Hoe datacenters efficiënter koelen?

Hoe datacenters efficiënter koelen? Tom Valcke

Promotor: prof. dr. ir. Michel De Paepe Begeleider: Bernd Ameel Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: werktuigkunde-elektrotechniek

Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. Jan Vierendeels Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Academiejaar 2011-2012

Hoe datacenters efficiënter koelen? Tom Valcke

Promotor: prof. dr. ir. Michel De Paepe Begeleider: Bernd Ameel Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: werktuigkunde-elektrotechniek

Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. Jan Vierendeels Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Academiejaar 2011-2012

De auteur en promotor geven de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delen ervan te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting uitdrukkelijk de bron te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze scriptie. The author and promoter give the permission to use this thesis for consultation and to copy parts of it for personal use. Every other use is subject to the copyright laws, more specifically the source must be extensively specified when using from this thesis. Gent, juni 2012 De promotor

Prof. dr. ir. Michel De Paepe

De begeleider

ir. Bernd Ameel

De auteur

Tom Valcke

Dankwoord Dit eindwerk is tot stand gekomen na een leerrijk jaar vol uitdagingen. Ik stond er echter niet alleen voor en kon bij verschillende mensen terecht voor raad en steun. Daarom is een woord van dank aan al deze mensen zeker op zijn plaats. Om te beginnen wil ik prof. dr. ir. Michel De Paepe, de promotor van mijn thesis, en ir. Bernd Ameel, mijn thesisbegeleider, bedanken voor de begeleiding tijdens de talrijke thesisvergaderingen doorheen het jaar. Verder wil ik met nadruk Jeroen Soenens van Ingenium en Bruno Raeymaekers van Arcadis bedanken voor de tijd die ze hebben vrijgemaakt en de moeite die ze hebben gedaan om hun kennis over datacenters met mij te delen. Ik kon steeds bij hen terecht voor antwoorden op mijn technische en praktische vragen. Daarnaast bedank ik ook Dieter Roefs van de Directie Informatie- en Communicatietechnologie (DICT) van de Universiteit Gent voor de rondleiding in het datacenter op Campus Sterre en voor het verschaffen van informatie over de installaties in dit datacenter. Als laatste wil ik ook mijn familie en vrienden bedanken die een steun waren bij het maken van deze thesis en tijdens de rest van mijn studententijd. In het bijzonder bedank ik mijn ouders voor kansen die ze mij gegeven hebben, mijn broer en zus, en ten slotte mijn opa voor de aanmoedigingen aan de zijlijn. Tom Valcke Gent, juni 2012

v

Overzicht Hoe datacenters efficiënter koelen? Tom Valcke Promotor: prof. dr. ir. Michel De Paepe Begeleider: ir. Bernd Ameel Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: werktuigkunde-elektrotechniek Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. Jan Vierendeels Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Academiejaar 2011-2012

Samenvatting Deze thesis gaat op zoek naar de meest efficiënte methoden om datacenters te koelen. Daartoe worden de energieprestatie en de financiële haalbaarheid van vier verschillende koeltechnieken vergeleken. De vier onderzochte koelmethoden zijn: een luchtgekoelde compressiekoelmachine met een ingebouwde mogelijkheid om aan free chilling te doen (superchiller); een heet water gestookte absorptiekoelmachine gevoed door een warmtekrachtkoppeling met gasmotoren (trigeneratie); luchtkoeling met een evaporatieve koeler (indirecte vrije koeling) en koeling rechtstreeks met buitenlucht (directe vrije koeling). Door middel van simulaties in TRNSYS wordt het energiegebruik van de koeltechnieken berekend voor een datacenter van 1500kW. De vergelijkingscriteria zijn: primaire energieconsumptie (PEC), primary energy usage effectiveness (EUEprim ) en total cost of ownership (TCO). Uit de simulaties blijkt dat directe vrije koeling zowel op energetisch als financieel vlak de meest interessante koeltechniek is, gevolgd door respectievelijk indirecte vrije koeling, superchillers en trigeneratie. Er is een belangrijke invloed van de belasting en de inlaattemperatuur van de lucht in de serverkasten op het aantal uren dat aan free chilling of vrije koeling kan gedaan worden en bijgevolg ook op de PEC, EUEprim en TCO. Verder is het verschil tussen trigeneratie-installaties en de overige installaties sterk afhankelijk van het rendement van de warmtekrachtkoppeling, de COP van de absorptiekoelmachine en de verhouding van de gas- en elektriciteitsprijs. Trefwoorden: datacenters, superchillers, trigeneratie, free chilling, vrije koeling vi

How can data centers be cooled more efficiently? Tom Valcke Supervisor(s): prof. dr. ir. Michel De Paepe, ir. Bernd Ameel Abstract—This thesis explores the most efficient cooling methods for data centers. For this purpose, the energy performance and the financial feasibility of four cooling techniques is compared. The investigated cooling methods are: an air-cooled vapor-compression chiller with a built-in ability to use free chilling (superchiller); a hot water fired absorption chiller powered by a cogeneration (CHP) installation with gas engines (trigeneration); air cooling with an indirect evaporative cooler (indirect free cooling) and cooling directly with outside air (direct free cooling). Through simulations in TRNSYS, the energy use of the cooling techniques has been calculated for a 1500kW data center. The simulations show that direct free cooling is both energetically and financilly the most attractive method, followed by indirect free cooling, superchillers and trigeneration respectively. The cooling load and the server inlet temperature have a significant influence on how many hours free chilling or free cooling can be used. The difference between trigeneration and the other installations highly depends on the efficiency of the gas engines, the COP of the absorption chillers and the ratio of the gas and electricity prices.

C. Trigeneration Figure 2 depicts the simulation model of the trigeneration installation. The hot return air is also cooled by the chilled water cooling coil of the IRCs. In normal operation, the chilled water transfers heat to the evaporator of the absorption chiller (ACM). The generator of the ACM is powered with hot water produced by the gas engines of the CHP. The condenser heat is absorbed by cooling water coming from a cooling tower. When the ambient air temperature is sufficiently low, the ACM and the CHP are shut down and the chilled water is directly cooled by the cooling water in a heat exchanger. CHP Hot water pump

ACM CONDENSER

Keywords—data centers, superchiller, free chilling, trigeneration, absorption chiller, free cooling

Buffer Cooling water pump Secondary chilled water pump

IRC

I. I NTRODUCTION

Cooling tower

With the increasing use of IT in our society, the worldwide energy demand of data centers increases rapidly. A significant part of this energy is used to cool these facilities. The need for efficient cooling therefore arises. More and more attention is paid on the application of waterside free chilling or airside free cooling (either direct or indirect). Because of the permanent cooling load, data centers might be a suitable application of trigeneration with absorption chillers. In this thesis, the energy performance and feasibility of four cooling techniques are compared. II. D ESCRIPTION OF THE SIMULATION MODELS A. Data center model The data center is considered as a point load transferring heat to the data center air. Only IT-load and cooling equipment is considered. Electrical power supply (UPS and PDU) other energy consumers (e.g. lighting) are not taken into account. The data center has a nominal cooling load of 1500 kW (equal to the electricity consumption of the IT-equipment). A constant temperature regime of the data center air is assumed. The server inlet temperature is kept constant at 25◦ C and the temperature difference across the servers is 12◦ C.

Heat exchanger (Free chilling) Server racks Chilled water

Air

Cooling water

Hot water

Figure 2. Simulation model - trigeneration

D. Indirect free cooling Figure 3 shows the principle of the indirect free cooling model. When the drybulb temperature of the outside air is sufficiently low, the hot air returning from the servers is entirely cooled by outside air in the indirect evaporative cooler (IEC) without using evaporative cooling. When de drybulb temperature gets to high, evaporative cooling is applied through adiabatic humidification of the outside air. If this is not sufficient, extra cooling is provided in a cooling coil with chilled water supplied by an external chiller. Outside air Secondary fan

Chilled water pump

Chiller

Cooling coil

Indirect evaporative cooler

B. Superchiller

Primary fan

Figure 1 shows a scheme of the simulation model of the superchiller installation. Hot air returning from the servers is cooled by chilled water in the ‘in row coolers’ (IRC). The chilled water is produced in a superchiller, which is modelled as a dry cooler (called ‘free chiller’) and an air-cooled chiller in series. Three operation modes exist: full free chilling, partial free chilling and full compression cooling. SUPERCHILLER Buffer

Air-cooled vaporcompression chiller

Free chiller

IRC

GENERATOR

Primary chilled water pump

Secondary chilled water pump

Primary chilled water pump

Chilled water Server racks

Figure 1. Simulation model - superchiller

Air

Server racks Chilled water

Primary air

Secondary air

Figure 3. Simulation model - indirect free cooling

E. Direct free cooling Figure 4 shows the simulation model for direct free cooling. In this cooling technique, outside air is mixed directly with the data center air. The amount of fresh air and extraction air is regulated by control valves in order to obtain the desired inlet temperature. When the drybulb temperature of the outside air becomes to high to cool the data center air sufficiently, a cooling coil provides extra cooling with chilled water coming from an external chiller. III. E VALUATION METHOD Three parameters are used to compare the cooling techniques: primary energy consumption (PEC), primary energy usage effectiveness (EUEprim ) and total cost of ownership (TCO).

Fresh air Chiller

Chilled water pump

Cooling coil

Primary fan

Primary fan Server racks Chilled water

Air

Figure 4. Simulation model - direct free cooling

A. Primary energy consumption (PEC) The PEC mainly consists of the electricity consumption by the ITequipment and the cooling equipment. The electricity consumption is converted to primary energy using a reference efficiency of 40%. In trigeneration, gas consumption and electricity production should also be taken into account. The electricity produced by the CHP is subtracted from the electricity consumption of the IT-equipment. B. Primary energy usage effectiveness (EUEprim ) The EUEprim is defined as the ratio of the PEC to the total electricity consumption of the IT-equipment, converted to primary energy using the reference efficiency.

The TCO brings into account the investment cost, operation/maintenance costs, energy costs and the cost of water consumption. The used gas price and electricity price are 44e/MWh and 110e/MWh respectively. The specific water cost is 1.5e/m3 . The TCO is calculated for a 20 year period, with a discount rate of 3%. IV. S IMULATION RESULTS A. Comparison under rated conditions In this thesis, rated conditions mean a constant cooling load of 1500kW and data center air temperature regime 25◦ C/37◦ C. The comparison of the PEC is shown in figure 5. Indirect and direct free cooling show the lowest PEC. The breakdown of the PEC for trigeneration is different from the others, because of the gas consumption and the electricity production. The ratio between the reference efficiency and the thermal and electrical efficiency strongly influences the difference between trigeneration and the other installations. 45,000

40,000

PEC [GWh/jaar]

7,8

4,3

3,1

32,9

32,9

30,000 28,9 25,000 20,000 15,000

32,9

10,000

6,7

5,000

6,1

0,000 Superchiller

Trigeneration

Netto primary energy consumption IT

Indirect free cooling

Cooling equipment

Direct free cooling

CHP (gas engines)

Figure 5. Comparison of PEC under rated conditions

In the comparison of the TCO (figure 6), the difference between the installations is larger because not only energy costs, but also maintenance and water consumption are taken into account. Here, the diference between trigeneration and the other installations depends strongly on the ratio between the gas and electricity prices.

TCO [M€]

With a lower cooling load, the cooling equipment can work at part load. Especially the primary fans, being the biggest electricity consumers, have a major power reduction in part load. In trigeneration, lower cooling loads result in a lower gas consumption, but also a reduced electricity production. For superchillers and (in)direct free cooling, the EUEprim decreases with lower cooling loads, i.e. cooling efficiency increases at part load. In trigeneration, EUEprim increases, so the cooling efficiency decreases at part load. However, actual part load behaviour of the equipment is not taken into account and a.o. UPS and lighting are not considered. If all this would be included, a decrease of efficiency can be expected for all installations. B.2 Rack inlet temperature When a higher rack inlet temperature is allowed, less cooling is necessary and also more free chilling or free cooling is possible. Furthermore, in trigeneration, more free chilling means less absorption cooling, and therefore less gas consumption and electricity production. The change in gas consumption has a greater impact than the change in electricity production. Considering these effects, the net impact of a higer inlet temperature is a decrease of PEC, EUEprim and TCO in all installations. B.3 Thermal and electrical efficiency of the CHP

C. Total cost of ownership (TCO)

35,000

B. Sensitivity analysis B.1 Coolig load

Extraction air

55 50 45 40 35 30 25 20 15 10 5 0

The rated thermal and electrical efficiencies of the CHP used in this thesis are 53% and 38% respectively. A higher thermal efficiency would imply a lower gas consumption by the CHP. A thermal efficiency increase of 2 percentage points (pp) causes the PEC of the trigeneration installation to be lower than the PEC of the superchiller installation. For the TCO, an increase of 8 pp would be necessary. A higher electrical efficiency would cause a higher electricity production. The PEC of trigeneration would drop below the PEC of the superchiller installation, with an electrical efficiency increase of 1.6 pp, whereas for the TCO, an increase of 9 pp is necessary. B.4 COP of the absorption chiller The rated COP of the absorption chiller used in this thesis is 0.76. Variation of this COP shows that a higher COP causes a higher PEC. With a given cooling load, the heat demand of an absorption chiller is lower as it has a higher COP. A lower heat demand implies less gas consumption, but also a decreased electricity production. This means more electricity has to be bought on the grid. The net impact of those two effects is an increase of the PEC with an increasing COP. However, this result is highly dependent on the reference efficiency. A higher reference efficiency would make the impact of the decreasing electricity production less important compared to the impact of the decreased gas consumption. With a reference efficiency upward of 46% instead of 40%, the PEC even decreases with an increasing COP. B.5 Electricity and gas prices The impact of a variation of both the electricity and gas prices is examined with the assumption that the electricity price increase equals 2.2 times the gas price increase. The impact of a joint price increase on the TCO is in favor of trigeneration. The TCO of trigeneration rises less than the TCO of the other installations. With an electricity price increase of 45%, the TCO of trigeneration would equal the TCO of the superchiller installation. V. C ONCLUSIONS

Superchiller Investment

Trigeneration Operation/maintenance

Indirect free cooling Direct free cooling Electricity

Gas

Water

Figure 6. Comparison of TCO under rated conditions

The best energy performance and financial feasibility are observed for direct free cooling, closely followed by indirect free cooling. Trigeneration is the least attractive technique in nominal conditions. Technical parameters, reference efficiency and energy prices have a significant impact on the feasibility of trigeneration. However, trigeneration can only compete with superchiller installations in case of major changes of these parameters.

Inhoudsopgave 1 Inleiding 1.1 Wat zijn datacenters? . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2 Koeltechnieken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2.1 Overzicht van bestaande technieken . . . . . . . . 1.2.1.1 Traditionele koeling . . . . . . . . . . . . 1.2.1.2 Klimaatkasten . . . . . . . . . . . . . . . 1.2.1.3 Hot Aisle/Cold Aisle . . . . . . . . . . . 1.2.1.4 Bypass en recirculatie . . . . . . . . . . . 1.2.1.5 Containment . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2.1.6 Close-coupled Cooling . . . . . . . . . . . 1.2.1.7 Economizers . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2.1.8 Vloeistofkoeling . . . . . . . . . . . . . . 1.2.2 Superchiller . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2.2.1 Werking van een compressiekoelmachine . 1.2.2.2 Compressiekoeling met free chilling . . . 1.2.3 Luchtzijdige vrije koeling . . . . . . . . . . . . . . 1.2.3.1 Directe vrije koeling . . . . . . . . . . . . 1.2.3.2 Indirecte vrije koeling . . . . . . . . . . . 1.2.4 Trigeneratie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2.4.1 Werking van een absorptiekoelmachine . 1.3 Beschrijving van datacenter op Campus Sterre . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

1 1 3 3 3 4 4 5 5 5 6 8 9 9 10 11 11 12 14 14 16

. . . . . . . . . . .

18 18 18 19 20 20 22 22 23 24 25 27

3 Simulatiemodellen 3.1 Modellering van het datacenter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2 Superchiller . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

29 29 31

2 Literatuurstudie 2.1 Binnenklimaat in datacenters . . . . . . . . . . . 2.1.1 Temperatuur en relatieve vochtigheid . . 2.1.2 Luchtcontaminatie . . . . . . . . . . . . . 2.2 Evaluatiecriteria . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.1 Power Usage Effectiveness (PUE) . . . . . 2.2.2 Energy Usage Effectiveness (EUE) . . . . 2.2.3 Primaire energieconsumptie (PEC) . . . . 2.2.4 Total Cost of Ownership (TCO) . . . . . 2.3 Case studies in de literatuur . . . . . . . . . . . . 2.4 Simulatiemodellen in TRNSYS . . . . . . . . . . 2.5 Conclusie: afbakening van het onderzoeksgebied .

ix

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

Inhoudsopgave

x

3.2.1 3.2.2 3.2.3

3.3

3.4

3.5

In row coolers . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Buffervat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Superchiller . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2.3.1 Luchtgekoelde compressiekoelmachine 3.2.3.2 Free chiller . . . . . . . . . . . . . . . 3.2.4 Werkingstoestanden van de superchiller . . . . Trigeneratie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.3.1 Absorptiekoelmachine . . . . . . . . . . . . . . 3.3.1.1 IJswatercircuit . . . . . . . . . . . . . 3.3.1.2 Heet water circuit . . . . . . . . . . . 3.3.1.3 Koelwatercircuit . . . . . . . . . . . . 3.3.2 Free chilling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Indirecte vrije koeling . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.4.1 Serverkasten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.4.2 Primaire ventilatoren . . . . . . . . . . . . . . . 3.4.3 Indirecte evaporatieve koeler en koelbatterij . . Directe vrije koeling . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4 Evaluatiemethode 4.1 Verwerking van de simulatieresultaten . . . . . 4.1.1 Pompvermogen . . . . . . . . . . . . . . 4.1.2 Ventilatorvermogen . . . . . . . . . . . . 4.2 Primaire energieconsumptie: PEC . . . . . . . 4.3 Primary Energy Usage Effectiveness: EUEprim 4.4 Total Cost of Ownership: TCO . . . . . . . . . 4.4.1 De initiële investeringskost . . . . . . . 4.4.2 De operatiekost . . . . . . . . . . . . . . 4.4.3 De energiekost . . . . . . . . . . . . . . 4.4.3.1 Elektriciteit en gas . . . . . . . 4.4.3.2 Waterverbruik . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . .

31 33 33 34 34 35 38 39 39 40 40 42 44 44 44 45 48

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

50 50 50 51 52 53 54 55 55 56 56 56

5 Nominale vergelijking 5.1 Nominale vergelijking van de primaire energieconsumptie (PEC) . . . . . . 5.2 Nominale vergelijking van de primary energy usage effectiveness (EUEprim ) 5.3 Nominale vergelijking van de total cost of ownership (TCO) . . . . . . . . . 5.4 Het aandeel van free chilling of vrije koeling in de totale koeling . . . . . . . 5.4.1 Superchiller . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.4.2 Trigeneratie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.4.3 Indirecte vrije koeling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.4.4 Directe vrije koeling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . .

. . . . . . . .

. . . . . . . .

58 58 61 62 64 65 65 65 66

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . .

6 Sensitiviteitsanalyse 6.1 Invloed van de belasting op de vergelijkingscriteria . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.2 Invloed van de inlaattemperatuur van de lucht op de vergelijkingscriteria . . . . 6.3 Invloed van de belasting en de inlaattemperatuur op het aandeel van free chilling of vrije koeling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.3.1 Superchiller . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.3.2 Trigeneratie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

67 68 72 76 76 78

Inhoudsopgave

6.4 6.5 6.6

xi

6.3.3 Indirecte vrije koeling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.3.4 Directe vrije koeling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Invloed van het thermische en elektrische rendement van de gasmotoren op de PEC Invloed van de COP van de absorptiekoelmachine op de PEC en de TCO . . . . Invloed van de gas- en elektriciteitsprijs op de TCO . . . . . . . . . . . . . . . . 6.6.1 Variatie van de gasprijs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.6.2 Variatie van de elektriciteitsprijs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.6.3 Gekoppelde variatie van de elektriciteitsprijs en gasprijs . . . . . . . . . .

79 79 80 82 83 83 84 85

7 Besluit

86

A Modellering van de luchtgekoelde compressiekoelmachine A.1 Wiskundige beschrijving van TRNSYS Type 655 : Luchtgekoelde compressiekoelmachine . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A.2 Karakteristieken van de koelmachine . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

89

B Modellering van de absorptiekoelmachine B.1 Wiskundige beschrijving van TRNSYS Type 107 : absorptiekoelmachine . . . . . B.2 Karakteristieken van de koelmachine . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

92 92 94

C Gegevens voor de TCO berekening

95

D Aanvullingen bij de sensitiviteitsanalyse D.1 Invloed van de belasting op de TCO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . D.2 Invloed van de inlaattemperatuur op de TCO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . D.3 Invloed van het thermische en elektrische rendement van de gasmotoren op de TCO D.4 Invloed van de COP van de absorptiekoelmachine op de TCO . . . . . . . . . . .

96 96 96 97 97

Bibliografie

98

89 91

Lijst van figuren

101

Lijst van tabellen

103

Afkortingen en symbolen Afkortingen AHU AKM BTW COP CPU CRAC CRAH DICT DP EUE EUEprim FCH FFLP HVAC IRC IT PDEI PDU PEC PLR PUE RH SFP TCO UPS VFD WKK

Air Handling Unit Absorptiekoelmachine Belasting op Toegevoegde Waarde Coefficient of Performance Central Processing Unit Computer Room Air Conditioning Computer Room Air Handling Directie Informatie- en Communicatietechnologie Dauwpunttemperatuur (°C) Energy Usage Effectiveness (-) Primary Energy Usage Effectiveness (-) Free Chilling Fraction of Full Load Power (-) Heating, Ventilation and Air Conditioning In Row Cooler Informatietechnologie Percent of Design Energy Input (-) Power Distribution Unit Primaire energieconsumptie (GWh/jaar) Part Load Ratio (-) Power Usage Effectiveness (-) Relative Humidity Specific Fan Power Total Cost of Ownership Uninterruptible Power Supply Variable Frequency Drive Warmtekrachtkoppeling

Griekse symbolen η

Rendement (-) Effectiviteit (-)

xii

Inhoudsopgave

Symbolen A cel cth cp f m ˙ P P˙ Q Q˙ Ract Rel Rgas ROP T

Cash flow (e) Elektriciteitsprijs (e/MWh) Gasprijs (e/MWh) Specifieke warmtecapaciteit bij constante druk ( kgkJ· K ) Fractie (-) Massadebiet (kg/s) Elektrische energie (kW hel ) Elektrisch vermogen (kWel ) Thermische energie (kW hth ) Thermisch vermogen (kWth ) Actualisatievoet (-) Procentuele prijsstijging voor elektriciteit per jaar (-) Procentuele prijsstijging voor gas per jaar (-) Procentuele stijging van de onderhouds- en operatiekost per jaar (-) Temperatuur (°C)

Subscripts a abs cap chw cond coolreq cw el FCh g hw HX in nom oa out prim ref sec set th verd

Lucht Absorber Capaciteit IJswater Condensor Koelvraag Koelwater Elektrisch Free Chilling Generator Heet water Warmtewisselaar Inlaat Nominaal Buitenlucht Uitlaat Primair Referentie Secundair Setpoint Thermisch Verdamper

xiii

Hoofdstuk 1

Inleiding 1.1

Wat zijn datacenters?

