesteld dat het merendeel van de voorziene technieken naar behoren functioneerde. Enkel bij de mechanische ventilatie en de aanwezige koelpanelen werd een afwijkende werking opgetekend. Daar de mechanische ventilatie oorspronkelijk bedoeld was om enerzijds een hygiënisch ventilatiedebiet te voorzien aan de kantoren en anderzijds te zorgen voor een koeling tijdens warme zomerdagen, werd vastgesteld dat deze koeling allesbehalve aanwezig was. Zo werd vastgesteld dat de pulsietemperaturen, waarmee het verse luchtdebiet werd aangevoerd, evenredig toenam met de stijgende buitentemperaturen. Het gevolg hiervan werd duidelijk weergegeven bij de evaluatie van het thermisch zomercomfort. Zo werd enkel in het individuele kantoor, op basis van de TO – uren, een aangenaam thermisch binnenklimaat vastgesteld terwijl in het landschapskantoor op geregelde tijdstappen oververhitting optrad. Grafiek 5.1.
Grafiek 5.1: Evaluatie thermisch zomercomfort individueel – en landschapskantoor
Besluitvorming
139
De voornaamste reden voor dit verschil in thermisch comfort is hoofdzakelijk te wijten aan de afwezigheid van een natuurlijke dagventilatie in het landschapskantoor en het niet werken van het koelplafond. Op deze manier wordt de temperatuursstijging ten gevolge van de hoge pulsietemperaturen niet gecompenseerd door enerzijds de toevoer van verse en frissere buitenlucht en anderzijds het creëren van hogere binnenluchtsnelheden.
Een tweede methode die werd toegepast om het thermisch binnenklimaat te evalueren, bestond erin gebruik te maken van twee verschillende dynamische multi – zone simulatieprogramma’s. Hiertoe werd in TRNSYS en VOLTRA een simulatiemodel van het individueel kantoor opgebouwd waarbij steeds rekening werd gehouden met de resultaten uit de vorige hoofdstukken. Om zeker te zijn dat het simulatiemodel in beide programma’s daadwerkelijk met de werkelijkheid overeenkwam, werden de simulatieresultaten onderling vergeleken met de resultaten uit de meetcampagne en met elkaar. Deze validatie gaf de mogelijkheid verschillende invloeden op het thermisch binnenklimaat te onderzoeken en onderling met elkaar te vergelijken.
Vooreerst werd vastgesteld dat het simulatiemodel in beide programma’s niet noodzakelijk op eenzelfde wijze dient gedimensioneerd te worden. Afhankelijk van de methode waarmee de geometrische eigenschappen van het model werden vastgelegd, konden sterke variaties bij voorspelling en evaluatie van het thermisch comfort optreden. Daarnaast bleek de manier waarop het binnenklimaat werd gevormd, ook sterk bepaald te worden door de wijze waarmee het convectieve warmtetransport werd gemodelleerd. Om deze reden verdient het de voorkeur vooraf reeds grondig onderzoek uit te voeren, al dan niet gebaseerd op eerdere ervaringen of voorafgaande simulaties, alvorens definitieve besluiten te trekken betreffende het thermisch comfort. Eenzelfde fenomeen werd vastgesteld indien in beide programma’s de invloed van verschillende gebouwkarakteristieken werd onderzocht. Hieruit bleek dat een voorafgaande keuze van deze karakteristieken, zoals de zontoetredingsfactor van de zonneweringen, een even grote invloed op de simulatieresultaten kon hebben zoals de keuze van CHTC – correlatie. Tot slot werd nagegaan in welke mate de modellering van het toetredend direct zonlicht, de uiteindelijke resultaten kon beïnvloeden. Zo werd vastgesteld dat een tijdsafhankelijke fractieverdeling van het invallend direct zonlicht in TRNSYS, de beste overeenkomst biedt met VOLTRA. Althans wat geabsorbeerde zonnestraling betreft. Bovendien bleek de invloed op het thermisch comfort per modelleringsmethode relatief beperkt te blijven en minder uitgesproken te zijn zoals de invloed van bijvoorbeeld de keuze van de gebouwkarakteristieken. Enkel indien het TRNSYS - model voorzien wordt van een tijdsafhankelijke fractieverdeling en bovendien gediscretiseerd wordt, is de invloed op de resultaten niet verwaarloosbaar.
Besluitvorming
140
Daar tijdens de evaluatie van de verschillende technieken werd vastgesteld dat het koelplafond niet naar behoren functioneerde, leek het interessant de invloed van dit koelplafond op de simulatieresultaten na te gaan. Hiertoe werd uitgegaan van horizontale stralingpanelen die ofwel rechtstreeks tegen het plafond werden geplaatst ofwel een zeker luchtvolume insloten met dit plafond. Bovendien werd de invloed van betonkernactivering in zowel het plafond als de vloer gecontroleerd. Uit de resultaten konden twee besluiten worden getrokken. Ten eerste, bij de aanwezigheid van een actieve koeling onder de vorm van koelpanelen of BKA, ontstaat er een drastische verbetering van het thermisch zomercomfort. Ten tweede werd vastgesteld dat een voldoende thermisch comfort in het individuele kantoor kon worden verzekerd indien geen natuurlijke dagventilatie in het kantoor werd voorzien. Voorwaarde hierbij was dat de pulsietemperaturen in dit geval overeen dienden te stemmen met deze die zouden volgen uit de vooropgestelde theoretische stooklijn. Was dit niet het geval, dan ontstond er in het individueel kantoor een drastische toename van het aantal oververhittingsuren.
Tot slot worden op basis van eigen ervaringen, opgedaan tijdens de verschillende simulaties, een aantal voor – en nadelen van beide simulatiepakketten opgesomd. VOORDELEN: TRNSYS: -
Relatief beperkte rekentijd
-
Mogelijkheid
tot
het
simuleren
van
het
convectief
warmtetransport en technieken in functie van de variërende interne randvoorwaarden -
Groot gamma aan outputgegevens
VOLTRA: -
Aanwezigheid interne zonneprocessor
-
Duidelijke weergave van de output (3D)
-
Eenvoudige opbouw model
-
Houdt rekening met hoekfactoren
NADELEN: TRNSYS:
Besluitvorming
-
Opbouw model kan ingewikkeld worden
-
Vereenvoudigde modellering zontoetreding
-
Houdt geen rekening met hoekfactoren
141
VOLTRA: -
Beperktheid
modellering
convectief
warmtetransport
en
technieken in functie van de variërende interne randvoorwaarden -
Benodigde rekentijd loopt snel op bij verfijning model
-
Operatieve temperatuur dient benaderend te worden gesimuleerd
-
Beperktheid aan outputgegevens
Op basis van het voorgaande kan uiteindelijk de voorkeur worden gegeven aan TRNSYS om tot een getrouwe simulatie van het binnenklimaat te komen. Enerzijds kan op deze manier een veel grotere periode worden gesimuleerd en anderzijds is de hoeveelheid aan beschikbare outputdata veel uitgebreider dan ingeval VOLTRA wordt toegepast. Daarentegen kan VOLTRA de voorkeur genieten indien gebouwdetails dienen te worden onderzocht. Dit kan het geval zijn bij
de
simulatie
Besluitvorming
van
vloerverwarming,
koudebruggen,
enzovoort.
142
LITERATUURLIJST (In volgorde van voorkomen)
[1]
Breesch, H. (2006). Natural Night Ventilation in Office Buildings: Performance Evaluation Based on Simulations, Uncertainty and Sensitivity Analysis. Doctoraatsthesis, Universiteit Gent, Faculteit Ingenieurswetenschappen. 189 p.
[2]
A. C. van der Linden, A. C. Boerstra, A. K. Raue (2002). Thermische behaaglijkheid als gebouwprestatie: Literatuuronderzoek naar recente wetenschappelijke ontwikkelingen. TU – Delft, Faculteit Civiele Techniek en Geowetenschappen. ISSO, Rotterdam. 99 p.
[3]
Van Thienen, M. (2005). Cursus Bouwfysica. KHBO – Oostende. 116 p.
[4]
Thermal Comfort (2002). Denmark, Ballerup, Innova AirTech Instruments A/S. 32 p.
[5]
Thermische behaaglijkheid als gebouwprestatie: Een nieuwe richtlijn voor thermische behaaglijkheid in (kantoor)gebouwen (2004). ISSO, Rapport 58.2. 89 p.
[6]
A. C. van der Linden, A. C. Boerstra, S. R. Kurvers, A. K. Raue (2002). Adaptieve Temperatuurgrenswaarden (ATG). ISSO 74: Een nieuwe richtlijn voor de beoordeling van het thermisch binnenklimaat. Deel 1: Theoretische achtergronden. 15 p.
[7]
Descamps,
F.,
Verheyen,
J.
(2007).
Nieuwe
technieken
in
de
klimatisatie.
Congressamenvatting, Daidalos Peutz, bouwfysisch ingenieursbureau. Vrije Universiteit Brussel. 34 p.
[8]
Leenders, J., Loonen, R., Mertens, E., Tuip, B., van der Heijden, M. (2004). Flexibel beheer en conditionering van gebouwen met meerdere gebruikers. Monumental Control. 83 p.