We leven in een informaticatijdperk. We zoeken naar informatie op het internet. We gebruiken online banking en doen aankopen over het internet met onze credit card. Het voorraadbeheer van grote bedrijven is geautomatiseerd en de boekhouding wordt digitaal bijgehouden. Medische dossiers worden bewaard in digitale databases. We gebruiken email en sms om te communiceren met anderen. Met onze smartphone staan we voortdurend in contact met de rest van de wereld. Deze en vele andere toepassingen worden mogelijk gemaakt door knooppunten waar computerservers, high performance computers, netwerkapparatuur en andere ICT-voorzieningen zijn verzameld. Deze knooppunten zijn datacenters. In deze faciliteiten worden digitale gegevens en informatie verwerkt, opgeslagen en verspreid. Datacenters zijn terug te vinden in zowat elke sector van de economie: banken, ziekenhuizen, overheidsorganisaties, onderzoeksinstellingen, telecommunicatiemaatschappijen, grote en kleine bedrijven. . . In datacenters worden servers boven elkaar gestapeld in serverkasten of racks. Het energiegebruik van een typische serverkast ligt tussen 4 kW en 10 kW [1]. Datacenters zijn dan ook tot 40 keer energie intensiever dan typische kantoorgebouwen [2]. Bovendien hebben datacenters de eigenschap dat ze 24 uur per dag en 7 dagen per week in gebruik zijn. Datacenters staan in voor 1,1-1,5% van het totale elektriciteitsverbruik in de wereld [3]. Tussen 2000 en 2005 is het wereldwijde energiegebruik van datacenters verdubbeld. Door de economische crisis enerzijds en de verbeteringen in energie-efficiëntie anderzijds is deze trend ietwat afgezwakt tussen 2005 en 2010. De stijging in wereldwijd energiegebruik was dan nog steeds 56% [3]. De belangrijkste eis bij bedrijfskritische datacenters is dat ze ononderbroken kunnen werken. Een onderbreking veroorzaakt door defecte apparatuur brengt niet alleen dure reparaties en vervangingen met zich mee. Ook de kosten van een bedrijfsonderbreking kunnen oplopen van enkele duizenden dollars tot enkele honderdduizenden dollars voor elk uur van downtime [4]. Om een ononderbroken werking van de apparatuur in een datacenter te garanderen, zijn twee zaken cruciaal: elektriciteitstoevoer en koeling. De computerapparatuur wordt van stroom voorzien door een Uninterruptible Power Supply (UPS). Dit is een elektronisch systeem dat bij uitval of sterke afwijking van de netspanning, de

1

Hoofdstuk 1. Inleiding

2

stroomvoorziening van de computerapparatuur voor een bepaalde tijd kan overnemen. De UPS is meestal opgebouwd uit een reeks accu’s en een elektronische schakeling die de gelijkspanning van de accu’s in wisselspanning kan omzetten. Meer dan 99% van de elektrische energie die door de servers gebruikt wordt, wordt omgezet naar warmte [5]. Om betrouwbaar te blijven werken, moet de computerapparatuur gekoeld worden, zodat de temperatuur van de elektronica aanvaardbaar blijft. Oververhitting van de elektronica kan leiden tot gebrekkige werking, smelten van bepaalde onderdelen of zelfs brand. Meestal wordt de apparatuur echter automatisch uitgeschakeld als te hoge temperaturen gedetecteerd worden. Hoe dan ook is een dure onderbreking het gevolg van oververhitting. Om aan de strenge eis van beschikbaarheid te voldoen, worden de stroomvoorziening en de koeling in zekere mate redundant uitgevoerd. De mate van redundantie wordt uitgedrukt relatief t.o.v. het benodigde aantal componenten ‘N’. Beschouw als voorbeeld een datacenter met een koelvraag van 900 kW. Er zijn drie chillers van 300 kW nodig om aan deze koelvraag te voldoen. Het aantal nodige componenten in dit voorbeeld is dus N=3. Om een defect in een van de koelmachines op te vangen, kan een backup chiller voorzien zijn. Dan is er sprake van N+1 redundantie. Om het falen van de drie koelmachines tegelijk te kunnen opvangen, moet 2N redundantie voorzien worden. Er zijn verschillende classificaties gecreëerd om datacenters in te delen volgens gradaties van beschikbaarheid, zogenaamde Tier levels. Als voorbeeld worden in tabel 1.1 de vier Tier levels opgelijst zoals ze gedefiniëerd zijn door het Uptime Institute [6]. Een andere veelgebruikte classificatie is deze van de Telecommunications Industry Association: de ANSI/TIA-942 standaard, [7]. Het elektriciteitsverbruik van een datacenter kan opgedeeld worden in vier categorieën: IT-load; HVAC (Heating, Ventilation and Air Conditioning); elektriciteitsvoorziening en UPS (Uninterruptable Power Supply); en verlichting. De IT-load is het verbruik van de opslagservers, computerservers, netwerkapparatuur, etc. . . Onder HVAC valt het verbruik van de chillers, ventilatoren, pompen, CRAC’s, etc. . . Lawrence Berkeley National Laboratory heeft een extensieve benchmarkstudie uitgevoerd van de energieconsumptie van datacenters [2]. De studie toont aan dat het aandeel van de computerapparatuur in het totale verbruik varieert tussen 33% en 75%. De rest van het energiegebruik is toe te schrijven aan HVAC uitrusting, de UPS en de verlichting van het gebouw. Omdat bijna alle elektrische energie die de computerapparatuur gebruikt, omgezet wordt in warmte, staat HVAC in voor een belangrijk deel (20%–50%, [2]) van de energieconsumptie van een datacenter. Het is uiteraard de bedoeling dat het grootste deel van de energie naar de computerapparatuur gaat en zo weinig mogelijk energie gebruikt moet worden in HVAC apparatuur. Dit is het uitgangspunt van deze thesis: hoe kunnen datacenters efficiënter gekoeld worden?


3

Tier I

Datacenter met enkelvoudige distributie van stroom en koeling. Er zijn geen redundante componenten voorzien (N). Tier I datacenters zijn gevoelig voor verstoringen door zowel geplande ongeplande activiteiten. Minstens 99,671% beschikbaarheid.

Tier II

Datacenter met enkelvoudige distributie van stoom en koeling. Er zijn redundante componenten voorzien (N+1). Een dieselgenerator moet redundant aanwezig zijn. Tier II datacenters zijn iets minder gevoelig voor verstoringen door zowel geplande ongeplande activiteiten. Minstens 99,741% beschikbaarheid.

Tier III

Datacenter met dubbele distributie van stroom en koeling, waarbij het slechts één pad actief is en het tweede pad standby. Er zijn redundante componenten voorzien (N+1). Een dieselgenerator moet redundant aanwezig zijn. Geplande activiteiten zorgen niet voor verstoringen, maar ongeplande activiteiten kunnen nog steeds tot ongeplande downtime leiden. Minstens 99,982% beschikbaarheid.

Tier IV

Datacenters met meerdere actieve paden voor de distributie van stroom en koeling. Er zijn redundante componenten voorzien (2N). Een dieselgenerator moet redundant aanwezig zijn. Geplande activiteiten zorgen niet voor verstoringen en het datacenter kan minstens één worst-case ongeplande activiteit doorstaan. Minstens 99,995% beschikbaarheid. Tabel 1.1: Tier niveaus voor data centers, [6].

1.2 1.2.1 1.2.1.1

Koeltechnieken Overzicht van bestaande technieken Traditionele koeling

Traditioneel wordt in datacenters gebruik gemaakt van luchtkoeling. In de computerzaal staan klimaatkasten die koele lucht in het plenum onder de verhoogde vloer blazen (Figuur 1.1). Deze koele lucht wordt via geperforeerde tegels in de serverkasten gezogen. Vroeger werd gebruik gemaakt van verticale koeling. Hierbij wordt de lucht onderaan in de rack aangezogen en de stijgende lucht koelt de servers na elkaar. Dit principe wordt ook seri¨ ele koeling genoemd. De lucht die via de servers naar boven stijgt, wordt steeds warmer. Hierdoor worden de bovenste servers minder goed gekoeld dan de onderste. Een betere methode is parallelle koeling. De lucht wordt dan door de geperforeerde tegels omhoog geblazen aan de voorkant van de serverkasten en wordt door ventilatoren de kasten ingezogen. Door de horizontale luchtstroom worden alle servers vrij gelijkmatig gekoeld. De opgewarmde lucht verlaat de kasten weer aan de achterzijde, waarna ze via een plenum in het plafond wordt weggezogen naar de klimaatkasten. Daar wordt de warme lucht gekoeld en opnieuw onder de verhoogde vloer geblazen.


4

Figuur 1.1: Datacenterkoeling met verhoogde vloer, klimaatkasten en warme/koude gangen, [8].

1.2.1.2

Klimaatkasten

Computer Room Air-Conditioning (crac) en Computer Room Air-Handling (crah) Units worden het meest gebruikt in datacenters. crac/crah units koelen de warme lucht die terugkomt van de serverkasten en blaast de koude lucht weer in het plenum onder de verhoogde vloer. Deze koeleenheden staan doorgaans in de datazaal zelf. CRAC units zijn autonome koeleenheden met een eigen koelmiddelcircuit. Ze hebben een interne compressor en zijn verbonden met een externe condensor. Ze maken gebruik van directe expansie van het koelmiddel om de retourlucht van het datacenter te koelen. CRAH units bevatten enkel een koelbatterij die de retourlucht met ijswater koelt. Dit ijswater wordt aangemaakt door een koelmachine op afstand [1]. In de literatuur wordt de term crac vaak veralgemenend gebruikt als het over klimaatkasten in de datazaal gaat. Dit kan dan evengoed een crah of een In Row Cooler (zie verder) zijn.

1.2.1.3

Hot Aisle/Cold Aisle

Bij traditionele koeling gaat heel wat energie verloren omdat koude lucht zich met warme lucht kan vermengen. Hierdoor wordt de koude lucht aan de inlaat van de serverkasten opgewarmd. Door het kleinere temperatuurverschil tussen warme en koude lucht daalt het koelvermogen. Daardoor moeten de klimaatkasten dieper koelen dan eigenlijk nodig is. Om dit te voorkomen, kunnen de warme en koude gangen (Hot Aisle/Cold Aisle) van elkaar gescheiden worden. De serverkasten worden dan in dubbele rijen met de voor- en achterzijden naar elkaar toe geplaatst (Figuur 1.1). De koellucht wordt in de koude gang tussen de twee voorkanten geblazen. De ventilatoren van de serverkasten zuigen de koude lucht door de servers heen zodat de opgewarmde lucht in de warme gang terecht komt. De warme retourlucht wordt hier afgezogen en terug naar de klimaatkasten gestuurd.

Hoofdstuk 1. Inleiding 1.2.1.4

5

Bypass en recirculatie

Door het hot aisle/cold aisle principe neemt de energie-efficiëntie van de koeling toe. De koude lucht wordt namelijk beter geconcentreerd aan de inlaat van de serverkasten. Daardoor kunnen de klimaatkasten een iets hogere temperatuur leveren dan nodig zou zijn indien er geen gebruik gemaakt werd van warme en koude gangen. Toch blijft menging van warme en koude lucht mogelijk bij deze methode. Deze menging kan op twee manieren plaatsvinden: bypass en recirculatie. Bypass is koude lucht die niet langs de servers gaat en terugkeert naar de klimaatkasten zonder dat ze nuttig gebruikt is. Er is bypass als de koude lucht kan passeren langs de serverkasten of door ongebruikte slots in de serverkast die niet afgedekt zijn. Recirculatie is warme lucht die wordt teruggezogen van de warme naar de koude gang. Dit kan bijvoorbeeld voorkomen als er te weinig koude lucht wordt aangevoerd. Sullivan et al. [9] bestudeerden in 2007 19 datacenters en concludeerden dat gemiddeld zo’n 60% van de koude toevoerlucht ongebruikt terugkeert naar de klimaatkasten (i.e. 60% bypass). Dit wil zeggen dat slechts 40% van de koude lucht wordt gebruikt om de servers te koelen. Hierdoor ontstaat er een tekort aan toevoerlucht dat dan weer aanleiding geeft tot recirculatie, waardoor de inlaattemperatuur in de serverkasten toeneemt. Dit inefficiënt luchtgebruik leidt tot zogenaamde hotspots in de apparatuur en vereist een lagere temperatuur van de toevoerlucht, waardoor de klimaatkasten meer energie zullen verbruiken [5]. Om uit te drukken hoeveel van de totaal beschikbare luchtstroom nuttig wordt aangewend, wordt de Return Temperature Index (RTI) gebruikt. De index is als volgt gedefinieerd [10]. RT I(%) =

TReturn − TSupply 100 ∆TEquip

(1.1)

Hierin is TReturn de gemiddelde retourtemperatuur naar de klimaatkasten; TSupply is de gemiddelde vertrektemperatuur uit de klimaatkasten; en ∆TEquip is het gemiddelde temperatuurverschil over de servers. Een RTI waarde hoger dan 100% wijst op recirculatie, omdat de retourtemperatuur dan toeneemt en het temperatuurverschil over de servers afneemt door menging. Een RTI waarde lager dan 100% wijst op bypass met een lagere retourtemperatuur tot gevolg [5].

1.2.1.5

Containment

Een mogelijke oplossing om het luchtgebruik te verbeteren is de toepassing van Cold Aisle Containment (CAC) of Hot Aisle Containment (HAC). Door ofwel de koude ofwel de warme gang volledig af te sluiten d.m.v. deuren aan de uiteinden van de gang en een plafond bovenaan, worden de koude en warme luchtstromen van elkaar gescheiden. Hierdoor kunnen de klimaatkasten ingesteld worden op hogere temperaturen en op die manier energie besparen.

1.2.1.6

Close-coupled Cooling

crac/crah units staan doorgaans aan de kant van de datazaal, waardoor de lucht vrij grote afstanden moet afleggen in het plenum onder de verhoogde vloer. Het energiegebruik van de


6

crac/crah fans is hierdoor aanzienlijk. Met de stijgende vermogensdensiteit van de IT apparatuur, wordt het bovendien steeds moeilijker om de koude lucht doelgericht aan te voeren via geperforeerde tegels en de warme lucht efficiënt af te voeren via een plenum. Hotspots zijn hiervan het gevolg. Door de koeleenheden dichter bij de servers te brengen kunnen de luchttoevoeren afvoer efficiënter gebeuren. Dit principe heet close coupled cooling. De afstand die de lucht moet afleggen is veel kleiner. Het benodigde vermogen van de fans van de koelenheden is dan minder groot wegens de kleinere drukval. De warme lucht wordt meteen opgevangen en afgekoeld door de koelers en de koude lucht komt meteen aan de inlaat van de servers terecht. Bovendien is er geen nood meer aan een plenum voor luchttransport onder de verhoogde vloer. Verschillende close coupled cooling technieken staan hieronder opgesomd en worden getoond in de figuren 1.2 t.e.m. 1.5. In Row Coolers staan opgesteld in de rij van de serverkasten (Figuur 1.2). Deze worden doorgaans gecombineerd met hot aisle containment Overhead Coolers hebben een analoge werking als in row coolers, maar zijn opgesteld boven de serverkasten, waardoor kostbare vloeroppervlakte gespaard blijft (Figuur 1.3). Bij Rear Door Cooling wordt aan de achterkant van de serverkast een watergekoelde deur geplaatst. De opgewarmde lucht die uit de servers komt, stroomt via deze deur terug naar buiten in de datazaal (Figuur 1.4). De temperatuur van de lucht die terug in de datazaal terechtkomt is niet veel hoger dan of gelijkaardig aan de server inlaattemperatuur, waardoor de temperatuur in de datazaal laag blijft en er minder additionele airconditioning moet voorzien worden om de zaal te koelen. Bij In Rack Cooling wordt de lucht gekoeld door koeleenheden die in de rij van serverkasten staan opgesteld, net zoals bij in row cooling. Het verschil is echter dat de lucht niet via warme en koude gangen door de servers stroomt, maar binnen de kasten blijft (Figuur 1.5). De koude lucht heeft geen andere mogelijkheid dan door de servers te stromen en de warme lucht wordt gedwongen om door de koelbatterij te stromen. De volledige luchtstroom is bevat in de serverkasten, waardoor de kasten thermisch neutraal zijn t.o.v. de datazaal.

Close coupled cooling eenheden werken meestal met een koelbatterij die door een externe koelmachine van ijswater voorzien wordt. Deze technieken kunnen ook als supplementaire koeling gebruikt worden in een traditionele datazaal waar lokaal hogere densiteiten optreden.

1.2.1.7

Economizers

Wanneer de buitencondities voldoende gunstig zijn, is het mogelijk om buitenlucht te gebruiken om datacenters te koelen. Hierdoor kan het aantal uren dat de compressor moet draaien sterk verminderd worden. Er wordt een onderscheid gemaakt tussen waterzijdige economizers en luchtzijdige economizers. Bij waterzijdige economizers spreekt men van free chilling. Het ijswater dat opgewarmd terugkomt uit het datacenter wordt door een warmtewisselaar gestuurd om de warmte af te geven


7

Figuur 1.2: In Row Cooling met hot aisle containment. [11]

Figuur 1.3: Overhead Cooling. [11]

Figuur 1.4: Rear Door Cooling. [12]

Figuur 1.5: In Rack Cooling. [11]


8

aan een koelwatercircuit. Vervolgens geeft dit koelwatercircuit de warmte af aan de atmosfeer via een drycooler of een koeltoren. Het aantal uren dat een economizer kan gebruikt worden hangt sterk af van de buitencondities. Idealiter kunnen drycoolers koelen tot de drogeboltemperatuur van de buitenlucht, terwijl evaporatieve koeltorens de natteboltemperatuur van de buitenlucht benaderen. Aangezien de natteboltemperatuur steeds lager is dan de drogeboltemperatuur zal een installatie met een drycooler minder uren in free chilling mode kunnen werken dan een installatie met een evaporatieve koeltoren. Toch wordt meestal geopteerd voor een drycooler in plaats van een koeltoren. Vooral de meerkost door het waterverbruik en het onderhoud van de koeltoren zijn bepalend. Bovendien bestaat bij koeltorens het risico dat er bacterieën zoals legionella kunnen uitbreken, die een gevaar betekenen voor de gezondheid [13]. Ook de gewenste toevoertemperatuur van het ijswater in de datazaal heeft een invloed op het aantal uren economizergebruik. Hoe hoger deze temperatuur wordt ingesteld, hoe meer uren er aan free chilling kan gedaan worden. Het gebruik van free chilling met een drycooler in combinatie met een luchtgekoelde compressiekoelmachine wordt besproken in paragraaf 1.2.2.2. Bij luchtzijdige economizers wordt er gesproken van free cooling of vrije koeling. Er wordt dan geen gebruik gemaakt van klimaatkasten met ijswater om de lucht in de datazaal te koelen. Buitenlucht wordt gebruikt om ofwel de servers rechtstreeks te koelen ofwel via een warmtewisselaar de lucht in de datazaal te koelen. Beide principes worden meer uitgebreid besproken paragraaf 1.2.3.

1.2.1.8

Vloeistofkoeling

Voor de volledigheid moet ook vloeistofkoeling vermeld worden. De warmtecapaciteit van water is veel groter dan die van lucht. Daardoor kan het interessant zijn om de servers rechtstreeks met water te koelen in plaats van lucht als koelend medium te gebruiken. Dit zou een oplossing kunnen bieden voor de steeds hogere vermogensdichtheden van computerapparatuur. De nadelen van vloeistofkoeling zijn een hogere complexiteit en een lagere flexibiliteit. Bovendien bestaat ook het risico op lekken van de vloeistof zo dicht bij de computerapparatuur, waardoor een lekdetectiesysteem voorzien moet worden [14] . Vloeistofkoeling valt echter buiten de scope van deze thesis en wordt verder niet besproken. In wat volgt, wordt dieper ingegaan op de basisprincipes van de vier koelmethoden die in deze thesis onderzocht zullen worden.


1.2.2

9

Superchiller

Bij de eerste koelmethode worden de klimaatkasten voorzien van ijswater dat aangemaakt is door een luchtgekoelde compressiekoelmachine uitgerust met een installatie voor free chilling. 1.2.2.1

Werking van een compressiekoelmachine

Compressorkoeling is de meest voorkomende methode gebruikt in koelmachines. Het basisprincipe wordt ge¨ıllustreerd door figuur 1.6. Het principeschema en de bijhorende T-s en p-h diagrammen worden getoond. Het koelmiddel in oververhitte toestand wordt door de compressor op hoge druk en temperatuur gebracht (1–2). Vervolgens verzadigt en condenseert het ˙ out afgegeven, typisch aan koelwater koelmiddel in de condensor (2–3). Hierbij wordt warmte Q of aan de buitenlucht. Het gecondenseerde koelmiddel wordt vervolgens ontspannen over de expansieklep, waarbij een vloeistof-gasmengsel op lage druk en temperatuur ontstaat (3–4). In de verdamper wordt dit vloeistof-gasmengsel opnieuw in een oververhitte toestand gebracht, ˙ in op te nemen (4–1). Het koelmiddel kan de warmte rechtstreeks opnemen van door de warmte Q het te koelen medium (directe expansie) ofwel van een tussenmedium zoals ijswater (indirecte expansie). In deze thesis worden luchtgekoelde compressiekoelmachines met indirecte expansie beschouwd, d.w.z. de condensor geeft warmte af aan de buitenlucht en de verdamper koelt ijswater uit een tussencircuit.

Figuur 1.6: Basisprincipe van de compressiekoelcyclus, [15].