[9]
Zeile, W., Boxem, G. (2008). Ventilatie van Nederlandse scholen. TVVL Magazine, 37(4), p 52-57.
[10] Photoacoustic Spectroscopy (2002). Denmark, Ballerup, Innova AirTech Instruments A/S. 28 p. 143
[11] CEN. prEN 15241:2006(E) (2006). Ventilation for buildings – Calculation methods for energy losses due to ventilation and infiltration in commercial buildings. 26 p.
[12] De Paepe, M., Janssens, A. (2003). Thermo-hydraulic design of earth-air heat exchangers. Energy and buildings, 35, p 389 – 397.
[13] Reyntiens, W. (2008). Monitoring van het thermisch zomercomfort in het Gerechtsgebouw van Antwerpen. Afstudeerthesis, Universiteit Gent, Faculteit Ingenieurswetenschappen. 106 p.
[14] Delghust,
M.
(2008).
Valse
plafonds
bij
nachtventilatie:
Computergesteunde
haalbaarheidsstudie en optimalisatie. Afstudeerthesis, Universiteit Gent, Faculteit Ingenieurswetenschappen. 126 p.
[15] BIN. prNBN B 62 – 002 (2006). Thermal performances of buildings. Calculation of thermal transmittances of building components and building elements. Calculation of transmission and ventilation heat transfer coefficients (in Dutch). 211 p.
[16] TRNSYS 16.01. (2006). A transient system simulation program. Solar Energy Laboratory, University of Wisconsin.
[17] Goethals, K., Janssens, A., Laverge, J. (niet gepubliceerd). Sensitivity analysis of thermal predictions to the modeling of direct solar radiation entering a zone. Universiteit Gent, Faculteit Ingenieurswetenschappen. 8 p.
[18] VOLTRA v6.0w Manual. (2006). Computer program to calculate 3D & 2D transient heat transfer in objects described in a rectangular grid using the energy balance technique. Physibel. 52 p.
[19] Balaras, C. A. (1995). The role of thermal mass on the cooling load of buildings. An overview of computational methods. Energy and buildings, 24, 10 p.
[20] De Paepe, M., Janssens, A., Sacré, S. (niet gepubliceerd). Literature review of most used empirical convective heat transfer coefficients correlations in building design. Universiteit Gent, Faculteit Ingenieurswetenschappen, 29 p.
144
[21] Goethals, K., Janssens, A. (niet gepubliceerd). Sensitivity analysis of thermal performance to convective heat transfer at internal building surfaces. Universiteit Gent, Faculteit Ingenieurswetenschappen, 4 p.
[22] Beausoleil – Morrison, I. (2002). The adaptive simulation of convective heat transfer at internal building surfaces. Buildings and environment, 37, p 791 – 806.
[23] Janssens,
A.
(2009).
Cooling
Ceilings.
Universiteit
Gent,
Faculteit
Ingenieurswetenschappen. Permasteelisa Group. 66 p.
[24] De Paepe, M., Janssens, A., Sacré, S. (niet gepubliceerd). Comparision of CFD-calculated CHTC’s and empirical CHTC correlations found in literature at internal building surfaces. Universiteit Gent, Faculteit Ingenieurswetenschappen. 15 p.
[25] Beausoleil – Morrison, I. Modelling mixed convection heat transfer at internal building surfaces. CANMET Energy Technology Centre, Natural Resources Canada, Ottawa Canada. University of Strathclyde, Glasgow U.K. 8 p.
[26] Fredriksson, J., Sandberg, M. (2009). The effect of false ceiling on the cooling capacity of passive chilled beams. Building and Environment, 44, p 1426 – 1430.
[27] Olesen, B. W., Brager, G. S. (2004). A Better Way to Predict Comfort: The New ASHRAE Standard 55-2004. Center for Environmental Design Research, University of California, Berkeley, ASHRAE Journal. p 20 – 26.
[28] A. C. van der Linden, A. C. Boerstra, S. R. Kurvers, A. K. Raue (2002). Thermische behaaglijkheid als gebouwprestatie: Literatuuronderzoek naar recente wetenschappelijke ontwikkelingen. TU – Delft, Civiele techniek en Geowetenschappen. 99 p.
[29] Schietecat, J. (2004). Geintegreerd ontwerpen van gebouwen en HVAC – installaties (reglementering,
normen,
bestekken).
WTCB,
EnergieforumCeDuBo,
Powerpointpresentatie. 29 p.
[30] Artmann, N., Manz, H., Heiselberg, P. (2008). Parameter study on performance of building cooling by night-time ventilation. Renewable Energy. 10 p.
145