Hoofdstuk 1. Inleiding 1.2.2.2

10

Compressiekoeling met free chilling

Als de buitentemperatuur voldoende laag is, kan er gebruik gemaakt worden van free chilling. Dit wil zeggen dat het ijswater direct door de buitenlucht wordt gekoeld, zonder de tussenkomst van een koelmachine. Het is dus voordelig om zo veel mogelijk free chilling toe te passen, zodat de energie-intensieve compressor zo weinig mogelijk moet werken. Op die manier kan het energiegebruik sterk teruggeschroefd worden. Figuur 1.7 toont het principe van een luchtgekoelde compressiekoelmachine die free chilling kan toepassen d.m.v. een afzonderlijke dry cooler. Vooraleer het ijswater door de verdamper loopt, passeert het door een warmtewisselaar. Door de andere zijde van deze warmtewisselaar wordt een glycolmengsel gepompt dat in de dry cooler wordt gekoeld door de buitenlucht. Wanneer de buitentemperatuur niet laag genoeg is en er dus geen free chilling kan toegepast worden, worden de ventilatoren van de dry cooler en de glycolpomp uitgeschakeld. Het ijswater loopt dan wel door de warmtewisselaar, maar wordt er niet gekoeld. De koeling gebeurt dan volledig door de koelmachine. Vanaf een bepaalde temperatuur kan er gedeeltelijke free chilling toegepast worden. Het ijswater wordt dan voorgekoeld in de warmtewisselaar. De koelmachine draait dan in deellast en moet steeds minder koelen met een dalende buitentemperatuur. Als de buitentemperatuur laag genoeg is — lager dan de gewenste ijswatertemperatuur — kan er volledige free chilling toegepast worden. De koelmachine wordt dan volledig uitgeschakeld en het ijswater kan op de juiste temperatuur gebracht worden door het glycolmengsel dat op zijn beurt gekoeld is in de dry cooler. In deze thesis zal gebruik gemaakt worden van een zogenaamde superchiller. Dit is een compressiekoelmachine met ingebouwde mogelijkheid tot free chilling. Het principe is analoog aan dat van figuur 1.7. Bij de superchiller worden echter de ventilatoren van de condensor ook gebruikt om het glycolmengsel te koelen in free chilling mode. Daardoor is de kostprijs van een superchiller een stuk lager dan een compressiekoelmachine met een afzonderlijke dry cooler.


11

Figuur 1.7: Principeschema van compressiekoelmachine met free chilling.

1.2.3

Luchtzijdige vrije koeling

Een alternatieve koelmethode maakt geen gebruik van klimaatkasten. De koele lucht die de servers moet koelen, wordt geleverd door een luchtbehandelingssysteem (AHU, Air Handling Unit) dat ofwel direct buitenlucht naar binnen stuurt (directe vrije koeling) ofwel de binnenlucht via een warmtewisselaar koelt met buitenlucht (indirecte vrije koeling).

1.2.3.1

Directe vrije koeling

Bij directe vrije koeling (of ventilatiekoeling) wordt de datazaal rechtstreeks met buitenlucht gekoeld (figuur 1.8). Een deel van de warme retourlucht die vanuit de warme gang in de AHU toekomt, wordt afgevoerd naar buiten. De rest wordt gemengd met verse buitenlucht en vervolgens door een filter gestuurd. Regelbare dempers bepalen hoeveel retourlucht gemengd wordt met verse lucht en hoeveel er wordt afgevoerd. De dempers worden zo geregeld dat de temperatuur van de gemengde lucht zo dicht mogelijk bij de gewenste toevoertemperatuur voor de datazaal ligt. Daarna passeert de lucht door een koelbatterij. Deze moet enkel koelen als de gewenste temperatuur niet kan verkregen worden door menging van retourlucht met verse lucht. De koelbatterij wordt van ijswater voorzien door een chiller. In tegenstelling tot typische ventilatiesystemen voor andere toepassingen is hier geen verwarmingselement nodig. De AHU wordt immers enkel gebruikt om de retourlucht af te koelen. Vooraleer de lucht terug naar de datazaal wordt gestuurd, wordt de luchtvochtigheid binnen de toegelaten grenzen gebracht (zie 2.1.1). In principe is het ook mogelijk om evaporatieve koeling van de verse lucht toe te passen, zo-


12

dat de koelbatterij en chiller niet meer nodig zijn. De verse lucht stroomt dan doorheen een adiabate sproeier. Door contact met de onverzadigde luchtstroom verdampt het water van de sproeier. Het verdampende water onttrekt hierbij de vereiste verdampingswarmte aan de lucht. Door dit contact kan de temperatuur van de lucht en het water dalen tot benaderend de natteboltemperatuur van de lucht, die steeds kleiner is dan de initiële drogeboltemperatuur. Door evaporatieve koeling verhoogt de relatieve luchtvochtigheid, waardoor bij directe vrije koeling ook de toevoerlucht een hogere relatieve luchtvochtigheid krijgt. Daardoor is directe vrije koeling met evaporatieve hulp enkel toepasbaar in droge klimaten [16].

Figuur 1.8: Directe vrije koeling.

1.2.3.2

Indirecte vrije koeling

Bij indirecte vrije koeling komt er geen buitenlucht rechtstreeks in de datazaal. De retourlucht uit de warme gangen van de datazaal wordt in een warmtewisselaar gekoeld door de buitenlucht. Beide stromen komen niet rechtstreeks met elkaar in contact. De warmtewisselaar kan een kruisstroom platen- of buizenwarmtewisselaar zijn (figuur 1.9) of een warmtewiel (figuur 1.10). Ook hier kan gebruik gemaakt worden van evaporatieve koeling. In het geval van een kruisstroomwarmtewisselaar wordt de buitenkant van de platen of buizen besproeid (figuur 1.11) met water zodat de temperatuur van de buitenlucht daalt en de datacenterlucht verder kan gekoeld worden. Door het bevochtigen van de warmtewisselaar wordt een hoge warmteoverdrachtscoëfficiënt bekomen. In tegenstelling tot evaporatieve koeling bij de directe vrije koeling, zal de relatieve vochtigheid van de toevoerlucht niet stijgen (er is immers geen contact met de buitenlucht). Bij het warmtewiel stroomt de buitenlucht over een bevochtigd rooster, waardoor de buitenlucht evaporatief gekoeld wordt [16].

Directe vrije koeling biedt een groter energiebesparingspotentieel dan indirecte vrije koeling omdat er geen warmtewisselaar aanwezig is. Omdat de effectiviteit van de warmtewisselaar niet oneindig groot is, kan er pas bij lagere buitentemperaturen vrij gekoeld worden. Daarom kunnen er bij indirecte vrije koeling (zonder evaporatieve koeling) minder uren vrij gekoeld worden dan bij directe vrije koeling. Het nadeel van directe vrije koeling is dat er met de toevoerlucht


13

Figuur 1.9: Indirecte vrije koeling met kruisstroomwarmtewisselaar.

Figuur 1.10: Indirecte vrije koeling met warmtewiel.

Figuur 1.11: Evaporatieve koeling bij een kruisstroomwarmtewisselaar, [16].

deeltjes en schadelijke gassen mee binnenkomen en dat de relatieve vochtigheid moeilijker te controleren is [1]. Deze contaminatieproblematiek wordt besproken in paragraaf 2.1.2.


1.2.4

14

Trigeneratie

Bij Trigeneratie of CCHP (Combined Cooling, Heat and Power) wordt tegelijkertijd elektriciteit, warmte en koeling geleverd door een gecombineerde installatie op basis van een enkele brandstof. Het principe wordt schematisch voorgesteld in figuur 1.12. Een verbrandingsmotor met aardgas of biodiesel als brandstof drijft een generator aan. Hierbij wordt zowel elektriciteit als warmte geproduceerd. Als deze warmte gerecupereerd wordt om nuttig te gebruiken, wordt er gesproken van cogeneratie of warmtekrachtkoppeling (WKK). De warmte kan ook gebruikt wordt als energiebron voor een absorptiekoelmachine, zodat er naast elektriciteit en warmte ook koeling beschikbaar is. Dit heet dan trigeneratie. Een standalone datacenter zoals in deze thesis onderzocht wordt, heeft enkel een koelvraag. Er is dus geen warmte nodig in het gebouw en er is geen extern warmtenet waaraan restwarmte kan afgegeven worden. In een toepassing van trigeneratie bij een standalone datacenter zal dus alle warmte die vrijkomt in de verbrandingsmotor gebruikt worden door de absorptiekoelmachine. Deze koelmachine staat in voor de productie van het ijswater dat aan de klimaatkasten in de datazaal geleverd wordt.

Figuur 1.12: Schematische voorstelling van trigeneratie.

1.2.4.1

Werking van een absorptiekoelmachine

Een principeschema van een absorptiekoelmachine is weergegeven in figuur 1.13. Het koelmiddel stroomt net zoals bij een compressiekoelcyclus door een condensor, expansieklep en verdamper, maar de compressor is vervangen door een generator, absorber en een pomp. Het koelmiddel dat uit de verdamper komt, wordt in de absorber geabsorbeerd door een oplos˙ abs ), waardoor het nodig is om middel. De vorming van de vloeibare oplossing is exotherm (Q de absorber te koelen. De vloeibare oplossing wordt vervolgens naar de generator gepompt. De ˙ pomp die de pomp hiervoor moet leveren is veel kleiner dan de arbeid die een compresarbeid W sor in een compressiekoelmachine moet leveren omdat de gemiddelde densiteit van een vloeibare oplossing veel groter is dan die van een koelmiddel in dampfase. In de generator wordt warmte ˙ gen toegevoerd door een externe bron op hoge temperatuur. Door deze warmte verdampt er Q koelmiddel uit de vloeibare oplossing (endotherm proces) en er blijft een zwakke oplossing over in de generator. Het dampvormige koelmiddel gaat naar de condensor en de zwakke oplossing stroomt via een klep terug naar de absorber. Vaak is er ook een warmtewisselaar voorzien


15

waarin de zwakke vloeibare oplossing die terugkeert naar de absorber warmte afgeeft aan de sterke vloeibare oplossing die naar de generator gepompt wordt. Als koelmiddel wordt vaak ammoniak gebruikt in combinatie met water als oplosmiddel. Een alternatief is water als koelmiddel en lithium bromide als oplosmiddel [15]. Het rendement van een absorptiekoelmachine (COP) uitgedrukt als de verhouding van de nuttige onttrokken warmte in de verdamper tot de toegevoerde warmte is laag. Dit zou geen probleem zijn als er gebruik gemaakt werd van restwarmte. In deze thesis wordt de absorptiekoelmachine echter gebruikt in een trigeneratie-installatie. In dit geval is het minder evident dat een dergelijke koelmachine rendabel is. De toepassing van trigeneratie bij datacenters is onderzocht in het eindwerk van Wim Vansteenkiste (2011) [17]. Verschillende types van absorptiekoelmachines werden onderzocht. De beste prestaties in deze toepassing werden bekomen met eentraps heet water gestookte absorptiekoelmachines. Dit zijn koelmachines met het werkingsprincipe dat hierboven is uitgelegd en die in de generator van warmte voorzien worden door heet water. Dit is ook het type absorptiekoelmachine dat in deze thesis zal gebruikt worden om een trigeneratie-installatie met andere koelinstallaties te vergelijken. 𝑸𝒐𝒖𝒕

𝑸𝒈𝒆𝒏

Condensor

Generator

𝑾𝒑𝒐𝒎𝒑

Verdamper 𝑸𝒊𝒏

Absorber 𝑸𝒂𝒃𝒔

Figuur 1.13: Basisprincipe van de absorptiekoelcyclus.


1.3

16

Beschrijving van datacenter op Campus Sterre

Het uitgangspunt voor deze thesis is het datacenter van de Universiteit Gent op Campus Sterre. Dit datacenter bevindt zich in een losstaand gebouw waarin enkel het datacenter en bijhorende voorzieningen zijn ondergebracht. Figuur 1.14 toont een plattegrond van dit gebouw. Er zijn er twee datazalen. De eerste is een general purpose (GP) zaal met servers voor toepassingen als de elektronische leeromgeving Minerva, softwareplatform Athena, UGent Webmail en vakgroep servers. De tweede zaal is de high performance computer (HPC) zaal, waarin een supercomputer wordt ondergebracht. Verder is er nog een ruimte voorzien voor netwerkverbindingen, een ruimte voor de UPS en de transformatoren en een kantoorruimte. In een aparte hal bevindt zich een noodstroomgenerator en in deze hal is plaats voorzien om eventueel een warmtekrachtkoppeling met een absorptiekoelmachine te installeren.

Figuur 1.14: Plattegrond van datacenter S10.

De volledige koelinstallatie van het datacenter is gedimensioneerd op een nominaal koelvermogen van 1500 kWth . De twee datazalen staan elk in voor een nominale koellast van 640 kWth . Samen met de koeling in de netwerkzaal en de UPS ruimte bedraagt het totale koelvermogen 1500 kWth . De huidige koelinstallatie is uitgevoerd met 2N redundantie. Dit betekent dat er twee volledig gescheiden ijswatercircuits zijn (A en B). Op beide circuits staan twee parallel opgestelde koelmachines van het type Uniflair BREF 3202A. Dit wordt schematisch weergegeven in figuur 1.15. De koelmachines hebben elk een nominaal koelvermogen van 759 kWth . Zowel circuit A als circuit B kunnen aldus de volledige nominale koellast van 1500 kWth aan. In normale werking wordt de koellast gelijk verdeeld over de twee circuits, zodat ze beide in 50% deellast werken. In het geval van een defect of onderhoud kan een van beide circuits zonder problemen het nodige koelvermogen leveren. Zowel in de GP zaal als de HPC zaal gebeurt de koeling van de servers met in row cooling in combinatie met hot aisle containment. Figuur 1.16 toont hoe de koeling georganiseerd is in de GP zaal. Er zijn vier containments en in elke serverrij staan vier in row coolers van het type APC - ACRC 502 met een nominaal vermogen van 40 kWth per stuk. De helft van de in


17

Figuur 1.15: Ontdubbeling van de ijswaterproductie.

row coolers is aangesloten aan ijswatercircuit A en de andere helft aan ijswatercircuit B. Ze zijn geschrankt opgesteld, zodat alle servers nog voldoende gekoeld worden bij uitschakeling van een van de twee circuits. De HPC zaal is analoog georganiseerd.

Figuur 1.16: Bovenaanzicht van GP zaal: hot aisle containment met in row coolers.

In de in row coolers komt ijswater toe aan 15 ◦ C (ECWT, entering chilled water temperature). De leaving chilled water temperature (LCWT) schommelt rond 27 ◦ C. Het instelpunt voor de koele lucht aan de inlaat van de servers is 25.5 ◦ C en de warme lucht net na de servers heeft een temperatuur van ca. 38 ◦ C. In de netwerkzaal en de UPS ruimte staan telkens twee crah units die op detzelfde twee ijswatercircuits zijn aangesloten als de in row coolers in de datazalen. Ten slotte is er ook ventilatie voorzien in de datazalen. Om verontreiniging van de lucht in de datazalen te voorkomen, worden de datazalen in overdruk geplaatst door lucht aan 75% van de ventilatiecapaciteit naar binnen te sturen en lucht af te voeren aan 25% van de capaciteit. De hele luchtgroep van het gebouw heeft een capaciteit van 7000 m3 /h en heeft een relatief beperkte invloed op de koeling van de serverruimten. Ventilatie zal in deze thesis verwaarloosd worden.

Hoofdstuk 2

Literatuurstudie 2.1 2.1.1

Binnenklimaat in datacenters Temperatuur en relatieve vochtigheid

Om betrouwbaar te blijven werken, moet de lucht die over de racks wordt gestuurd binnen bepaalde grenzen van temperatuur en relatieve vochtigheid liggen. Vroeger werd algemeen aangenomen dat koudere temperaturen in de datazaal altijd beter waren. Er werd dan ook altijd gemikt op temperaturen van 20 − 21 ◦ C. In 2004 publiceerde het Technical Committee 9.9 (TC 9.9) van ASHRAE een eerste versie van de Thermal Guidelines for Data Processing Environments [18]. Hierin worden vier klassen onderscheiden waarin computerapparatuur kan worden ingedeeld: Class 1 : datacenters met een streng gecontroleerd binnenklimaat; Class 2 : IT-ruimten, kantoren en laboratoria met enige controle over het binnenklimaat; Class 3 : apparatuur zoals personal computers; Class 4 : toepassingen zoals point of sale-kassasystemen.

Voor elk van deze klassen worden aanbevolen en toelaatbare grenzen gegeven voor de temperatuur en relatieve luchtvochtigheid van de koele lucht die de computerapparatuur binnenstroomt. De aanbevolen grenzen garanderen steeds een betrouwbare werking van de computerapparatuur. Werking binnen de toegelaten grenzen is mogelijk voor korte periodes, maar volledige betrouwbaarheid is dan niet meer gegarandeerd. In 2004 werd een temperatuur tussen 20 en 25 ◦ C en een relatieve vochtigheid tussen 40% en 55% aangeraden. In 2008 publiceerde ASHRAE TC 9.9 een tweede editie van de Thermal Guidelines. In de praktijk bleken nogal wat datacenterbeheerders voor een hogere temperatuur te kiezen om de snel oplopende kosten van compressorkoeling het hoofd te bieden. Met het verhogen van de temperatuur- en vochtigheidsgebieden kan er immers vaker compressorloos gekoeld worden. In navolging van de praktijk veranderde ASHRAE in 2008 het aanbevolen temperaruurbereik naar 18 − 27 ◦ C en de relatieve vochtigheid naar 5, 5 ◦ C DP – 60% RH & 15 ◦ C DP. In 2011 heeft ASHRAE TC 9.9 een derde editie van de Thermal Guidelines gepubliceerd. De bereiken voor temperatuur en relatieve vochtigheid voor de bestaande vier klassen zijn niet veranderd, maar er zijn wel twee nieuwe klassen 18

Hoofdstuk 2. Literatuurstudie

19

toegevoegd. Deze nieuwe klassen hebben ruimere toegelaten temperuursbereiken, maar zijn nog niet meteen bruikbaar omdat ze bedoeld zijn voor apparatuur die nog niet bestaat. Ze vormen een basis voor fabrikanten om nieuwe hardware te ontwerpen die goed kan werken onder de condities van deze nieuwe klassen. De oude klassen Class 1, 2, 3 en 4 worden nu resp. A1, A2, B en C genoemd. De nieuwe klassen A3 en A4 omvatten apparatuur met gelijkaardige toepassingen als klasse A2, maar dan met andere klimaatvereisten. De temperatuur- en vochtigheidsgebieden uit de Thermal Guidelines 2011 worden weergegeven in tabel 2.1, tabel 2.2 en figuur 2.1. Aanbevolen (A1 tot A4) Temperatuur

18 ◦ C – 27 ◦ C

Relatieve vochtigheid

5, 5 ◦ C DP – 60%RH & 15 ◦ C DP

Tabel 2.1: Aanbevolen temperatuur en relatieve vochtigheid voor klassen A1 tot A4, [18].

Toegelaten Temperatuur (◦ C)

Relatieve vochtigheid

A1

15–32

20%RH – 80%RH

A2

10–35

20%RH – 80%RH

5–40

−12 ◦ C

DP & 8%RH – 85%RH

A4

5–45

−12 ◦ C

DP & 8%RH – 90%RH

B

5–35

8%RH –80%RH

C

5–40

8%RH –80%RH

A3

Tabel 2.2: Toegelaten temperatuur en relatieve vochtigheid, [18].

2.1.2

Luchtcontaminatie

Datacenters rechtstreeks koelen met buitenlucht kan voor een grote energiebesparing zorgen. De keerzijde van deze medaille is dat met de buitenlucht ook deeltjes en schadelijke gassen mee binnenkomen. Dit is de belangrijkste reden waarom directe vrije koeling vandaag nog zo weinig wordt toegepast. ASHRAE TC 9.9 [19] heeft ook voor deze problematiek een whitepaper uitgegeven. Hierin staan richtlijnen en limieten voor luchtverontreiniging in datacenters. Shehabi et al. [20] gebruiken deze richtlijnen in een studie waarin onderzocht wordt of betere filters de computerapparatuur voldoende kunnen beschermen en toch energiebesparend kunnen zijn. De conclusie is dat de gangbare filters eigenlijk al voldoende zijn om de verontreiniging binnen de door ASHRAE voorgestelde limieten te houden. Bij directe vrije koeling met betere filters kan de verontreiniging op hetzelfde niveau gebracht worden als het geval is bij traditionele koelmethoden met gangbare filters. Intel [21] is nog een stap verder gegaan en heeft een proof of concept experiment gedaan waarbij datacenters langdurig gekoeld werden met onbehandelde buitenlucht. Er werd geen verhoogd faalpercentage vastgesteld.


20

Figuur 2.1: ASHRAE klassen voor datacenters, [18].

Deze studies tonen aan dat computerapparatuur beter bestand is tegen verontreinigde lucht dan tot nu toe gedacht werd. Daarom zal in deze thesis ook directe vrije koeling onderzocht worden.

2.2 2.2.1

Evaluatiecriteria Power Usage Effectiveness (PUE)

De Power Usage Effectiveness (PUE) is een parameter die in de datacenterindustrie algemeen gebruikt wordt om de energie-efficiëntie van een datacenter uit te drukken. Het is de verhouding van het totale elektrische vermogen dat aan het datacenter wordt geleverd (kWel ) tot het elektrische vermogen dat door de computerapparatuur geconsumeerd wordt (kWel ) [22]:

PUE =

T otaal elektrisch vermogen aan datacenter geleverd Elektrisch vermogen gebruikt door computerapparatuur

(2.1)

Het totale elektrische vermogen dat gebruikt wordt in een datacenter bestaat uit de volgende componenten: Computerapparatuur: al het vermogen dat opgenomen wordt door opslagservers, rekenservers, netwerkapparatuur en randapparatuur zoals monitors en computers nodig voor het beheer van het datacenter. Stroomtoevoer: UPS (uninterruptable power supply), PDU (power distribution units), batterijen en distributieverliezen buiten de computerapparatuur.


21

Koelinstallatie: chillers, klimaatkasten, pompen, ventilatoren . . . Andere verbruikers zoals verlichting.

De PUE kan variëren van één tot oneindig. Een datacenter met een PUE die gelijk is aan één, zou 100% efficiënt zijn, i.e. alle elektrische energie die geleverd wordt aan het datacenter, wordt enkel gebruikt door de computerapparatuur. In de praktijk is dit uiteraard niet mogelijk, aangezien de warmte die gedissipeerd wordt door de computerapparatuur moet gekoeld worden en er altijd verliezen optreden in de stroomvoorziening. Volgens een benchmarkstudie van Greenberg et al. [2] die 22 datacenters onderzocht in 2006, is de PUE typisch gelijk aan 2, variërend van 1.3 tot 3. Dit wil zeggen dat per kW die de comperapparatuur gebruikt, gemiddeld nog een kW gebruikt wordt door koeling, stroomvoorziening en verlichting. Door verbeterde energie-efficiëntie zijn hogere PUE’s mogelijk. De U.S. Environmental Protection Agency [23] kijkt wat er zou gebeuren met de PUE onder verschillende scenario’s in de periode 2007-2011, uitgaande van een PUE van 2 in 2007. De resultaten zijn weergegeven in tabel 2.3. De scenario’s zijn [23]: Improved operation: met de huidige installaties en zonder grote investeringen worden energie-efficiëntiewinsten gemaakt door strategieën toe te passen zoals het aanpassen van setpunten voor de temperatuur en relatieve vochtigheid en computerapparatuur met een eigen energiebeheer. Best practice: de technologieën van de best presterende datacenters van vandaag worden in alle datacenters toegepast. Deze technologieën zijn de ‘beste van de klas’ en hebben hun waarde al bewezen. Dit scenario vertegenwoordigt technologieën die kosteneffectief zijn, maar vandaag nog niet erg vaak toegepast. State of the art: toont hoe ver de verbeteringen in energie-efficiëntie kunnen gedreven worden door de meest efficiënte technologieën en de beste energiebeheerstrategieën toe te passen die met de huidige technologie mogelijk zijn.

Scenario

Verwachte PUE in 2011

Huidige trends zetten zich voort

1.9

’Improved operation’

1.7

’Best practice’

1.5–1.7

’State of the Art’

1.4–1.7

Tabel 2.3: Verwachte PUE in 2011 voor verschillende scenario’s volgens [23].

De PUE’s die vermeld worden in verschillende studies lopen sterk uiteen. De waarde van de PUE hangt immers sterk af van de manier waarop deze gemeten wordt. In sommige gevallen wordt enkel rekening gehouden met de computerapparatuur, koeling, stroomvoorziening en verlichting


22

van de serverruimten. In andere studies wordt het hele gebouw waarin de datazaal zich bevindt meegerekend, dus bijvoorbeeld ook de kantoorruimte voor het beheer van het datacenter. Soms worden de verliezen in de UPS meegerekend en soms niet, etc. Bovendien is er een groot verschil tussen de theoretische waarden die vooropgesteld worden in haalbaarheidsstudies en de werkelijke waarden die gemeten worden in een werkend datacenter. De vergelijking van PUE’s uit de literatuur en uit de praktijk moet dus steeds voldoende kritisch gebeuren.

2.2.2

Energy Usage Effectiveness (EUE)

Een andere maatstaf om de energie-efficiëntie van datacenters te vergelijken is de Energy Usage Effectiveness (EUE). Deze parameter is heel gelijkaardig aan de PUE, maar is niet de verhouding tussen de vermogens, maar wel tussen het energiegebruik van het totale datacenter en van de computerapparatuur (in kWh):

EU E =

T otale elektrische energie aan datacenter geleverd Elektrische energie gebruikt door computerapparatuur

(2.2)

Voor de berekening van deze parameter wordt gerekend met het energiegebruik over een langere periode (bv. een jaar). Zowel de koude seizoenen waarin de economizers kunnen werken als de warmere seizoenen waarin de economizers niet meer kunnen werken worden in rekening gebracht. Daarom is de EUE een beter geschikte maatstaf dan de PUE, die rekent met het vermogen in bepaalde ogenblikkelijke omstandigheden. Een vergelijkende studie van 108 datacenters door de U.S. Environmental Protection Agency [24] vindt een gemiddelde EUE van 1.91, variërend tussen 1.25 en 3.75. Deze waarden zijn dus zeer gelijkaardig aan de waarden die in de benchmarkstudie van Greenberg et al. [2] gevonden zijn voor de PUE. Opnieuw wordt opgemerkt dat deze parameter met de nodige voorzichtigheid moeten gebruikt worden. In [24] wordt ook op de subjectiviteit van parameters als de PUE en de EUE gewezen.

2.2.3

Primaire energieconsumptie (PEC)

Om absorptiekoelmachines met gasmotoren als warmtebron te vergelijken met louter elektrische koelmethoden, kan niet zonder meer gebruik gemaakt worden van parameters als de PUE en EUE. Deze vergelijkingscriteria houden namelijk geen rekening met het verschil tussen de primaire energie-input van aardgas en elektriciteit. Daarom zal gebruik gemaakt worden van de totale primaire energieconsumptie (PEC) van het datacenter. De totale PEC is de netto primaire energie (in GWh/ jaar) die door het volledige datacenter met bijhorende installaties gebruikt wordt en is gelijk aan het verschil tussen de totale geconsumeerde energie en de totale geproduceerde energie. Hierbij wordt de elektrische energie die op het net aangekocht wordt, omgerekend naar primaire energie m.b.v. een referentierendement. Dit referentierendement wordt door de overheid opgelegd. De Vlaamse Overheid legt een rendement op van 40% [25], d.w.z. dat voor de productie van 1 eenheid elektrische energie, er gemiddeld 2.5 eenheden primaire energie nodig zijn. Bij compressiekoelmachines met free chilling en bij luchtzijdige vrije koeling is de PEC


23

dus de som van het primair energiegebruik van de chillers, ventilatoren, pompen, computerapparatuur, stroomvoorziening en verlichting. Er is immers geen geproduceerde energie. In het geval van trigeneratie wordt er wel elektriciteit geproduceerd door de installatie zelf. Als dit niet voldoende is om de rest van het datacenter van elektriciteit te voorzien, moet elektrische energie op het net aangekocht worden. Deze aangekochte elektrische energie wordt via het referentierendement omgerekend naar primaire energie. Als er meer elektrische energie geproduceerd wordt dan er geconsumeerd wordt, dan moet er geen elektrische energie aangekocht worden op het net. Bij trigeneratie is de PEC gelijk aan de som van de elektrische energie die op het net aangekocht moet worden (omgerekend naar primaire energie) en het primaire energiegebruik van de gasmotoren. Het nadeel van de PEC is dat er een arbitraire factor nodig is om elektrische energie om te rekenen naar primaire energie. Deze door de overheid opgelegde factor hangt af van land tot land, waardoor de bekomen waarden niet universeel zijn. Op basis van het primaire energiegebruik (PEC) en de energy usage effectiveness (EUE) zal in hoofdstuk 4 een nieuwe vergelijkingsparameter (EU Eprim ) gedefinieerd worden die de energieefficiëntie van een datacenter uitdrukt, rekening houdend met verschillende primaire energiebronnen. Met deze parameter kan de trigeneratie-installatie vergeleken worden met de overige installaties.

2.2.4

Total Cost of Ownership (TCO)

Op financieel vlak kunnen de verhoudingen tussen verschillende koeltechnieken anders liggen dan in het geval van een zuiver energetische analyse. Daarom wordt ook de Total Cost of Ownership (TCO) van de technieken bekeken. Dit is een parameter die in haalbaarheidsstudies gebruikt wordt om te berekenen hoeveel het kost om een bepaalde installatie een bepaald aantal jaren in dienst te houden. Deze totale kost wordt berekend uit de volgende elementen: Investeringskost: de totale aankoopkost van alle onderdelen en de installatiekost. Operatiekost: kosten voor het onderhoud en de exploitatie van de installatie. Energiekost: aankoop van elektriciteit, gas en water.

De kosten per jaar, zogenaamde jaarlijkse cash flows, worden geactualiseerd met een rentevoet. Een gedetailleerde beschrijving van de berekeningsmethode wordt gegeven in hoofdstuk 4.


2.3

24

Case studies in de literatuur

In de literatuur zijn verschillende case studies te vinden [26; 27; 5]. Deze bestuderen een bestaand datacenter in detail en brengen het energiegebruik ervan in kaart. De energie-analyses in deze studies zijn allemaal gebaseerd op metingen. Er wordt gezocht naar inefficiënt energiegebruik en potentiele besparingen. In Karlsson et al. [26] worden metingen gedaan van de temperaturen en het debiet van de lucht in de datazaal. Er wordt een laag temperatuurverschil gemeten over de servers. Door een hoger temperatuurverschil over de servers toe te laten kan het luchtdebiet van de crac-ventilatoren verminderen. Het elektrische vermogen van ventilatoren varieert met de derde macht van het debiet [28]. Dit betekent dat een halvering van het debiet in theorie betekent dat het vermogen met een factor 8 verminderd wordt. Het debiet verlagen heeft dus een aanzienlijke invloed op het energiegebruik. In Sun et al. [27] worden twee datacenters zonder economizers geanalyseerd op basis van metingen van het elektriciteitsverbruik van de computerapparatuur, HVAC, stroomvoorziening en verlichting. HVAC staat hier in voor ongeveer de helft van het totale elektriciteitsverbruik. Er wordt geconcludeerd dat dit verbruik zeer sterk kan teruggedrongen worden, o.a. door de temperatuur in de datazalen te verhogen en door een beter air management. Lu et al. [5] onderzoeken een datacenter waarbij de koeling gebeurt met ijswater gekoelde crac’s en free chilling op het ijswater wanneer de buitentemperatuur het toelaat. Opnieuw wordt opgemerkt dat de chiller-efficiëntie kan verbeterd worden door de temperatuur in de datazaal te verhogen. Het vermogen van de ventilatoren kan sterk teruggeschroefd worden door variable frequency drive (VFD) te gebruiken, waardoor het temperatuurverschil over de servers altijd voldoende groot gehouden wordt. Als de ventilatoren immers steeds een constant debiet leveren, zal dit temperatuurverschil afnemen wanneer de servers minder warmte afgeven. Er wordt ook opgemerkt dat door het gebruik van free chilling het aandeel van de chillers in het totale vermogen afneemt. Het energiegebruik van de ventilatoren wordt dan belangrijker en biedt het meeste potentieel om energie te besparen. De conclusie dat de energieprestatie van een datacenter gevoelig kan verbeterd worden door een hogere temperatuur aan te houden in de datazalen, wordt genuanceerd door Patterson [29]. Hierin wordt beschreven hoe een hoge inlaattemperatuur in de servers zorgt voor hogere elektrische lekstromen in de CPU. Bij hoge temperaturen kan de energiedissipatie door deze lekstromen oplopen tot 50% van de totale energie die de computerapparatuur gebruikt [29]. De interne ventilatoren in de servers zijn zo ontworpen dat ze hun snelheid aanpassen om de temperatuur van de CPU onder een door de fabrikant ingestelde maximale temperatuur te houden. Een hogere inlaat temperatuur in de servers betekent dus een hoger energiegebruik van deze ventilatoren. Dit verhoogde energiegebruik moet afgewogen worden tegen de energiewinst die wordt gemaakt door de efficiënter werkende chillers. Aan de hand van rekenvoorbeelden wordt aangetoond dat een temperatuurverhoging nauwelijks of geen energiewinst oplevert in het geval van een chiller zonder economizer. Als er wel gebruik gemaakt wordt van een economizer, zal er in totaal wel energiewinst zijn. Hoe hoger de inlaattemperatuur wordt gekozen, hoe meer


25

er immers aan free chilling of vrije koeling kan gedaan worden. Voorgaande studies bekijken enkel bestaande situaties [26; 27; 5] of werken met eenvoudige stationaire modellen [29]. Om een grondige vergelijking te maken van de energieprestatie van verschillende koeltechnieken, zijn gedetailleerde modellen nodig waarop transiënte simulaties worden uitgevoerd. Een goed model kan aantonen welke invloed verschillende parameters hebben op de energieprestatie van een bepaalde koelinstallatie. In een model kunnen parameters gemakkelijk gevarieerd worden, wat bij werkelijke installaties niet altijd mogelijk is.

2.4

Simulatiemodellen in TRNSYS

Vansteenkiste [17] onderzoekt de haalbaarheid van trigeneratie bij datacenters. Er wordt een vergelijking gemaakt tussen compressiekoelmachines met free chilling en vier types van absorptiekoelmachines met gasmotoren als warmtebron. In een nominale vergelijking van deze installaties blijkt dat de compressiekoelmachines de laagste PEC halen, maar vergelijkbaar zijn met eentraps heet water gestookte absorptiekoelmachines. De absorptiekoelmachines die in deze thesis onderzocht worden, zullen dan ook van dit laatste type zijn. Verder wordt er door Vansteenkiste [17] ook een sensitiviteitsanalyse gedaan. Er wordt onderzocht wat de invloed op de PEC en TCO is van de elektrische en thermische efficiëntie van de gasmotoren, de COP van de koelmachine en het temperatuurregime van het ijswater. Wanneer free chilling wordt toegevoegd aan de trigeneratie installatie, worden een lagere PEC en een lagere TCO gevonden. Ten slotte wordt er opgemerkt dat het referentierendement voor omrekening van elektrische naar primaire energie een belanrijke invloed heeft op de PEC en de TCO. Mackay [30] onderzoekt wat de invloed is van het temperatuurregime van het ijswater op de prestatie van de chillers. Dit wordt onderzocht voor systemen met en zonder free chilling. Bij installaties met free chilling wordt gekeken welke buitentemperatuur optimaal is om te starten met gedeeltelijke free chilling. Daarbij wordt opgemerkt dat een te hoge temperatuur om gedeeltelijke free chilling in te schakelen niet voordelig is, omdat de drycoolers dan zeer veel energie gebruiken. Hierdoor kan het voordeel van gedeeltelijke free chilling teniet gedaan worden. Verder onderzoekt Mackay[30] ook de toepassing van trigeneratie bij datacenters. Opnieuw wordt er een vergelijking gemaakt tussen een systeem met en een systeem zonder free chilling. Het gasverbruik van het systeem zonder free chilling is bijna dubbel zo groot als dat van het systeem met free chilling. Wanneer free chilling wordt toegepast, moet de absorptiekoelmachine immers niet meer werken, waardoor de motor ook geen gas meer verbruikt. Om het elektriciteitsverbruik van het datacenter te bepalen, wordt de elektrische energie die geproduceerd is door de generator afgetrokken van de IT-load. Daardoor wordt geconcludeerd dat het totale elektriciteitsverbruik van een datacenter met trigeneratie zonder free chilling slechts de helft is van het totale elektriciteitsverbruik van een systeem met free chilling. Uit deze verhoudingen van de gas- en elektriciteitsconsumptie wordt besloten dat de totale CO2 uitstoot van het systeem zonder free chilling 4% kleiner is dan bij het systeem met free chilling.


26

Dit resultaat wordt bekomen door te rekenen met een CO2 -uitstoot van 0.43 kgCO2 /kWh voor elektriciteit en 0.19 kgCO2 /kWh voor gas. In vergelijking met compressiekoelmachines met en zonder free chilling blijkt een trigeneratie installatie een grotere CO2 -uitstoot te hebben. Hierbij wordt de invloed van het controlesysteem van de trigeneratie installatie aangehaald. In de studie wordt de trigeneratie installatie geregeld volgens de koelvraag aan de absorptiekoelmachine. Een andere manier van regelen, zou de CO2 -uitstoot eventueel kunnen reduceren. De energiekosten (Me/jaar) van een trigeneratie installatie blijken dan weer lager te zijn dan van elektrische compressiekoelmachines met en zonder free chilling. De oorzaak hiervan is het grote prijsverschil tussen elektriciteit en gas [30].


2.5

27

Conclusie: afbakening van het onderzoeksgebied

Deze thesis gaat op zoek naar de meest efficiënte methoden om datacenters te koelen. Daartoe worden de energieprestatie en de financiële haalbaarheid van vier verschillende koeltechnieken met elkaar vergeleken. De vier onderzochte koelconcepten zijn: Superchiller Bij deze techniek wordt gebruik gemaakt van in row coolers in de datazaal. De koelbatterij van de in row coolers wordt van ijswater voorzien door een superchiller. Dit zijn compressiekoelmachines met een ingebouwde uitrusting om aan free chilling te doen (zie paragraaf 1.2.2). Trigeneratie Ook bij deze installatie wordt de lucht in de datazalen gekoeld door het ijswater in de koelbatterij van de in row coolers. Dit ijswater wordt gekoeld door een absorptiekoelmachine die van warmte wordt voorzien door een warmtekrachtkoppeling (WKK) die naast warmte ook elektriciteit produceert (zie paragraaf 1.2.4). Voor deze WKK worden motoren gebruikt die werken op aardgas. Indirecte vrije koeling Deze koelinstallatie koelt de lucht in de datazalen met een indirecte evaporatieve koeler. Dit is een lucht-lucht warmtewisselaar waarbij aan de secundaire zijde buitenlucht stroomt en aan de primaire zijde de datacenterlucht. De secundaire lucht wordt evaporatief gekoeld en er is een koelbatterij met ijswater voorzien om de primaire lucht extra te koelen bij hoge belastingen (zie paragraaf 1.2.3.2). De primaire lucht wordt via een verhoogde vloer in de koude gangen geblazen en via een plenum in het plafond afgezogen. Directe vrije koeling Bij deze techniek worden de datazalen gekoeld door recirculatielucht uit de datazalen te mengen met buitenlucht. Er is ook een koelbatterij voorzien om extra te koelen bij hoge belastingen (zie paragraaf 1.2.3.2). Net zoals bij indirecte vrije koeling wordt er met een verhoogde vloer gewerkt.

De analyse wordt uitgevoerd voor een datacenter zoals dat van de Universiteit Gent op Campus Sterre. Het model dat in de simulaties in deze thesis gebruikt wordt, is op dit datacenter gebaseerd, maar enkele vereenvoudigingen zijn toegepast. De volgende eigenschappen zijn gehanteerd bij de modellering van het datacenter en worden verder de ‘nominale randvoorwaarden’ genoemd: De totale nominale koelvraag van het datacenter is 1500 kWth . Dit is de thermische belasting waarvoor de koelinstallaties ontworpen moeten worden. Voor de analyse in deze thesis wordt aangenomen dat de volledige belasting enkel bestaat uit computerapparatuur. Andere warmtebronnen zoals de UPS en verlichting worden niet meegerekend. Daarbij wordt verondersteld dat alle elektrische energie die door de computerapparatuur ˙ coolreq ). geconsumeerd wordt (= totale IT load), omgezet wordt in warmte (= Q


28

Er wordt een constant temperatuurregime van de lucht over de serverkasten verondersteld. Als inlaattemperatuur wordt 25°C genomen. Het temperatuurverschil over de serverkasten wordt steeds constant gehouden op 12°C. De ingestelde temperatuur van het ijswater is voor alle modellen gelijk aan 15°C. Redundantie wordt niet beschouwd. Dit is omdat redundantie niet voor alle installaties hetzelfde betekent. Zo zal bij de trigeneratie-installatie in de praktijk geen tweede absorptiekoelmachine als redundante koelmachine gebruikt worden, maar eerder een goedkoper alternatief. Daarom wordt zowel voor de energieberekeningen als de financiële analyse gerekend met ‘N redundantie’ in plaats van ‘2N redundantie’. Er wordt volmaakt air management verondersteld in de datazaal. Dit betekent dat de lucht die toegevoerd wordt om de servers te koelen allemaal nuttig gebruikt wordt voor de koeling. Bypass en recirculatie zijn dus geëlimineerd door gebruik te maken van warme en koude gangen, containment, voldoende afdichtingen, etc.

De vergelijking van de vier koelmethoden gebeurt a.d.h.v. transiënte modellen in het energiesimulatiepakket TRNSYS. Tijdsvariaties kunnen in rekening worden gebracht in de simulaties. Er wordt gewerkt met klimatologische gegevens uit de TRNSYS-database (Meteonorm). Om te beginnen wordt een vergelijking gemaakt van de verschillende koeltechnieken onder de nominale randvoorwaarden. Als vergelijkingscriteria worden de primaire energieconsumptie (P EC), de primary energy usage effectiveness (EU Eprim ) en de total cost of ownership (T CO) gebruikt. Daarna volgt een sensitiviteitsanalyse die de invloed van bepaalde parameters op de energieprestatie van de koeltechnieken aantoont. Eerst wordt de invloed van de belasting en van de gekozen inlaattemperatuur op de energie-prestatie onderzocht. Vervolgens wordt de invloed bestudeerd van enkele technische parameters, zoals het thermische en elektrische rendement van de gasmotoren en de COP van de absorptiekoelmachine, en van economische parameters, nl. de gas- en elektriciteitsprijs. De bedoeling van deze sensitiviteitsanalyse is om het gedrag van de koelinstallaties beter te begrijpen en verhoudingen tussen de verschillende koeltechnieken bij nominale randvoorwaarden te nuanceren.

Hoofdstuk 3

Simulatiemodellen In dit hoofdstuk worden de vier modellen besproken die in deze thesis gebruikt worden om simulaties in TRNSYS uit te voeren. Deze simulatiemodellen zijn: 1. Superchiller 2. Trigeneratie 3. Directe vrije koeling 4. Indirecte vrije koeling Eerst wordt beschreven hoe het datacenter gemodelleerd wordt voor alle simulatiemodellen. Vervolgens wordt van elk model een principeschema gegeven. Daarvan wordt de algemene werking uitgelegd en de keuze van de belangrijkste componenten wordt toegelicht.

3.1

Modellering van het datacenter

Het datacenter is een gemeenschappelijk element in de vier simulatiemodellen. Dit datacenter legt een bepaalde koellast op aan de betreffende koelinstallatie. In deze thesis wordt de belasting van de koelinstallatie sterk vereenvoudigd voorgesteld. Enkel de warmte die wordt afgegeven door de computerapparatuur wordt beschouwd. De warmte afkomstig van de UPS, verlichting en alle overige warmtebronnen wordt buiten beschouwing gelaten. Er wordt gebruik gemaakt van één enkele component die representatief is voor de datazalen met serverkasten. Het geheel van serverkasten, warme en koude gangen, verhoogde vloer, etc., wordt gemodelleerd als één enkele serverkast die warmte afgeeft aan de lucht die erdoor stroomt. Deze vereenvoudigde component wordt schematisch voorgesteld in figuur 3.1.

De lucht wordt de serverkasten ingeblazen met een gegeven debiet m ˙ a en heeft een temperatuur Ta,Supply . In de serverkasten wordt de lucht opgewarmd door de warmte Q˙ coolreq (kWth ) die wordt afgegeven door de computerapparatuur. Met cp,a de warmtecapaciteit van lucht wordt de uitlaattemperatuur van de lucht na de serverkasten bepaald: 29

Hoofdstuk 3. Simulatiemodellen

𝑇𝑎𝑖𝑟,𝑆𝑢𝑝𝑝𝑙𝑦 𝑚𝑎𝑖𝑟

30

SERVERKASTEN

𝑇𝑎𝑖𝑟,𝑅𝑒𝑡𝑢𝑟𝑛 𝑚𝑎𝑖𝑟

𝑄𝑐𝑜𝑜𝑙𝑟𝑒𝑞 Figuur 3.1: Datacentermodel.

Ta,Return = Ta,Supply +

Q˙ coolreq cp,a · m ˙a

(3.1)

In alle modellen wordt de lucht die door de serverkasten stroomt steeds zodanig behandeld door de koelinstallatie dat er een constant temperatuurregime heerst tussen de warme en koude gang. Ten eerste wordt de inlaattemperatuur van de lucht in de serverkasten geregeld op een bepaalde insteltemperatuur. Deze temperatuur zal verder in deze thesis steeds de inlaattemperatuur of TaSupply genoemd worden. In het nominale geval dat in deze thesis beschouwd wordt, is de inlaattemperatuur TaSupply = 25 ◦ C. Ten tweede wordt ook het temperatuurverschil ∆Ta over de serverkasten gecontroleerd zodat dit steeds gelijk is aan 12°C.


3.2

31

Superchiller

Het principeschema van het simulatiemodel van de installatie met superchillers is weergegeven in figuur 3.2. Links onderaan in het schema staan de serverkasten. Deze geven warmte af aan de lucht zoals beschreven in paragraaf 3.1. De warme lucht wordt door de ventilatoren van de in row coolers over de koelbatterijen van de in row coolers geblazen. In deze koelbatterijen wordt de lucht afgekoeld door ijswater dat met de secundaire ijswaterpompen uit het buffervat gepompt wordt. De kant van de serverkasten wordt de secundaire zijde van het buffervat genoemd. Het buffervat wordt steeds voorzien van ijswater op de gewenste temperatuur door de koelinstallatie aan de primaire zijde van het buffervat. Deze koelinstallatie bestaat uit superchillers die in het model opgebouwd zijn uit een ‘free chiller’ en een luchtgekoelde compressiekoelmachine. Het ijswater aan de primaire zijde wordt rondgepompt met de primaire ijswaterpompen. In wat volgt wordt een uitgebreide beschrijving gegeven van de modellering van de afzonderlijke componenten in dit schema. Ook de regeling van de afzonderlijke componenten en van de volledige koelinstallatie wordt uitgelegd.

SUPERCHILLER

Luchtgekoelde compressiekoelmachine

Free chiller

Secundaire ijswaterpomp

IRC

Buffervat

Primaire ijswaterpomp

------ IJswater ------ Lucht Serverkasten

Figuur 3.2: Principeschema van het simulatiemodel ‘Superchiller’.

3.2.1

In row coolers

De opgewarmde lucht die terugkomt uit de serverkasten wordt afgekoeld in de in row coolers (IRC). Deze koeleenheden bestaan uit een ventilator en een koelbatterij met ijswater. In werkelijkheid is er per serverkast een IRC aanwezig. In het model worden deze vele kleine IRC’s voorgesteld door één grote koeler met één koelbatterij en één grote ventilator. Deze koelbatterij


32

is in TRNSYS gemodelleerd als een kruisstroom warmtewisselaar met een totale warmteoverdrachtscoëfficiënt van 160 kW/K. Deze waarde is berekend op basis van de technische datasheets van de IRC’s van het type APS InRow ACRC502 [31]. De ventilator moet een totaal debiet van 375.000 m3 /h kunnen leveren. Het specifieke vermogen van de ventilator is ook berekend op basis van de technische datasheets van de IRC’s en bedraagt 1.15 kW/(m3 /s). De ventilatoren van de IRC’s zijn in toerental regelbaar en zorgen ervoor dat het temperatuurverschil over de serverkasten steeds op de gewenste waarde blijft (∆Ta,Set = 12 ◦ C). Aldus wordt het luchtdebiet over de servers:

m ˙a=

Q˙ coolreq cp,a · ∆Ta,Set

(3.2)

Het ijswaterdebiet door de IRC’s wordt zodanig geregeld dat de inlaattemperatuur van de lucht in de serverkasten steeds de gewenste waarde (TaSupply,Set ) heeft. De secundaire ijswaterpompen worden dus geregeld om het volgende debiet te leveren:

m ˙ chw2 =

cp,a · (Ta,Return − Ta,Supply,Set ) ·m ˙a cp,chw2 · (Tchw2,Return − Tchw2,Supply )

(3.3)

De term Tchw2,Return in deze vergelijking (de temperatuur van het secundaire ijswater na de IRC), wordt door TRNSYS berekend aan de hand van de –NTU methode: · cp,a · m ˙ a · (Ta,Return − Tchw2,Supply ) cp,chw · m ˙ chw

(3.4)

1 − exp(−C ∗ · N T U ) ) C∗

(3.5)

cp,a · m ˙a cp,chw2 · m ˙ chw2

(3.6)

Tchw2,Return = Tchw2,Supply +

= 1 − exp(− C∗ =

NTU =

UA cp,a · m ˙a

(3.7)

Verder zijn: Tchw2,Supply : de temperatuur van het secundaire ijswater dat de IRC binnenkomt. Ta,Return : de temperatuur van de warme lucht die uit de serverkasten komt. Ta,Supply,Set : de gewenste inlaattemperatuur van de lucht in de servers. cp,chw2 en cp,a : de specifieke warmtecapaciteiten van resp. secundair ijswater en lucht. m ˙ a : het luchtdebiet dat hierboven berekend is voor de ventilatoren van de IRC’s.


3.2.2

33

Buffervat

De ijswaterdistributie bestaat uit een primair en een secundair circuit die van elkaar gescheiden zijn door een buffervat. De secundaire zijde is de kant van de datazalen en de primaire zijde is de kant van de koelinstallatie. Het is nodig om deze circuits van elkaar te scheiden omdat aan de secundaire zijde het ijswaterdebiet aangepast wordt aan de koellast, terwijl aan primaire zijde een constant ijswaterdebiet gewenst is voor de verdamper van de koelmachine. Deze scheidingsfunctie zou ook vervuld kunnen worden door een warmtewisselaar. In het model is echter gekozen voor een buffervat omdat dit de uitvoering is die in de praktijk gebruikt wordt. Het primaire ijswaterdebiet (m ˙ chw ) wordt steeds constant gehouden op de nominale waarde, met als gevolg dat er te allen tijde evenveel ijswaterafname is aan de primaire zijde van het buffervat. Dit heeft als consequentie dat het temperatuurverschil van het ijswater aan de primaire zijde rechtstreeks afhankelijk is van de koellast. Bij een kleine koellast zal het temperatuurverschil veel kleiner zijn dan bij een grote koellast, want er geldt:

∆Tchw =

Q˙ coolreq cp,chw · m ˙ chw

(3.8)

Aangezien de koelinstallatie geregeld wordt om een bepaalde ingestelde ijswatertemperatuur (Tchw,Set ) te bekomen, wordt de temperatuur van het opgewarmde ijswater dat aan de primaire zijde uit het buffervat komt, bepaald door de koellast:

Tchw,Return = Tchw,Set + ∆Tchw

(3.9)

In de praktijk zal de primaire ijswaterpomp een aan/uit-regeling hebben waardoor de koelinstallatie slechts gedurende bepaalde tijdsintervallen wordt belast in plaats van voortdurend. Het buffervat vervult in dat geval ook werkelijk de taak van een buffer: zolang het buffervat ijswater van de gewenste temperatuur kan leveren, moet de koelinstallatie niet werken, maar zodra het ijswater in het buffervat te veel is opgewarmd, worden de primaire ijswaterpompen en de koelinstallatie ingeschakeld. In dit vereenvoudigde model is de scheiding tussen het primaire en secundaire ijswatercircuit omwille van het debietverschil echter de enige taak van het buffervat. Verder heeft dit buffervat dus geen invloed op de simulaties.

3.2.3

Superchiller

De modellering van de superchiller-component is gebaseerd op de superchillers die gebruikt worden in het datacenter op Campus Sterre. Deze zijn van het type Uniflair BREF 3202A [32]. De specificaties van deze koelmachines zijn weergegeven in tabel 3.1. Omdat er geen deellastgegevens beschikbaar waren van de Uniflair BREF 3202A superchillers, is er gebruik gemaakt van catalogusgegevens van McQuay superchillers [33]. Deze data zijn


34

Uniflair BREF 3202A Koelcapaciteit COP Koelcapaciteit in free chilling COP in free chilling

759 kWth 3.23 443 kWth 15.52

Tabel 3.1: Nominale gegevens van de Uniflair BREF 3202A superchiller [32].

geëxtrapoleerd zoals beschreven in het eindwerk van Wim Vansteenkiste [17]. De bekomen karakteristieken worden getoond in figuren A.1 en A.2 in bijlage A De beschouwde nominale koellast van het datacenter is 1500 kW. Daarom zijn er in principe twee van deze superchillers nodig. In het simulatiemodel worden deze twee koelmachines echter voorgesteld door een enkele koelmachine van 1500 kW. Bovendien zal er in de praktijk ook 2N redundantie zijn, waardoor er twee koelcircuits zijn die bij normale werking beide in 50% deellast werken. Zowel de ontdubbeling van de koelmachine als de redundantie zouden een invloed hebben op de werkingskarakteristieken van de koelmachine. Aangezien de werkingskarakteristieken hoe dan ook al arbitrair gekozen zijn, kan deze vereenvoudiging gerechtvaardigd worden. In de componentenbibliotheek van TRNSYS is geen standaard component voor een superchiller beschikbaar. Er is bestaat wel een component voor een luchtgekoelde compressiekoelmachine. Daarom wordt de superchiller gemodelleerd als een compressiekoelmachine die in serie achter een drycooler geschakeld is. Deze drycooler zal in het vervolg ‘free chiller’ worden genoemd.

3.2.3.1

Luchtgekoelde compressiekoelmachine

In TRNSYS bestaat een standaard component voor een luchtgekoelde compressiekoelmachine, nl. Type 655. Voor een mathematische beschrijving van Type 655 wordt verwezen naar bijlage A. 3.2.3.2

Free chiller

De free chiller is gemodelleerd als een dwarsstroom warmtewisselaar waarin het ijswater wordt gekoeld door buitenlucht die met ventilatoren over de buizen van de warmtewisselaar wordt geblazen. Aan de hand van de technische datasheets van de Uniflair BREF 3202A superchillers is bepaald dat het nominale luchtdebiet van de ventilatoren m ˙ a,F Ch,nom = 3 3 300.000 m /h is. Het specifieke vermogen van deze ventilatoren is 0.50 kW/(m /s). De warmteoverdrachtscoëfficiënt van de warmtewisselaar is op basis van de gegevens in de technische datasheets bepaald als 120 kW/K. De maximale capaciteit van de free chiller is 886 kW, m.a.w. een verdubbeling van de koelcapaciteit in free chilling van een enkele Uniflair BREF 3202A superchiller (tabel 3.1).

Bij een werkelijke superchiller zijn de ventilatoren van de free chiller dezelfde ventilatoren als die van de condensor. In het simulatiemodel zijn er afzonderlijke ventilatoren voor de free chiller


35

en de condensor. De ventilatoren kunnen in het model afzonderlijk geregeld worden, terwijl dit in de praktijk niet het geval is. Een andere vereenvoudiging in het model is dat het ijswater rechtstreeks gekoeld wordt in de free chiller. In werkelijkheid zit tussen het ijswatercircuit en de warmtewisselaar voor free chilling een circuit met glycol, maar dit is niet opgenomen in het model. Dit glycolcircuit zou ervoor zorgen dat het temperatuurverschil tussen de buitenlucht en het ijswater nog iets groter zou moeten zijn voor er aan free chilling kan gedaan worden.

3.2.4

Werkingstoestanden van de superchiller

De samengestelde superchiller-component kan afhankelijk van de buitentemperatuur en de belasting in drie bedrijfstoestanden werken voor het koelen van het primaire ijswater. Deze toestanden zijn achtereenvolgens: zuivere compressorkoeling, partiële free chilling en zuivere free chilling. De berekeningsmethode om te bepalen in welke werkingstoestand de superchiller zich bevindt, is de volgende. Eerst wordt berekend wat de maximale capaciteit is van de free chiller in de huidige omstandigheden. Dit is het koelvermogen dat kan geleverd worden door de free chiller bij de huidige temperaturen van de buitenlucht (Toa,in ) en van het opgewarmde ijswater (Tchw,Return ) en met de huidige effectiviteit van de warmtewisselaar (), als de ventilatoren van de free chiller op volle capaciteit (m ˙ oa,F Ch,nom ) werken:

QF Ch,M axCap = · cp,oa · m ˙ oa,F Ch,nom · (Tchw,Return − Toa,in )

(3.10)

Uit deze waarde wordt berekend tot welke temperatuur de free chiller het opgewarmde ijswater in deze omstandigheden maximaal kan koelen:

Tchw,out,M axCap = Tchw,Return −


QF Ch,M axCap cp,chw · m ˙ chw

· cp,oa · m ˙ oa,F Ch,nom · (Tchw,Return − Toa,in ) cp,chw · m ˙ chw

(3.11)

(3.12)

Dit is een fictieve temperatuur die enkel gebruikt wordt om de werkingstoestand te bepalen. De volgende gevallen zijn te onderscheiden:

Tchw,out,M axCap ≥ Tchw,Return Zuivere compressorkoeling (geen free chilling) In dit geval zou het water opwarmen indien de free chiller gebruikt werd. Daarom wordt de free chiller kortgesloten met een driewegklep en de ventilatoren van de free chiller worden uitgeschakeld. De volledige koellast wordt dan opgenomen door de luchtgekoelde compressiekoelmachine. Tchw,out,M axCap < Tchw,Return


36

Deze ongelijkheid kan gereduceerd worden tot Toa,in < Tchw,Return , omdat de andere termen in de ongelijkheid (,cp,oa , m ˙ oa,F Ch,nom , cp,chw , m ˙ chw ) allemaal positief zijn. Deze ongelijkheid gaat dus op als de temperatuur van de buitenlucht lager is dan de temperatuur van het opgewarmde ijswater. Tchw,out,M axCap ≥ Tchw,Set

Parti¨ ele free chilling Als de temperatuur van de buitenlucht (Toa,in ) lager is dan de temperatuur van het opgewarmde ijswater (Tchw,Return ), dan kan dit ijswater al voor een deel voorgekoeld worden in de free chiller. Daarna wordt het ijswater verder tot op de gewenste temperatuur (Tchw,Set ) gekoeld door de compressiekoelmachine. De free chiller zal hierbij steeds op volle capaciteit werken om een zo laag mogelijke uitgangstemperatuur van het ijswater te bekomen. Daartoe zullen de ventilatoren van de free chiller aan het maximale toerental draaien. De uitgangstemperatuur van het ijswater uit de free chiller is in deze werkingstoestand steeds gelijk aan Tchw,out,M axCap . Zowel de free chiller als de luchtgekoelde compressorkoelmachine nemen in deze werkingstoestand een deel van de koellast op. Tchw,out,M axCap ≥ Tchw,Set

Zuivere free chilling Zodra de free chiller bij de gegeven buitentemperatuur (Toa,in ) en de gegeven belasting voldoende capaciteit heeft om het ijswater tot op de gewenste temperatuur (Tchw,Set ) te koelen, wordt de compressiekoelmachine uitgeschakeld. De free chiller neemt dan de volledige koellast op. Naarmate de buitentemperatuur lager wordt, is er een groter temperatuurverschil tussen de buitenlucht en het opgewarmde ijswater, waardoor er een lager luchtdebiet nodig is om hetzelfde vermogen te koelen. Dit lagere luchtdebiet wordt bepaald als:

m ˙ oa,F Ch =

cp,chw · (Tchw,Return − Tchw,Set ) ·m ˙ chw cp,a · (Toa,out − Toa,in )

(3.13)

De term Toa,out in deze vergelijking (de temperatuur van de opgewarmde buitenlucht na de free chiller), wordt door TRNSYS berekend aan de hand van de –NTU methode. Verder is – Tchw,Return : de temperatuur van het opgewarmde ijswater dat aan primaire zijde uit het buffervat komt. – Tchw,Set : de gewenste temperatuur voor het ijswater. In het nominale geval voor deze thesis is een insteltemperatuur voor het ijswater van Tchw,Set = 15 ◦ C gekozen. – Toa,in : de temperatuur van de buitenlucht die in de free chiller wordt aangezogen. Dit is de drogeboltemperatuur van de buitenlucht.


37

– cp,chw en cp,oa : de specifieke warmtecapaciteiten van resp. ijswater en lucht. – m ˙ chw : het nominale ijswaterdebiet aan primaire zijde. De primaire ijswaterpomp is niet in toerental regelbaar. Dit debiet blijft dus hetzelfde in de drie regimes.

Om steeds zeker voldoende te kunnen koelen en om oscillaties in het grensgebied tussen de verschillende werkingstoestanden te vermijden is ervoor gekozen om hysteresis toe te passen in deze grensgebieden. De overgang van zuivere compressorkoeling naar partiële free chilling gebeurt pas wanneer de free chiller een temperatuurverschil van 1 ◦ C kan realiseren (Tchw,out,M axCap ≤ Tchw,Return − 1) en de overgang van partiële free chilling naar zuivere compressorkoeling gebeurt wanneer de free chiller helemaal geen temperatuurverschil meer kan realiseren (Tchw,out,M axCap > Tchw,Return ). Hetzelfde principe is toegepast voor de overgang van partiële free chilling naar zuivere free chilling en omgekeerd. De verschillende regimes in functie van de fictieve temperatuur Tchw,out,M axCap en de hysteresis in het overgangsgebied zijn ge¨ıllustreerd in figuur 3.3.

Zuivere

Partiële

free chilling

free chilling

Zuivere compressorkoeling 𝑻𝒄𝒉𝒘,𝒐𝒖𝒕,𝑴𝒂𝒙𝑪𝒂𝒑

𝑻𝒄𝒉𝒘,𝑺𝒆𝒕

𝑻𝒄𝒉𝒘,𝑹𝒆𝒕𝒖𝒓𝒏

Partiële free chilling

Zuivere compressorkoeling

Zuivere free chilling

Partiële free chilling

𝑇𝑐ℎ𝑤,𝑆𝑒𝑡 − 1°𝐶

𝑇𝑐ℎ𝑤,𝑆𝑒𝑡

𝑇𝑐ℎ𝑤,𝑜𝑢𝑡,𝑀𝑎𝑥𝐶𝑎𝑝

𝑇𝑐ℎ𝑤,𝑅𝑒𝑡𝑢𝑟𝑛 − 1°𝐶

𝑇𝑐ℎ𝑤,𝑅𝑒𝑡𝑢𝑟𝑛

Figuur 3.3: Werkingsregimes in het simulatiemodel ’Superchiller’.

𝑇𝑐ℎ𝑤,𝑜𝑢𝑡,𝑀𝑎𝑥𝐶𝑎𝑝


3.3

38

Trigeneratie

Het principeschema van de simulaties met trigeneratie is weergegeven in figuur 3.4. De secundaire zijde van het buffervat is volledig hetzelfde als bij het simulatiemodel voor de superchiller. Voor een beschrijving van deze componenten wordt verwezen naar paragraaf 3.2. De koelinstallatie aan de primaire zijde van het buffervat ziet er nu wel anders uit. Er zijn twee afzonderlijke kringen waarin het primaire ijswater kan gekoeld worden: ofwel wordt al het ijswater gekoeld door de absorptiekoelmachine (AKM), ofwel in de warmtewisselaar van de free chilling kring. Door gebruik te maken van afsluitkranen wordt geregeld in welke van de twee kringen het ijswater gekoeld moet worden. WKK Heetwaterpomp

GENERATOR

AKM CONDENSOR

Koelwaterpomp

Koeltoren Primaire ijswaterpomp

Warmtewisselaar (Free chilling)

Secundaire ijswaterpomp

IRC

Buffervat

------ IJswater ------ Lucht ------ Koelwater ------ Heet water Serverkasten

Figuur 3.4: Principeschema van het simulatiemodel ‘Trigeneratie’.

Als het ijswater gekoeld wordt in een absorptiekoelmachine, dan wordt deze koelmachine van


39

warmte voorzien door heet water dat wordt opgewarmd in een warmtekrachtkoppeling (WKK). De condensor van de koelmachine wordt gekoeld met koelwater afkomstig uit een koeltoren. In de ‘free chilling’-kring is een warmtewisselaar voorzien waarin warmte rechtstreeks wordt uitgewisseld tussen het primaire ijswater en het koelwater afkomstig uit de koeltoren. De overgang van absorptiekoeling naar free chilling gebeurt zodra de natteboltemperatuur van de buitenlucht voldoende laag is om koelwater te produceren dat een voldoende lage temperatuur heeft om het ijswater op de gewenste temperatuur te brengen. In tegenstelling tot het model met de superchiller, komt in dit model geen partiële free chilling voor. Ofwel wordt al het ijswater gekoeld door de absorptiekoelmachine, ofwel wordt al het ijswater gekoeld in de free chilling kring. Hierna worden beide kringen in detail besproken.

3.3.1

Absorptiekoelmachine

Om de absorptiekoelmachine te modelleren wordt gebruik gemaakt van de TRNSYS component Type 107. Dit is een component uit de TRNSYS bibliotheek voor een heet water gestookte ééntraps absorptiekoelmachine, het type dat in deze thesis gebruikt wordt. Voor een wiskundige beschrijving van TRNSYS Type 107 wordt verwezen naar bijlage B. Als referentie voor de absorptiekoelmachine is een koelmachine van het type Broad BDH150 [34] genomen. De nominale gegevens staan opgelijst in tabel 3.2. De deellastkarakteristiek is gehaald uit de technische datasheets van de Broad koelmachine. Deze karakteristiek is weergegeven in figuur B.1 in bijlage B. Broad BDH150 Koelcapaciteit COP Elektrische energieconsumptie

1535 kWth 0.76 5.7 kWel

Tabel 3.2: Nominale gegevens van de Broad BDH150 absorptiekoelmachine [34].

Er zijn drie watercircuits die door de absorptiekoelmachine lopen. Het ijswater stroomt door de verdamper, de condensor wordt gekoeld door het koelwater en de generator wordt van warmte voorzien door heet water.

3.3.1.1

IJswatercircuit

Het ijswaterdebiet door de absorptiekoelmachine is constant. Deze beperking wordt opgelegd door de verdamper van de koelmachine. Dit heeft opnieuw tot gevolg dat het temperatuurverschil van het ijswater aan de primaire zijde van het buffervat rechtstreeks bepaald wordt door de koellast, zoals besproken in paragraaf 3.2. In het nominale geval in deze thesis is de insteltemperatuur van het ijswater Tchw,Set = 15 ◦ C.

Hoofdstuk 3. Simulatiemodellen 3.3.1.2

40

Heet water circuit

De absorptiekoelmachine wordt van warmte voorzien door heet water dat opgewarmd wordt door de gasmotoren van een WKK-installatie. Het debiet aan heet water wordt aangepast aan de warmtevraag. Deze warmtevraag Q˙ g wordt bepaald via de COP van de absorptiekoelmachine: Q˙ coolreq Q˙ g = COP

(3.14)

Het pompdebiet voor het heet water is aldus:

m ˙ hw =

Q˙ g cp,hw · ∆Thw,Set

(3.15)

Hierin is cp,hw de warmtecapaciteit van het heet water en ∆Thw,Set is het gewenste temperatuurverschil van het heet water over de absorptiekoelmachine. Er wordt gewerkt met een heet water regime 98 ◦ C/83 ◦ C, dus ∆Thw,Set = 15 ◦ C. Met een nominale koellast Q˙ coolreq = 1500 kWth en een nominale COP van 0.76 is de nominale warmtevraag Q˙ g = 1974 kWth en het pompdebiet is m ˙ hw = 32 kg/s. De WKK-installatie is van het type Jenbacher JMS316GS-NLC. De nominale gegevens staan opgelijst in tabel 3.3. De gasmotoren van de WKK-installatie leveren niet alleen warmte Q˙ g , maar produceren ook elektriciteit P˙el via een generator. De hoeveelheid geproduceerde warmte en elektriciteit wordt berekend via de prestatiekarakteristieken van de gasmotoren. Deze zijn uit de catalogusgegevens van de Jenbacher JMS316GS-NLC afgeleid in het eindwerk van Wim Vansteenkiste [17]. In deze prestatiekarakteristieken staan het elektrisch vermogen (P˙el ), thermisch vermogen (Q˙ g ), elektrisch rendement (ηel ) en thermisch rendement (ηth ) uitgedrukt in functie van de thermische deellast (P DLth ). Deze thermische deellast wordt bepaald als:

P DLth =

Q˙ g Q˙ g,nom

(3.16)

De prestatiekarakteristieken van de gebruikte gasmotoren worden getoond in figuur 3.5. Het uitgangspunt van de berekening is de thermische deellast. Dit wil zeggen dat de hoeveelheid geproduceerde elektriciteit afhankelijk is van de hoeveelheid warmte die wordt gevraagd door de absorptiekoelmachine. De elektriciteit is een bijproduct van de warmteproductie.

3.3.1.3

Koelwatercircuit

De koeltoren is sterk vereenvoudigd gemodelleerd. Er is voor een zeer rudimentair koeltorenmodel gekozen omdat het voor deze algemene studie niet zinvol is om te focussen op een gedetailleerde uitwerking van een bepaald type koeltoren. Er bestaan immers veel verschillende types koeltorens.


41

Jenbacher JMS316GS-NLC P˙el 776 kWel Q˙ th 1083 kWth ηel ηth

0.38 0.53

Tabel 3.3: Nominale gegevens van de Jenbacher JMS316GS-NLC warmtekrachtkoppeling.

1200 1000 [kW]

800 600 400 200 0

0,49

0,66

0,83

[-]

0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0

1

PDL [-]

P [kW]

Q [kW]

ηe [-]

ηth [-]

Figuur 3.5: Prestatiekarakteristieken van de Jenbacher JMS316GS-NLC warmtekrachtkoppeling.

Het koeltorenmodel is opgebouwd uit een tegenstroom warmtewisselaar en een ventilator. Aan de ene zijde van de warmtewisselaar stroomt het koelwater en aan de andere zijde stroomt buitenlucht. Als ingangstemperatuur van de lucht in de koeltoren wordt niet de drogeboltemperatuur, maar wel de natteboltemperatuur van de buitenlucht genomen. Dit is een vereenvoudigde weerspiegeling van de werkelijkheid, waar de lucht benaderend tot aan de natteboltemperatuur wordt gebracht door verdamping van een deel van het koelwater. Aan de hand van datasheets van verschillende koeltorens werd een schatting gemaakt van de totale warmteoverdrachtscoëfficiënt van de warmtewisselaar en van het nominale luchtdebiet van de ventilatoren van de koeltoren. Voor de totale warmteoverdrachtscoëfficiënt werd een waarde van 180 kW/K genomen. Het nominale luchtdebiet van de ventilatoren is bepaald als 450.000 m3 /h en het specifieke ventilatorvermogen is 0.75 kW/(m3 /s). In het koelwatercircuit van de absorptiekoelmachine worden de frequentiegestuurde koelwaterpomp en de ventilatoren van de koeltoren zodanig geregeld dat een koelwaterregime 25 ◦ C/32 ◦ C wordt bekomen. Het koelwaterdebiet en het ventilatordebiet worden op die manier respectievelijk:


42

m ˙ cw =

m ˙ a,CT =

1 Q˙ coolreq · (1 + COP ) cp,cw · ∆Tcw,Set

cp,cw · (Tcw,Return − Tcw,Set ) ·m ˙ cw cp,a · (Ta,out − Ta,in )

(3.17)

(3.18)

De term Ta,out is de temperatuur van de opgewarmde lucht die uit de koeltoren komt. Deze wordt door TRNSYS uit de overige parameters berekend met de –NTU methode. Verder is 1 Q˙ coolreq · (1 + COP ) : de af te voeren warmte van de condensor. Dit is de som van de koellast Q˙ coolreq en de benodigde warmte Q˙ g in de generator van de absorptiekoelmachine.

∆Tcw,Set : het opgelegde temperatuurverschil van het koelwater. In het 25 ◦ C/32 ◦ C koelwaterregime is dit 7 ◦ C. Tcw,Set : de ingestelde temperatuur voor het koelwater, nl. 25 ◦ C. Tcw,Return : de temperatuur van het koelwater dat uit de absorptiekoelmachine terugkomt. Ta,in : de natteboltemperuur van de buitenlucht. cp,cw en cp,a : de specifieke warmtecapaciteiten van resp. koelwater en lucht.

3.3.2

Free chilling

In de kring waarin aan free chilling gedaan wordt, is een warmtewisselaar voorzien waarin warmte rechtstreeks wordt uitgewisseld tussen het primaire ijswater en het koelwater afkomstig uit de koeltoren. De totale warmteoverdrachtscoëfficiënt van deze tegenstroom warmtewisselaar is bepaald als 400 kW/K. De primaire ijswaterpomp kan niet geregeld worden. Het ijswaterdebiet is dus ook in de free chilling werkingstoestand gelijk aan het nominale ijswaterdebiet dat opgelegd wordt door de absorptiekoelmachine. De koeltoren is dezelfde als beschreven in de bovenstaande paragraaf. Het koelwaterdebiet en het ventilatordebiet worden bij werking in de free chilling toestand echter anders geregeld. De koelwaterpomp zorgt ervoor dat een gepaste hoeveelheid koelwater wordt geleverd zodat de gewenste ijswatertemperatuur Tchw,Set wordt bekomen:

m ˙ cw =

cp,chw · (Tchw,Return − Tchw,Set ) ·m ˙ chw cp,cw · (Tcw,Return − Tcw,Supply )

(3.19)

De ventilatoren van de koeltoren worden zodanig geregeld dat het koelwater op de gewenste temperatuur wordt gebracht. Met de gekende debieten en de totale warmteoverdrachtscoëfficiënt


43

van de warmtewisselaar blijkt dat een koelwatertemperatuur Tcw,Set = 10 ◦ C nodig is om een ijswatertemperatuur Tchw,Set = 15 ◦ C te bekomen.

m ˙ a,CT =

cp,cw · (Tcw,Return − Tcw,Set ) ·m ˙ cw cp,a · (Ta,out − Ta,in )

(3.20)

De term Tcw,Return is de temperatuur van het opgewarmde koelwater na de warmtewisselaar en Ta,out is de temperatuur van de opgewarmde lucht die uit de koeltoren komt. Beide termen worden door TRNSYS berekend met de –NTU methode. Verder zijn in deze vergelijkingen: Tchw,Set : de ingestelde temperatuur voor het ijswater, nl. 15 ◦ C. Tchw,Return : de temperatuur van het opgewarmde ijswater dat aan primaire zijde uit het buffervat komt. Tcw,Supply : de temperatuur van het koelwater dat door de koeltoren aan de warmtewisselaar wordt geleverd. Deze wordt door TRNSYS uit de overige parameters berekend met de –NTU methode. m ˙ chw : het nominale ijswaterdebiet aan primaire zijde. Tcw,Set : de ingestelde temperatuur voor het koelwater, nl. 10 ◦ C. Ta,in : de natteboltemperuur van de buitenlucht. Deze wordt door TRNSYS uit de overige parameters berekend met de –NTU methode. cp,chw , cp,cw en cp,a : de specifieke warmtecapaciteiten van resp. ijswater, koelwater en lucht.


3.4

44


Het principeschema van de simulaties met indirecte vrije koeling is weergegeven in figuur 3.6. In dit principeschema zijn vier hoofdcomponenten te onderscheiden: serverkasten, primaire ventilatoren, een indirecte evaporatieve koeler en een koelbatterij.

Buitenlucht

Secundaire ventilator IJswaterpomp

Koelmachine

Koelbatterij

Indirecte evaporatieve koeler Primaire ventilator

Serverkasten ------ IJswater

------ Primaire lucht

------ Secundaire lucht

Figuur 3.6: Principeschema van het simulatiemodel ‘Indirecte vrije koeling’.

3.4.1

Serverkasten

De lucht die door de serverkasten stroomt, wordt de primaire lucht genoemd. Deze lucht wordt opgewarmd door de computerapparatuur zoals beschreven in paragraaf 3.1.

3.4.2

Primaire ventilatoren

De primaire ventilatoren hebben een totaal nominaal debiet van 375.000 m3 /h. Het specifieke vermogen van de ventilatoren wordt conform de Europese norm EN 13779 [35] genomen. Er wordt gerekend met ventilatoren van de klasse SFP3. Dit betekent dat het specifieke vermogen van de ventilatoren tussen 0.75 en 1.25 kW/(m3 /s) ligt. Voor de primaire ventilatoren in de simulaties met indirecte vrije koeling zal een specifiek vermogen van 1.25 kW/(m3 /s) gebruikt worden. Het primaire luchtdebiet wordt zodanig geregeld dat het temperatuurverschil over de serverkasten steeds op de gewenste waarde blijft. Zoals reeds vermeld in paragraaf 3.1, is deze nominale


45

wenswaarde voor het temperatuurverschil over de serverkasten ∆Ta,Set = 12 ◦ C. Het luchtdebiet over de servers wordt dan:

m ˙a=

3.4.3


(3.21)

Indirecte evaporatieve koeler en koelbatterij

De opgewarmde primaire lucht wordt gekoeld in een luchtbehandelingseenheid die bestaat uit een indirecte evaporatieve koeler (IEC) met een nageschakelde koelbatterij. De luchtbehandelingseenheid zorgt ervoor dat de primaire lucht aan de inlaat van de servers steeds de gewenste temperatuur Ta,Supply,Set heeft. Deze temperatuur is in het nominale geval in deze thesis gelijk aan 25 ◦ C. Het principe van de indirecte evaporatieve koeler is reeds uitgelegd in paragraaf 1.2.3.2. De indirecte evaporatieve koeler is een warmtewisselaar waarin de primaire lucht aan de primaire zijde gekoeld wordt door buitenlucht aan de secundaire zijde. De buitenlucht wordt verder ook de secundaire lucht genoemd. Afhankelijk van de belasting en van de temperatuur van de buitenlucht zijn er voor de luchtbehandelingseenheid drie werkingsregimes te onderscheiden. Indirecte droge vrije koeling Als de drogeboltemperatuur van de buitenlucht voldoende laag is om de primaire lucht rechtstreeks te koelen via de warmtewisselaar, dan moet geen evaporatieve koeling toegepast worden. In het simulatiemodel is de inlaattemperatuur van de secundaire lucht in de warmtewisselaar dan gelijk aan de drogeboltemperatuur van de buitenlucht. Indirecte evaporatieve vrije koeling Als de drogeboltemperatuur van de buitenlucht te hoog wordt om de primaire lucht voldoende te koelen, dan moet de secundaire lucht evaporatief gekoeld worden. Dit gebeurt door de secundaire zijde van de warmtewisselaar te bevochtigen. Hierdoor wordt de secundaire lucht evaporatief gekoeld en tot aan haar natteboltemperatuur gebracht. In het simulatiemodel wordt dit vereenvoudigd voorgesteld door in dit geval niet de drogeboltemperatuur van de buitenlucht te nemen als inlaattemperatuur van de secundaire lucht in de warmtewisselaar, maar wel de natteboltemperatuur. Indirecte evaporatieve vrije koeling aangevuld met een koelbatterij Als de indirecte evaporatieve koeling nog niet volstaat om de primaire lucht voldoende te koelen, wordt de primaire lucht verder gekoeld in een koelbatterij met ijswater. Dit ijswater wordt geleverd door een externe koelmachine. Het vermogen van deze koelmachine wordt zodanig gekozen dat in het slechtste geval, i.e. bij de hoogst mogelijke natteboltemperatuur van de buitenlucht, nog steeds de gewenste temperatuur van de primaire lucht


46

kan geleverd worden. De koelbatterij is in TRNSYS gemodelleerd als een dwarsstroom warmtewisselaar met constante effectiviteit ( = 0.6). De koelmachine wordt gemodelleerd als een luchtgekoelde compressiekoelmachine (Type 655) met dezelfde deellastkarakteristiek als bij de simulaties met de superchillerchiller. Een gedetailleerde modellering van deze supplementaire koeleenheid is niet zinvol omdat deze slechts een zeer beperkt deel van de tijd werkt.

Zoals wordt beschreven in [36], is er een verschil in effectiviteit van de warmtewisselaar tussen de droge toestand en de bevochtigde toestand. De totale warmteoverdrachtscoëfficiënt UA wordt namelijk groter wanneer de warmtewisselaar bevochtigd is. Daarom wordt in het simulatiemodel bij de overgang van droge koeling naar evaporatieve koeling de UA van de warmtewisselaar aangepast. Voor de droge warmtewisselaar wordt U A = 100 kW/K genomen en voor de bevochtigde warmtewisselaar wordt U A = 200 kW/K genomen. De secundaire ventilatoren hebben hetzelfde nominale debiet als de primaire ventilatoren, nl. 375.000 m3 /h. Het specifieke vermogen van de secundaire ventilatoren valt, net zoals de primaire ventilatoren, onder de klasse SFP 3 (EN 13779) [35]. De drukval die de secundaire ventilatoren moeten overwinnen is kleiner dan de drukval over de primaire ventilatoren. Daarom wordt met een kleiner specifiek vermogen gerekend voor de secundaire ventilatoren, nl. 0.80 kW/(m3 /s). Het benodigde nominale vermogen van de supplementaire koelmachine kan bepaald worden door te berekenen wat de maximale capaciteit is van de evaporatieve koeler wanneer de natteboltemperatuur een maximale waarde heeft. Op basis van de klimaatgegevens die beschikbaar zijn in de TRNSYS bibliotheek, kan afgeleid worden dat de maximale natteboltemperatuur in een klimaat als dat van België steeds lager is dan 25 ◦ C. Rekening houdend met deze bovengrens voor de natteboltemperatuur en met de UA van de bevochtigde warmtewisselaar, wordt berekend dat de maximale capaciteit van de evaporatieve koeler in dit extreme geval 830 kWth bedraagt. De extra capaciteit die nodig is om in dit extreme geval toch nog aan de koelvraag te kunnen voldoen is dan (afgerond) 700 kWth . In wat volgt wordt besproken hoe wordt berekend of evaporatieve koeling al dan niet moet toegepast worden en of de koelmachine moet bijspringen. Hiervoor wordt eerst berekend tot welke temperatuur de primaire lucht maximaal kan gekoeld worden in de droge warmtewisselaar: TDryHX,out,P ossible = Ta,Return − DryHX · (Ta,Return − Tdrybulb )

(3.22)

Hierin is Ta,Return de temperatuur van de opgewarmde primaire lucht die terugkomt van de serverskasten en Tdrybulb is de drogeboltemperatuur van de buitenlucht. DryHX is de effectiviteit van de warmtewisselaar die door TRNSYS met de –NTU methode wordt berekend. De temperatuur TDryHX,out,P ossible is een fictieve temperatuur die met de gewenste inlaattemperatuur Ta,Supply,Set vergeleken wordt om de werkingstoestand te bepalen. De volgende gevallen worden onderscheiden:


47

TDryHX,out,P ossible < Ta,Supply,Set De primaire lucht kan tot de gewenste temperatuur gekoeld worden in de droge warmtewisselaar. De koelmachine en de ijswaterpomp worden uitgeschakeld en het secundaire luchtdebiet wordt geregeld zodat de gewenste temperatuur van de primaire lucht wordt bekomen:

m ˙ asec =

Ta,Return − Ta,Supply,Set ·m ˙a Tasec,out − Tasec,in

(3.23)

Hierin is Ta,Supply,Set de gewenste inlaattemperatuur van de lucht in de serverkasten, Tasec,in is de temperatuur van de secundaire lucht die de warmtewisselaar binnenkomt (de drogeboltemperatuur) en Tasec,out is de temperatuur van de secundaire lucht na de warmtewisselaar. Deze laatste wordt door TRNSYS uit de overige parameters berekend met de –NTU methode.

TDryHX,out,P ossible ≥ Ta,Supply,Set De primaire lucht kan niet tot de gewenste temperatuur gekoeld worden omdat de drogeboltemperatuur van de buitenlucht te hoog is. Daarom wordt evaporatieve koeling toegepast zodat de buitenlucht door bevochtiging tot aan haar natteboltemperatuur wordt gebracht. Nu wordt berekend tot welke temperatuur de primaire lucht maximaal kan gekoeld worden in de bevochtigde warmtewisselaar:

TW etHX,out,P ossible = Ta,Return − W etHX · (Ta,Return − Twetbulb )

(3.24)

Hierin is Twetbulb de natteboltemperatuur van de buitenlucht en W etHX is de effectiviteit van de warmtewisselaar die door TRNSYS met de –NTU methode wordt berekend. De volgende gevallen worden onderscheiden: TW etHX,out,P ossible < Ta,Supply,Set

De warmtewisselaar met evaporatieve koeling volstaat om de primaire lucht op de gewenste temperatuur te brengen. De koelmachine en de ijswaterpomp worden uitgeschakeld en het secundaire luchtdebiet wordt geregeld zodat de gewenste temperatuur van de primaire lucht wordt bekomen:

m ˙ asec =

Ta,Return − Ta,Supply,Set ·m ˙a Tasec,out − Tasec,in

Hierin is Tasec,in gelijk aan de natteboltemperatuur van de buitenlucht.

(3.25)


48

TW etHX,out,P ossible ≥ Ta,Supply,Set

De bevochtigde warmtewisselaar kan de primaire lucht niet voldoende koelen. De primaire lucht wordt dan door de koelbatterij met ijswater verder gekoeld tot op de gewenste inlaattemperatuur. Het secundaire luchtdebiet is dan gelijk aan het nominale debiet.

3.5


Het principeschema voor de simulaties met directe vrije koeling is weergegeven in figuur 3.7. In dit model is er enkel een primair luchtcircuit waarin datacenterlucht gemengd wordt met verse buitenlucht om de gewenste inlaattemperatuur te bekomen. Er is een koelbatterij met ijswater aanwezig om extra koelvermogen te leveren bij hoge buitentemperaturen.

Verse lucht

IJswaterpomp

Extractielucht

Koelmachine

Koelbatterij

Primaire ventilator

Primaire ventilator Serverkasten

------ IJswater

------ Lucht

Figuur 3.7: Principeschema van het simulatiemodel ’Directe vrije koeling’.

De primaire ventilatoren hebben een totaal nominaal debiet van 375.000 m3 /h. De ventilatoren worden opnieuw in de klasse SFP3 ondersteld (EN 13779, [35]). Bij directe vrije koeling ondervinden de ventilatoren een kleinere drukval dan de primaire ventilatoren bij indirecte vrije koeling wegens het ontbreken van een warmtewisselaar. Daarom is het specifiek ventilatorvermogen iets lager dan bij indirecte vrije koeling. Voor de ventilatoren in de simulaties met directe vrije koeling zal een specifiek vermogen van 1.15 kW/(m3 /s) gebruikt worden.


49

Het debiet van de lucht die door de serverkasten stroomt, wordt opnieuw zodanig geregeld dat het temperatuurverschil over de serverkasten steeds op de gewenste waarde ∆Ta,Set = 12 ◦ C blijft:

m ˙a=


(3.26)

De opgewarmde lucht die uit de serverkasten komt, wordt voor een deel gerecirculeerd en voor een deel naar buiten afgezogen. Deze hoeveelheid afgevoerde lucht (extractielucht) wordt gecompenseerd met een gelijke hoeveelheid verse lucht. De verhouding tussen de gerecirculeerde lucht en de verse lucht wordt telkens zodanig gekozen dat de toevoerlucht de gewenste temperatuur Ta,Supply,Set heeft. De fractie van de gerecirculeerde retourlucht en de fractie verse lucht zijn aldus respectievelijk: xrecirc = xf resh =

Ta,Supply,Set − Tdrybulb Ta,Return − Tdrybulb

(3.27)

Ta,Return − Ta,Supply,Set Ta,Return − Tdrybulb

(3.28)

Hierin is Ta,Return de temperatuur van de opgewarmde lucht die uit de serverkasten terugkomt en Tdrybulb is de drogeboltemperatuur van de buitenlucht. Wanneer de temperatuur van de buitenlucht hoger is dan de gewenste inlaattemperatuur Ta,Supply,Set , maar nog lager dan de retourtemperatuur Ta,Return , dan wordt alle datacenterlucht vervangen door verse buitenlucht. In de koelbatterij wordt deze verse lucht dan afgekoeld tot op de gewenste inlaattemperatuur. Als de temperatuur van de buitenlucht hoger is dan de retourtemperatuur Ta,Return , dan wordt er geen verse buitenlucht meer toegevoerd. Alle datacenterlucht wordt dan gerecirculeerd. De volledige koellast moet opgenomen worden door de koelbatterij die van ijswater voorzien wordt door de koelmachine. Deze koelmachine moet dus een voldoende groot nominaal vermogen hebben om aan de volledige nominale koelvraag van het datacenter (1500 kW) te kunnen voldoen. Net zoals bij de indirecte vrije koeling wordt de koelmachine in TRNSYS gemodelleerd als een luchtgekoelde compressiekoelmachine (Type 655) met dezelfde deellastkarakteristiek als bij de simulaties met de superchillerchiller. Omdat deze koelmachine slechts een beperkt deel van de tijd werkt, is een gedetailleerde modellering hiervan niet zinvol.

Hoofdstuk 4

Evaluatiemethode In dit hoofdstuk wordt eerst uitgelegd hoe de simulatieresultaten tot stand komen en hoe deze resultaten verwerkt worden. Daarna worden de drie vergelijkingscriteria PEC, EUEprim en TCO nader toegelicht.

4.1

Verwerking van de simulatieresultaten

De simulaties in TRNSYS worden voor alle modellen uitgevoerd over een simulatieperiode van een jaar en met een tijdsstap van 15 minuten. De simulatieresulaten worden vervolgens uitgelezen naar een rekenblad waarin deze data verwerkt worden. De volgende resultaten worden voor elke tijdsstap uitgelezen van TRNSYS naar het rekenblad: Het elektrische vermogen gebruikt door de computerapparatuur: de IT-load [kWel ] Het elektrische vermogen gebruikt door de koelmachines [kWel ] De massadebieten van alle pompen en ventilatoren [kg/s] Het elektrische vermogen [kWel ] en de warmte [kWth ] geproduceerd door de warmtekrachtkoppeling (enkel bij trigeneratie) Het elektrische rendement (ηel ) en het thermische rendement (ηth ) van de warmtekrachtkoppeling (enkel bij trigeneratie)

De bedoeling is om van alle componenten het energiegebruik te kennen. Daarom worden de massadebieten van de pompen en de ventilatoren eerst omgerekend naar vermogens.

4.1.1

Pompvermogen

Het elektrisch vermogen dat nodig is om water te laten rond te pompen in een circuit met een drukval ∆p is [28]: m ˙ · ∆p 1 · (4.1) Pel = ηp ηm ρ Hierin is 50

Hoofdstuk 4. Evaluatiemethode

51

m ˙ : het pompdebiet in kg/s ∆p : de drukval over het circuit in Pa ρ : de dichtheid van het te verpompen water ηp en ηm : het rendement van resp. de pomp en de motor

De drukval wordt bepaald door de leidingkarakteristiek en het massadebiet. De leidingkarakteristiek geeft aan welke opvoerdruk de pomp moet leveren om een bepaald debiet door deze leiding te pompen. Deze opvoerdruk neemt kwadratisch toe met het debiet [28]. ∆p = C · m ˙2

(4.2)

Voor de berekeningen in deze thesis zal telkens aangenomen worden dat de opvoerdruk van de pomp bij het nominale debiet gelijk is aan 100 kPa. Hiermee rekening houdend wordt het pompvermogen: 1 C ˙3 · ·m ηp ηm ρ

(4.3)

∆pmax 100 kPa = 2 m ˙ nom m ˙ 2nom

(4.4)

Pel = Met C=

4.1.2

Ventilatorvermogen

Voor het ventilatorvermogen wordt gebruik gemaakt van een specifiek ventilatorvermogen in kW/(m3 /s) . Dit specifieke vermogen is voor alle gebruikte ventilatoren reeds vermeld bij de bespreking van de simulatiemodellen in hoofdstuk 3. Een overzicht wordt gegeven in tabel 4.1. Specifiek ventilatorvermogen [kW/(m3 /s)] Ventilatoren IRC (superchiller/trigeneratie) Ventilatoren free chiller (superchiller) Ventilatoren koeltoren (trigeneratie) Primaire ventilatoren (indirecte vrije koeling) Secundaire ventilatoren (indirecte vrije koeling) Primaire ventilatoren (directe vrije koeling)

1.15 0.50 0.75 1.25 0.80 1.15

Tabel 4.1: Specifiek ventilatorvermogen voor alle gebruikte ventilatoren.

Dit specifieke ventilatorvermogen is het elektrisch vermogen dat de ventilatoren verbruiken wanneer ze het nominale debiet leveren. Wanneer de ventilatoren een kleiner debiet leveren, zal het vermogen afnemen volgens de derde macht van het debiet [28]: P = Pnom · (

m ˙ )3 m ˙ nom

(4.5)


52

Wanneer de massadebieten zijn omgerekend naar vermogens, is voor elke tijdsstap het vermogen gekend van alle energiegebruikende en -producerende componenten. Al deze vermogens worden vervolgens ge¨ıntegreerd over de simulatieperiode zodat het energiegebruik van alle componenten over een periode van één jaar gekend is [GWh/jaar]. In tabel 4.2 wordt voor de vier simulatiemodellen een overzicht gegeven van alle energiegebruikende en -producerende componenten.

IT-Load Koelinstallatie Ventilatoren IRC Primaire ventilatoren Secundaire ventilatoren Ventilatoren free chilling Ventilatoren koeltoren Primaire ijswaterpompen Secundaire ijswaterpompen Koelwaterpompen Heet water pompen Koelmachine WKK Gasverbruik Elektriciteitsproductie

Superchiller

Trigeneratie



X

X

X

X

X

X X X

X

X

X

X

X

X X X

X

X X X X X X X X

Tabel 4.2: Energiegebruikende en -producerende componenten in de vier simulatiemodellen.

4.2

Primaire energieconsumptie: PEC

In de simulatiemodellen met de superchiller, indirecte vrije koeling en directe vrije koeling is er enkel consumptie van elektrische energie. Deze drie modellen zijn dus zonder meer met elkaar te vergelijken. Bij de simulaties met trigeneratie is er echter niet alleen elektriciteitsverbruik. De WKK consumeert ook fossiele energie in de vorm van gas en produceert daarnaast ook elektriciteit. De resultaten van de simulaties met trigeneratie kunnen dus niet zonder meer met de simulatieresultaten van de andere modellen vergeleken worden. Om de vergelijking te kunnen maken wordt alle energie omgerekend naar primaire energie. Deze omrekening gebeurt aan de hand van verschillende rendementen. De elektriciteit die wordt aangekocht op het net wordt omgerekend naar primaire energie met een referentierendement dat wordt opgelegd door de Vlaamse Overheid. Dit referentierendement is 40% [25]. Dit wil zeggen dat voor de productie van één eenheid elektrische energie op het net, gemiddeld 2.5 eenheden primaire energie nodig zijn. Het primaire energiegebruik van de WKK wordt berekend door de geproduceerde warmte te delen door het thermische rendement van de gasmotoren. Het nominale thermische rendement van de gebruikte gasmotoren is 53% [17]. Hiermee is het gasverbruik van de WKK bepaald.


53

Voor de simulaties met trigeneratie wordt als volgt te werk gegaan: Alle elektrische energie die geproduceerd wordt door de WKK, wordt eerst afgetrokken van de IT-load. Het resultaat wordt het netto elektriciteitsverbruik van de computerapparatuur genoemd. Daarna worden het netto elektriciteitsverbruik van IT en het elektriciteitsverbruik van de koelinstallatie omgerekend naar primaire energie via het referentierendement (40%). Daarbij wordt het gasverbruik van de gasmotoren geteld. Dit is gelijk aan de geproduceerde warmte gedeeld door het thermische rendement.

Bij de overige drie simulaties is er enkel consumptie van elektrische energie die aangekocht wordt op het net. Er is geen elektriciteitsproductie en geen verbruik van fossiele brandstoffen. Daarom wordt alle energieconsumptie bij deze simulaties gedeeld door het referentierendement (40%). Het principe van de omrekening naar primaire energie via rendementen is ge¨ıllustreerd in figuur 4.1. Warmte gegenereerd door WKK

Netto elektriciteitsverbruik IT = IT-load — Elektriciteitsproductie WKK

IT-load

Pompen en ventilatoren

Pompen en ventilatoren

Koelmachines

Koelmachines

(a)

(b)

Figuur 4.1: Omrekening naar primaire energie voor simulaties met trigeneratie (a) en de overige simulaties (b).

Door het omgerekende primaire energiegebruik van de afzonderlijke componenten samen te tellen, wordt de totale primaire energieconsumptie per jaar (PEC) in [GWh/jaar] bekomen. Deze grootheid kan gebruikt worden om de verschillende technieken met elkaar te vergelijken.

4.3

Primary Energy Usage Effectiveness: EUEprim

In paragraaf 2.2 wordt reeds een definitie gegeven van de P U E en de EUEprim als parameters om de energieprestatie van datacenters uit te drukken. Zoals in paragraaf 4.2 al is aangegeven, is het noodzakelijk om een vergelijkingscriterium te hanteren dat een maatstaf is voor het primaire energiegebruik van de installaties. Dit is nodig om de simulaties met trigeneratie te kunnen vergelijken met de andere simulaties. Daarom wordt een nieuw vergelijkingscriterium ingevoerd


54

dat gebaseerd is op de EUE: de primary energy usage effectiveness of EUEprim . Deze is gedefinieerd als: EU Eprim =

P EC (totale IT load) / ηref

(4.6)

Hierin is de IT-load telkens gelijk aan de totale IT-load. Ook bij de simulaties met trigeneratie is dit de IT-load waar de geproduceerde elektriciteit niet van afgetrokken is. Deze grootheid is dus een maat voor de efficiëntie van het datacenter en geeft aan hoeveel primaire energie er door het totale datacenter gebruikt wordt per eenheid primaire energie gebruikt door de computerapparatuur. Merk op dat enkel in het geval van de simulaties met trigeneratie een verschil bestaat tussen de EU E en de EUEprim . Bij de overige simulaties is er enkel elektriciteitsconsumptie en zijn beide aan elkaar gelijk omdat zowel in de teller als de noemer gedeeld wordt door hetzelfde referentierendement. Ten slotte wordt ook opgemerkt dat in deze thesis enkel het energiegebruik van de computerapparatuur en de koelinstallatie bekeken wordt. Het energiegebruik van de stroomtoevoer (UPS, PDU, . . . ) en andere verbruikers zoals verlichting wordt niet mee in rekening gebracht. Daarom zijn de absolute waarden van de grootheid EUEprim in deze thesis niet te vergelijken met waarden uit de literatuur of uit de industrie. Het vergelijkingscriterium EUEprim wordt enkel gebruikt om de energie-efficiëntie van de verschillende koeltechnieken in deze thesis met elkaar te vergelijken.

4.4

Total Cost of Ownership: TCO

Om ook op financieel vlak een vergelijking te maken tussen de verschillende technieken, wordt gebruik gemaakt van de total cost of ownership (TCO). Deze grootheid geeft een schatting van de totale kosten over de volledige levensduur van een bepaalde installatie. De total cost of ownership wordt berekend als de som van jaarlijkse cash flows Ai die worden geactualiseerd via een een rentevoet Ract : T CO = A0 +

n X i=1

Ai (1 + Ract )i

(4.7)

Hierin is A0 de initi¨ ele investeringskost van de installatie. Deze wordt in het jaar nul geplaatst. De term Ai bestaat uit de operatiekosten enerzijds en de energiekosten anderzijds. De total cost of ownership wordt over een bepaald aantal jaren n berekend. In deze thesis wordt de total cost of ownership eenvoudigheidshalve berekend over een periode van 20 jaar voor alle installaties. Op basis van de actuele inflatie is de rentevoet Ract op 3% gezet. De verschillende parameters voor de berekening van de total cost of ownership worden nu meer in detail besproken.


4.4.1

55

De initi¨ ele investeringskost

De initiële investeringskost is de kost om de volledige installatie aan te kopen en te installeren. In tabel 4.3 is schematisch aangegeven welke investeringen er moeten gedaan worden voor de verschillende installaties. Hiervoor is een globale opdeling gemaakt van de verschillende onderdelen van de installaties. In overleg met de industriële partners is een schatting gemaakt van investeringskosten voor alle onderdelen. Deze kostenraming is terug te vinden in bijlage C. Superchiller Superchiller Luchtgekoelde koelmachine AKM incl. warmteafvoer IJswaterdistributie In row coolers Luchtgroepen Luchtdistributie WKK Toebehoren

Trigeneratie



X

X

X

X

X X

X X

X

X

X

X X

X

X X X

X X

Tabel 4.3: Onderdelen van de koelinstallaties.

Het onderdeel “AKM incl. warmteafvoer” is de absorptiekoelmachine met inbegrip van de heetwaterdistributie, de koelwaterdistributie en de koeltoren. Onder “toebehoren” vallen alle overige investeringen die niet in de overige categorieën vallen, zoals regelsystemen en controleen meetapparatuur.

4.4.2

De operatiekost

De operatiekost omvat alle kosten die nodig zijn om de installatie draaiende te houden. In deze kost zitten de kosten van zowel gepland onderhoud als nazicht of herstellingen bij onvoorziene incidenten. Daarnaast zit in deze kost bijvoorbeeld ook het salaris van de mensen die de installatie operationeel moeten houden. Voor de operatiekost moet dus een weloverwogen schatting gemaakt worden. Voor de schatting van de operatiekost in het eerste jaar wordt een percentage genomen van de initiële investeringskost. Dit is afhankelijk van de onderhoudsintensiteit van de verschillende componenten. In overleg met de industriële partners is een schatting gemaakt van deze initiële operatiekosten, zoals in bijlage C terug te vinden is. Na het eerste jaar stijgen de operatiekosten volgens een vast percentage, de ‘rate of development’, ROP . In deze thesis wordt aangenomen dat de operatiekosten jaarlijks met 3% stijgen.


4.4.3

56

De energiekost

Onder de energiekosten vallen enerzijds de kost van de aan te kopen elektrische energie en aardgas en anderzijds de kost van het verbruikte water. 4.4.3.1

Elektriciteit en gas

Er wordt uitgegaan van een bepaalde aankoopprijs voor elektriciteit en voor gas in het eerste jaar. Deze prijs stijgt elk jaar met een bepaald percentage. De gebruikte waarden worden weergegeven in tabel 4.4. De specifieke energiekosten in deze tabel zijn gebaseerd op de huidige tarieven van de Universiteit Gent. Het jaarlijkse stijgingspercentage van deze kosten is bepaald in samenspraak met de industriële partners.

Elektriciteit Gas

Specifieke energiekost 110 e/MWh 44 e/MWh

Jaarlijks stijgingspercentage 5% 5%

Tabel 4.4: Specifieke energiekosten voor elektriciteit en gas

4.4.3.2

Waterverbruik

Een niet te verwaarlozen element waar rekening mee gehouden moet worden bij de TCOberekening, is het waterverbruik van de verschillende installaties. Bij de installatie met superchillers wordt er geen water geconsumeerd. Voor de overige installaties wordt het waterverbruik als volgt berekend: In de trigeneratie-installatie wordt gebruik gemaakt van een open koeltoren. Hierin gebeurt het grootste deel van de warmteoverdracht door de verdamping van een klein deel van het circulerende koelwater. Als aangenomen aangenomen wordt dat 95% van de warmteoverdracht gebeurt door verdamping en dat de verdampingsenthalpie van het water 2440 kJ/kg bedraagt, dan kan berekend worden dat voor elke kW af te voeren warmte in de koeltoren gemiddeld ongeveer 1.4 kg koelwater per uur verdampt [37]. Door de verdamping van het koelwater blijven zouten en mineralen achter in het circulatiewater, waardoor een hoge concentratie van deze stoffen ontstaat. Dit zogenaamde indikken van het koelwater wordt vermeden door een deel van dit water te spuien en te vervangen door vers water. In deze berekeningen wordt een indikkingsfactor van 2 aangenomen. Dit betekent dat de te spuien hoeveelheid water gelijk is aan de verdampte hoeveelheid water [37]. Het suppletiewater dat nodig is om de verdampingsverliezen en de spuiwaterverliezen te compenseren is dus 2×1.4 = 2.8 kg/h per kW koelvermogen. De hoeveelheid koelwater die gebruikt wordt per jaar, wordt berekend door het gemiddeld geleverde koelvermogen van de koeltoren te vermenigvuldigen met het waterverbruik per kW:


57

1 ) · Q˙ coolreq [kW ] COP

(4.8)

h m3 kg/h 8766 [ jaar ] ˙ waterverbruik [ ] = Qcw,gem [kW ] · 2.8 [ ]· jaar kW 1000 [ kg3 ] m

(4.9)

Q˙ cw,gem = xF CH · Q˙ coolreq + xAKM · (1 +

Hierin zijn xF CH en xAKM respectievelijk het aandeel van free chilling en van absorptiekoeling in de koeling gedurende een volledig jaar (procentueel). Q˙ coolreq is de koellast en COP is de nominale COP van de absorptiekoelmachine. Bij indirecte vrije koeling is er waterconsumptie wanneer evaporatief gekoeld wordt. Een schatting van dit waterverbruik is bekomen op basis van beschikbare data van bestaande installaties en bedraagt 18000 m3 /jaar voor een datacenter van 1500 kW. Bij lagere belastingen (zie hoofdstuk 6) zal deze waarde geëxtrapoleerd worden. In het geval van directe vrije koeling moet er aan bevochtiging en ontvochtiging gedaan worden om de datacenterlucht binnen de aanbevolen grenzen voor luchtvochtigheid te houden. De lucht wordt immers rechtstreeks gemengd met buitenlucht, waardoor de luchtvochtigheid van de datacenterlucht afhankelijk is van de buitencondities. In deze thesis wordt ontvochtiging niet behandeld omdat dit in een klimaat als dat van België slechts in beperkte mate nodig is. Ontvochtiging is namelijk pas nodig op zeer warme en vochtige dagen. Bevochtiging heeft wel een belangrijke impact. Wanneer de lucht in de datazalen opgewarmd wordt door de computerapparatuur, daalt de relatieve luchtvochtigheid. Als de relatieve luchtvochtigheid na de menging met buitenlucht nog steeds onder de aanbevolen grens ligt, moet water aan de datacenterlucht toegevoegd worden. Aan de hand van de weerdata uit de TRNSYS-database en een simulatie van de directe vrije koeling is berekend hoeveel water op jaarbasis aan de datacenterlucht toegevoegd moet worden om steeds een relatieve luchtvochtigheid hoger dan 30% te behouden. Het waterverbruik bij directe vrije koeling is op die manier bepaald als 1027 m3 /jaar.

Er wordt uitgegaan van een kostprijs van 1.5 e/m3 . Dit is de prijs van opgepompt en licht behandeld grondwater, inclusief oppomp- en lozingskosten. Er is niet gerekend met een jaarlijkse toename van de waterprijs.

Hoofdstuk 5

Nominale vergelijking In dit hoofdstuk worden de vier koeltechnieken met elkaar vergeleken onder de nominale randvoorwaarden. Hieronder wordt verstaan dat de simulaties gebeuren bij een constante koellast van 1500 kWth en dat de inlaattemperatuur van de lucht in de serverkasten op 25 ◦ C wordt gehouden. Daarnaast wordt een constant temperatuurverschil van 12 ◦ C over de serverkasten verondersteld. De insteltemperatuur voor de ijswaterproductie is gelijk aan 15 ◦ C. De nominale vergelijking gebeurt op basis van de drie hoofdcriteria in deze thesis: de primaire energieconsumptie (PEC), de primary energy usage effectiveness (EUEprim ) en de total cost of ownership (TCO). Er wordt ook bekeken wat het aandeel is van free chilling of vrije koeling bij de verschillende installaties.

5.1

Nominale vergelijking van de primaire energieconsumptie (PEC)

Figuur 5.1 toont de nominale vergelijking van de totale primaire energieconsumptie (PEC) van de vier onderzochte koeltechnieken. Er is een duidelijk onderscheid tussen de twee koeltechnieken die hoofdzakelijk met ijswater koelen (superchiller en trigeneratie) en de twee koeltechnieken met luchtkoeling (indirecte en directe vrije koeling). De installaties met luchtkoeling hebben een lagere totale primaire energieconsumptie dan de installatie met superchillers en de trigeneratieinstallatie. De PEC van de trigeneratie-installatie is iets hoger dan de PEC van de installaties met superchillers. De installatie met indirecte vrije koeling gebruikt iets meer primaire energie dan de installatie met directe vrije koeling. De totale PEC kan opgedeeld worden in drie hoofdcategorieën (figuur 5.1): Netto primaire energieconsumptie van de computerapparatuur (PECnetto,IT ): Dit is het werkelijke elektriciteitsverbruik van de computerapparatuur, verminderd met de geproduceerde elektriciteit door de WKK en vervolgens omgerekend naar primaire energie. De reductie door geproduceerde elektriciteit is er uiteraard enkel in het geval van de trigeneratie-installatie.

58

Hoofdstuk 5. Nominale vergelijking

59

Koelinstallatie (PECkoelinstallatie ): Dit is het naar primaire energie omgerekende elektriciteitsverbruik van alle componenten van de koelinstallatie. Hieronder vallen alle pompen, ventilatoren en koelmachines. WKK (gasmotoren) - (PECWKK ): Dit is het primaire energiegebruik van de gasmotoren van de WKK, m.a.w. het gasverbruik. Dit komt uiteraard alleen voor bij de trigeneratie-installatie.

45,000

40,000

PEC [GWh/jaar]

35,000

7,8

4,3

3,1

32,9

32,9



30,000 28,9 25,000 20,000 15,000

32,9

10,000

6,7

5,000

6,1

0,000 Superchiller

Trigeneratie

Netto primaire energieconsumptie IT

Koelinstallatie

WKK (gasmotoren)

Figuur 5.1: Nominale vergelijking van de totale primaire energieconsumptie.

Het netto elektriciteitsverbruik van de computerapparatuur is gelijk voor alle installaties, behalve voor de trigeneratie-installatie. Daar wordt een groot deel van het elektriciteitsverbruik van de computerapparatuur gecompenseerd door de elektriciteitsproductie van de WKK. Bij de trigeneratie-installatie is er echter wel primair energiegebruik van de gasmotoren. Uit figuur 5.1 is duidelijk dat bij de installatie met superchillers en voor de (in)directe vrije koeling het grootste deel van de totale primaire energieconsumptie bestaat uit het elektriciteitsverbruik van de computerapparatuur. Bij de trigeneratie-installatie is het gasverbruik van de WKK verantwoordelijk voor het grootste deel van de totale primaire energieconsumptie. De verhouding tussen de trigeneratie-installatie en de overige installaties hangt dus sterk af van de verhouding tussen het referentierendement voor de omrekening van de aangekochte elektrische energie naar primaire energie enerzijds en het thermische en elektrische rendement van de WKK anderzijds. In deze thesis zijn deze rendementen respectievelijk ηref = 40%, ηth = 53% en ηel = 38%. Als het referentierendement ηref hoger zou zijn bij de gegeven rendementen van de WKK, dan zou de totale PEC van de installatie met superchillers en de (in)directe vrije koeling dalen, terwijl de totale PEC van de trigeneratie-installatie in verhouding weinig verandert. Het verschil tussen de trigeneratie-installatie en de overige installaties zou dan nog groter worden dan nu het geval is. Als het referentierendement ηref lager zou zijn bij de gegeven rendementen van de WKK, dan


60

zou de totale PEC van de installatie met superchillers en de (in)directe vrije koeling toenemen, terwijl de totale PEC van de trigeneratie-installatie in verhouding weinig verandert. Uit deze redenering kan begrepen worden dat bij een bepaalde verhouding tussen het referentierendement ηref en de WKK-rendementen de totale PEC van de trigeneratie-installatie lager wordt dan die van de andere installaties. In hoofdstuk 6 wordt hier verder op in gegaan. Het is echter niet zinvol om de variatie van het referentierendement te onderzoeken, aangezien dit opgelegd is door de overheid en in werkelijkheid niet veranderlijk is. Er wordt wel onderzocht hoe het thermische en elektrische rendement van de WKK de verhouding tussen trigeneratie en de overige installaties be¨ınvloedt. Om het verschil in primair energiegebruik van de koelinstallaties zelf duidelijk te kunnen zien, wordt in figuur 5.2 een gedetailleerd beeld gegeven van het primaire energiegebruik van de onderdelen van de koelinstallaties.



Trigeneratie

Superchiller

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

PECHVAC [GWh/jaar] Ventilatoren IRC


Secundaire ventilatoren

Ventilatoren free chilling

Ventilatoren koeltoren

Primaire ijswaterpompen

Secundaire ijswaterpompen

Koelwaterpompen

Heet water pompen

Koelmachine

Figuur 5.2: Detail van de primaire energieconsumptie van de onderdelen van de koelinstallatie.

Bij alle vier de installaties is een heel groot deel van de PEC van de koelinstallatie te wijten aan de ventilatoren die lucht in de serverkasten blazen (3.0 – 3.3 GWh/jaar). Bij de installaties met superchillers en trigeneratie zijn dit de ventilatoren van de in row coolers en bij (in)directe vrije koeling zijn dit de primaire ventilatoren. Het kleine verschil in primair ventilatorvermogen tussen de verschillende installaties, is te wijten aan het verschil in specifiek ventilatorvermogen (zie hoofdstuk 4). Bij de installaties met superchillers zijn de compressiekoelmachines, naast de ventilatoren van de in row coolers, verantwoordelijk voor het grootste deel van de PECkoelinstallatie (3.4 GWh/jaar). Verder is er ook een aanzienlijke primaire energieconsumptie van de ventilatoren voor free chilling (0.9 GWh/jaar). Ook het aandeel van de ijswaterpompen is niet te verwaarlozen (0.4 GWh/jaar). Merk op dat de verhouding tussen het energiegebruik van de koelmachines en de ventilatoren voor free chilling bepaald wordt door het aantal uren dat free chilling wordt toegepast per jaar. Het aandeel van free chilling in de totale koeling is afhankelijk van de totale koellast en van de


61

gewenste inlaattemperatuur van de lucht in de serverkasten. Hier wordt verder op in gegaan in hoofdstuk 6. Bij de trigeneratie-installaties is een heel groot deel van de PECkoelinstallatie te wijten aan het ventilatorvermogen van de koeltoren (2.6 GWh/jaar). Dit komt door de grote hoeveelheid warmte die afgevoerd moet worden in de koeltoren. Deze af te voeren warmte is gelijk aan de som van de koellast en de warmte die toegevoerd wordt door het hete water. Bij een koellast van 1500 kWth en een absorptiekoelmachine met een COP van 0.76 moet er ongeveer 3500 kWth afgevoerd worden in de koeltoren. Er is ook een aanzienlijke energieconsumptie door de pompen in het ijswatercircuit, koelwatercircuit en heet watercircuit (0.95 GWh/jaar). De elektrische energieconsumptie van de absorptiekoelmachine is zeer beperkt (0.1 GWh/jaar). Bij indirecte vrije koeling is er ook een aanzienlijk aandeel van de secundaire ventilatoren (0.9 GWh/jaar). De primaire energieconsumptie van de secundaire ventilatoren is echter veel lager dan die van de primaire ventilatoren. Dit komt omdat het ventilatordebiet van de secundaire ventilatoren verminderd wordt naarmate de buitentemperatuur daalt (zie paragraaf 3.4). Het primaire ventilatorvermogen wordt bepaald door de koellast en is dus constant bij een gegeven belasting. Het primaire energiegebruik van de koelmachine en de ijswaterpomp is verwaarloosbaar klein (0.07 GWh/jaar). Bij directe vrije koeling zijn er naast de primaire ventilatoren geen noemenswaardige energiegebruikers. Het primaire energiegebruik van de koelmachine en de ijswaterpomp is volledig te verwaarlozen (0.01 GWh/jaar).

5.2

Nominale vergelijking van de primary energy usage effectiveness (EUEprim )

De nominale vergelijking van de EUEprim van de vier onderzochte koeltechnieken is weergegeven in figuur 5.3. Hoe dichter deze parameter bij 1 ligt, hoe energie-efficiënter de koelinstallatie is.

De verhouding tussen de verschillende installaties bij de vergelijking van de EUEprim is exact dezelfde als bij de vergelijking van de totale primaire energieconsumptie. Dit volgt uit de definitie van de EUEprim : P EC (5.1) EU Eprim = (totale IT load) / ηref Hierin is de totale IT-load gelijk voor alle technieken (1500 kW), waardoor de verhouding tussen de EUEprim -waarden dezelfde is als deze tussen de PEC-waarden. Voor een verklaring voor deze verhoudingen wordt dus verwezen naar de vorige paragraaf. De absolute waarden van de EUEprim die hier gevonden worden, zijn een stuk lager dan waarden van de EUE of PUE die in de literatuur of in de praktijk worden teruggevonden. Dit komt omdat verschillende factoren niet mee in rekening zijn gebracht. Enkel het energiegebruik van de computerapparatuur en van de koelinstallatie zijn beschouwd. Het elektriciteitsverbruik van de


1,4

62

1,238

1,270

1,132

1,2

1,094

EUEprim [-]

1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 Superchiller

Trigeneratie



Figuur 5.3: Nominale vergelijking van de primary energy usage effectiveness.

stroomvoorziening (UPS, PDU,. . . ) en andere verbruikers zoals verlichting wordt verwaarloosd. De bekomen EUEprim -waarden zijn dus niet geschikt om vergeleken te worden met waarden uit de literatuur of de praktijk, maar dienen enkel om in deze thesis de energie-efficiëntie van de verschillende koeltechnieken met elkaar te vergelijken.

5.3

Nominale vergelijking van de total cost of ownership (TCO)

Figuur 5.4 toont de nominale vergelijking van de total cost of ownership (TCO) van de vier onderzochte koeltechnieken. De volgorde die teruggevonden wordt voor de PEC en de EUEprim , wordt ook hier gerespecteerd. De trigeneratie-installatie heeft veruit de hoogste TCO. De installatie met directe vrije koeling heeft de laagste TCO. Om te beginnen is in figuur 5.4 te zien dat de verhouding tussen de energiekost van de verschillende installaties overeenkomt met de verhouding tussen de PEC (zie 5.1). Bij de trigeneratie komt bovenop het elektriciteit- en gasverbruik nog de waterconsumptie van de koeltoren. Deze is een stuk groter dan de waterconsumptie van de evaporatieve koeler bij indirecte koeling en de bevochtiger bij directe koeling. Een ander verschil zit in de investeringskost en de operatie- en onderhoudskosten. De gegevens die gehanteerd zijn voor de TCO-berekening zijn getabelleerd in bijlage C. Daaruit blijkt dat zowel de investeringskost als de onderhoudskosten van de trigeneratie-installatie veel hoger zijn dan bij de overige installaties. Dit wordt duidelijk weerspiegeld in figuur 5.4. Al deze factoren zorgen ervoor dat de verschillen tussen de verschillende technieken groter zijn bij de TCO dan bij de PEC. Figuur 5.5 illustreert dit door de procentuele afwijking van de totale PEC en de TCO van de vier installaties t.o.v. de installatie met superchillers te bekijken. Vooral het verschil tussen de trigeneratie-installatie en de overige installaties is veel groter bij de TCO dan bij de PEC. De verhouding tussen de TCO van de trigeneratie-installatie en de overige installaties is afhankelijk van de verhouding tussen de aankoopprijs voor elektriciteit en gas. Als de gasprijs daalt


63

55 50 45 40

TCO [M€]

35 30 25 20

15 10 5 0 Superchiller Investering

Trigeneratie


Operatie/onderhoud

Elektriciteit

Directe vrije koeling Gas

Water

Figuur 5.4: Nominale vergelijking van de total cost of ownership.

16% 14% 12% 10% 8% 6% 4% 2% 0% -2% -4% -6% -8% -10% -12% -14%

2,6% 0,0%

-8,5% -11,6%

TCO : afwijking t.o.v. Superchiller [%]

PEC : afwijking t.o.v. Superchiller [%]

relatief t.o.v. de elektriciteitsprijs, dan zou een trigeneratie-installatie op financieel vlak interessanter kunnen worden dan de overige installaties vanaf een bepaalde prijsverhouding. Dit wordt in hoofdstuk 6 verder besproken. Het effect van de prijsverhouding op de TCO is analoog aan het effect van het referentierendement op de primaire energieconsumptie (paragraaf 5.1). Merk op dat het referentierendement geen rol speelt in de TCO-berekening omdat hier niet wordt omgerekend naar primaire energie.

16% 14% 12% 10% 8% 6% 4% 2% 0% -2% -4% -6% -8% -10% -12% -14%

15,4%

0,0%

-7,8%

Superchiller

Trigeneratie

Superchiller

-12,4% Trigeneratie





(a)

(b)

Figuur 5.5: Relatieve afwijking van de primaire energieconsumptie (a) en de total cost of ownership (b) t.o.v. de installatie met superchillers.


5.4

64

Het aandeel van free chilling of vrije koeling in de totale koeling

In figuur 5.6 wordt voor de vier installaties ge¨ıllustreerd wat het aandeel van free chilling of van vrije koeling is in de totale koeling. Voor elke installatie wordt een onderscheid gemaakt tussen verschillende regimes. Figuur 5.6 toont procentueel hoeveel uren per jaar iedere installatie in elk regime werkt. De termen free chilling en vrije koeling hebben voor elke installatie een andere betekenis. Het aandeel van free chilling of vrije koeling kan daarom niet gebruikt worden als ondubbelzinnig vergelijkingscriterium tussen de installaties. Het geeft wel een duidelijk beeld van het aantal uren dat er met de koelmachine gekoeld wordt en het aantal uren zonder koelmachine.

Superchiller

Trigeneratie

0%

9%

15%

84%

% Free chilling

91%

% Free Chilling

% Partiële free chilling

% Absorptiekoeling

% Compressorkoeling


Directe vrije koeling 5%

10% 40%

51% 95%

% Droge warmtewisselaar % Evaporatieve koeling

% Vrije koeling % Vrije koeling + koelbatterij

% Evaporatieve koeling + koelbatterij

Figuur 5.6: Aandeel van free chilling of vrije koeling in de totale koeling.


5.4.1

65

Superchiller

Voor de installatie met superchillers zijn er drie regimes, zoals beschreven in paragraaf 3.2. Bij zuivere compressorkoeling neemt de compressiekoelmachine de volledige koellast op zich. Bij parti¨ ele free chilling gebeurt een deel van de koeling in de free chiller en een deel in de compressiekoelmachine. Bij zuivere free chilling wordt de volledige koellast opgenomen door de free chiller. Uit figuur 5.6 blijkt dat de koelmachine meer dan 99% van de tijd actief is, al dan niet in deellast. Het grootste deel van deze tijd werkt de installatie in het regime met partiële free chilling. Zuivere free chilling komt bijna niet voor omdat de capaciteit van de free chiller niet voldoende is om de volledige nominale koellast (1500 kWth ) op te nemen, tenzij bij zeer lage buitentemperaturen. In free chilling mode hebben de superchillers namelijk slechts een koelcapaciteit van 886 kWth bij nominale ontwerpcondities [32]. Bij zeer lage buitentemperaturen kan de koelcapaciteit van de free chiller net voldoende worden om de volledige koellast op te nemen.

5.4.2

Trigeneratie

De trigeneratie-installatie heeft twee gescheiden werkingsregimes (zie paragraaf 3.3). Bij absorptiekoeling wordt al het ijswater gekoeld door de absorptiekoelmachine. In het free chilling regime wordt al het ijswater in een warmtewisselaar gekoeld door koelwater uit de koeltoren. Free chilling kan pas toegepast worden indien de natteboltemperatuur van de buitenlucht voldoende laag is om het koelwater te koelen tot op de gewenste temperatuur. De gewenste koelwatertemperatuur is onder de nominale randvoorwaarden gelijk aan 10 ◦ C om een ijswatertemperatuur van 15 ◦ C te bekomen. Om deze koelwatertemperatuur moet – met de gegeven koeltoren – de natteboltemperatuur van de buitenlucht kleiner dan 2 ◦ C worden. Dit is de reden waarom 91% van de tijd met de absorptiekoelmachine wordt gekoeld en slechts 9% van de tijd aan free chilling gedaan wordt.

5.4.3


De drie regimes van indirecte vrije koeling worden beschreven in paragraaf 3.4. Bij een voldoende lage drogeboltemperatuur van de buitenlucht kan er genoeg gekoeld worden met een droge warmtewisselaar, zonder evaporatieve koeling toe te passen. Wanneer de drogeboltemperatuur te hoog wordt, maar de natteboltemperatuur nog voldoende laag is, wordt aan evaporatieve koeling gedaan. De secundaire lucht en de warmtewisselaar worden dan bevochtigd. Als evaporatieve koeling van de secundaire lucht niet meer volstaat om voldoende te koelen, dan wordt de primaire lucht ook nog door een koelbatterij met ijswater gekoeld. De koelmachine neemt altijd slechts een deel van de koellast op, want er is altijd voor een stuk vrije koeling mogelijk. Uit figuur 5.6 blijkt dat de koelmachine slechts 10% van de tijd moet werken.


5.4.4

66


Bij directe vrije koeling komen twee werkingsregimes voor (zie paragraaf 3.5). Wanneer de temperatuur van de buitenlucht lager is dan de gewenste inlaattemperatuur van de lucht in de serverkasten, dan kan er aan zuivere vrije koeling gedaan worden. Als de temperatuur van de buitenlucht hoger wordt dan de gewenste inlaattemperatuur, dan moet de koelmachine een stuk van de koellast op zich nemen. Uit figuur 5.6 blijkt dat de koelmachine slechts 5% van de tijd actief is. Dit is minder dan bij indirecte vrije koeling omdat er geen warmtewisselaar meer aan te pas komt. Deze warmtewisselaar is niet 100% effectief, waardoor de primaire lucht niet tot de natteboltemperatuur kan gekoeld worden. Er is steeds een temperatuursverschil. Bij directe vrije koeling kan er steeds gekoeld worden tot aan de drogeboltemperatuur van de buitenlucht. In paragraaf 3.5 wordt nog een derde regime vermeld waarbij de volledige koeling door de koelmachine wordt gedaan. Dit komt voor als de temperatuur van de buitenlucht hoger wordt dan de temperatuur van de retourlucht uit de serverkasten. Onder de nominale randvoorwaarden is deze retourtemperatuur 37 ◦ C. Daarom komt dit regime niet voor onder de nominale condities.

Hoofdstuk 6

Sensitiviteitsanalyse

In dit hoofdstuk wordt onderzocht wat de gevoeligheid is van de vergelijkingscriteria voor verschillende parameters. De drie hoofdcriteria zijn nog steeds het totaal primair energiegebruik (PEC), de primary energy usage effectiveness (EUEprim ) en de total cost of ownership (T CO). Voor de vier simulatiemodellen wordt in de eerste plaats gekeken naar de invloed van de belasting van het datacenter. De installatie zal zich anders gedragen wanneer het datacenter op zijn volle capaciteit belast is dan wanneer de installatie in deellast werkt. De koellast wordt telkens gevarieerd tussen 1500 kW en 750 kW. Vervolgens wordt ook onderzocht hoe de vergelijkingscriteria be¨ınvloed worden als gekozen wordt voor een hogere of lagere inlaattemperatuur van de lucht in de serverkasten. De inlaattemperatuur wordt telkens gevarieerd tussen 16 ◦ C en 30 ◦ C. Dit temperatuurgebied omvat de aanbevolen grenzen uit de Thermal Guidelines van ASHRAE [18], namelijk 18 ◦ C-27 ◦ C (zie paragraaf 2.1.1). Daarna wordt onderzocht wat de invloed is van het thermische en elektrische rendement (ηth en ηel ) van de gasmotoren. In combinatie met het gegeven referentierendement ηref voor omrekening van elektrische energie naar primaire energie, bepalen deze motorrendementen het verschil in primaire energieconsumptie tussen de trigeneratie-installatie en de overige installaties. Nadien wordt het effect van de COP van de absorptiekoelmachine op de energieprestatie en de total cost of ownership van de trigeneratie-installatie bestudeerd. Ten slotte worden de elektriciteitsprijs en de gasprijs gevarieerd. De specifieke kost van gas en elektriciteit heeft een belanrijke invloed op de verhouding tussen de trigeneratie-installatie en de overige installaties. Een belangrijke opmerking bij deze sensitiviteitsanalyse is dat de variatie van alle parameters gebeurt bij de gegeven installaties zoals die ontworpen zijn voor werking onder de nominale randvoorwaarden. De sensitiviteitsanalyse gebeurt dus bij off-design condities. Wanneer één parameter wordt gevarieerd, worden de overige parameters op hun nominale waarde gehouden.

67

Hoofdstuk 6. Sensitiviteitsanalyse

6.1

68

Invloed van de belasting op de vergelijkingscriteria

Figuur 6.1 toont hoe de PEC en de EUEprim van de vier installaties veranderen wanneer de koellast gevarieerd wordt tussen de nominale koellast (1500 kW) en een halvering van de belasting (750 kW). De PEC daalt voor alle installaties als de koellast afneemt, maar niet voor allemaal op dezelfde manier. Het verschil is duidelijker te zien bij de EUEprim . Bij de installatie met superchillers en bij (in)directe vrije koeling neemt de EUEprim af met de koellast, m.a.w. de koeling van het datacenter is efficiënter in deellast. Bij de trigeneratie-installatie is het verloop helemaal anders: de EUEprim neemt sterk toe bij lagere belastingen. Dit kan verklaard worden aan de hand van de definitie van de EUEprim :

EU Eprim =

P EC (totale IT load) / ηref

(6.1)

Daarbij kan de PEC worden opgedeeld in drie categorieën (zie paragraaf 5.1): het netto primaire energiegebruik van de computerapparatuur, het primaire energiegebruik van de koelinstallatie en het gasverbruik van de WKK. Op die manier wordt vergelijking 6.1:

EU Eprim =

P ECnetto,IT + P ECkoelinstallatie + P ECW KK (totale IT load) / ηref

45

(6.2)

1,50 1,45 1,40

1,35

35 EUEprim [-]

PEC [GWh/jaar]

40

30

25

1,30 1,25 1,20 1,15 1,10

20

1,05 15

1,00 750

1000

1250

1500

750

1000

Koellast [kW] Superchiller

Trigeneratie


(a)

1250

1500

Koellast [kW] Directe vrije koeling

Superchiller

Trigeneratie



(b)

Figuur 6.1: Invloed van de belasting op de PEC (a) en de EUEprim (b).

Figuur 6.2 toont de PEC van de verschillende componenten van de koelinstallaties in functie van de koellast. Samen vormen deze componenten de PECkoelinstallatie in vergelijking 6.2. Uit deze figuur blijkt dat het energiegebruik van de ventilatoren van de in row coolers (superchiller en trigeneratie) en van de primaire ventilatoren (vrije koeling) bij alle installaties het sterkst verandert met de koellast. Al deze ventilatoren worden geregeld om bij de gegeven koellast steeds het gewenste temperatuurverschil van 12 ◦ C over de serverkasten te verkrijgen. Daarom is er minder luchtdebiet nodig bij een lagere belasting. Wegens het derdemachtsverband tussen debiet


69

en vermogen (zie paragraaf 4.1) neemt het energiegebruik van deze ventilatoren snel af wanneer in deellast gewerkt wordt. De ventilatoren van de in row coolers en de primaire ventilatoren hebben dus een zeer belangrijke invloed op de variatie van de PECkoelinstallatie met de belasting. Voor de overige componenten van de verschillende technieken geldt nog het volgende: Bij de installatie met superchillers vermindert in deellast ook het energiegebruik van de compressiekoelmachine. Dit is enerzijds omdat de koelmachine meer in deellast werkt en anderzijds omdat er meer aan free chilling kan gedaan worden bij een lagere belasting. Ook het energiegebruik van de ventilatoren voor free chilling neemt af in deellast, omdat er dan meer aan zuivere free chilling kan gedaan worden. Op het aandeel van free chilling wordt verder in gegaan in paragraaf 6.3. De overige componenten hebben geen noemenswaardige impact op de totale primaire energieconsumptie. De PEC van de secundaire ijswaterpompen neemt af volgens het derdemachtsverband (zie paragraaf 4.1) omdat deze pompen volgens de koellast geregeld worden en de PEC van de primaire ijswaterpompen is constant wegens het constante debiet aan primaire zijde. Bij de trigeneratie-installatie zijn de ventilatoren van de koeltoren de grootste energiegebruikers in deellast. Pas bij een vrij lage koellast gaan deze ventilatoren ook in deellast werken. Dit is te wijten aan de modellering van de koeltoren en de keuze van het nominale luchtdebiet van de koeltoren. De PEC van de koelwaterpompen is niet verwaarloosbaar bij vollast, maar neemt sterk af als in deellast gewerkt wordt. De invloed van de overige componenten op de totale PEC is beperkt. De secundaire ijswaterpompen worden geregeld volgens de koellast en de heet waterpompen volgens de warmtevraag. De primaire ijswaterpompen leveren steeds een constant debiet, dus de PEC van deze pompen verandert niet met de belasting. Bij indirecte vrije koeling is er ook een belangrijke invloed van de secundaire ventilatoren. Deze worden afgestemd op het debiet van de primaire ventilatoren, waardoor ook bij deze ventilatoren het primaire energiegebruik volgens het derdemachtsverband afneemt bij een dalende koellast. De koelmachine en de ijswaterpomp verbruiken minder energie in deellast, maar dit energiegebruik is verwaarloosbaar klein in vergelijking met de rest. Bij directe vrije koeling zijn er naast de primaire ventilatoren geen andere componenten waarvan de PEC en de EUEprim met de belasting variëren. Het energiegebruik van de koelmachine en de ijswaterpomp hangt enkel af van de temperatuur van de buitenlucht en de gewenste temperatuur aan de inlaat van de serverkasten. Bovendien is dit energiegebruik verwaarloosbaar klein t.o.v. het energiegebruik van de primaire ventilatoren.

Bij de installatie met superchillers en bij (in)directe vrije koeling is het netto primaire energiegebruik van de computerapparatuur gelijk aan de totale IT load omgerekend naar primaire energie. Er is immers geen elektriciteitsproductie. De term PECnetto,IT in vergelijking 6.2 is dan gelijk aan de noemer. Daarnaast is er geen gasverbruik in deze installaties. De term PECWKK in vergelijking 6.2 is dus nul. Daarom wordt de EUEprim van deze installaties enkel


70

Superchiller Superchiller

4 4 3,5 3,5 3 3 2,5 2,5 2 2 1,5 1,5 1 1 0,5 0,5 0 0 750 750

Trigeneratie 3,5

PECKoelinstallatie [GWh/jaar]

PECKoelinstallatie [GWh/jaar] PECKoelinstallatie [GWh/jaar]

3 2,5 2 1,5

1 0,5

1000 1250 1000Koellast [kW]] 1250

0

1500 1500

750

1000

Ventilatoren IRC Ventilatoren IRC Primaire ijswaterpompen Primaire ijswaterpompen Compressiekoelmachine Compressiekoelmachine

Ventilatoren free chiller Ventilatoren free chiller Secundaire ijswaterpompen Secundaire ijswaterpompen

1500

Ventilatoren IRC




Koelwaterpompen

Heet waterpompen




4

3,5

3,5

3

PECKoelinstallatie [GWh/jaar]

3 PECKoelinstallatie [GWh/jaar]

1250 Koellast [kW]]

Koellast [kW]]

2,5 2 1,5 1

2,5 2 1,5 1 0,5

0,5

0

0 750

1000

1250

1500

750

1000


IJswaterpomp

Koelmachine


1250

1500

Koellast [kW]]

Koellast [kW]] Primaire ventilatoren

IJswaterpomp

Koelmachine

Figuur 6.2: Invloed van de belasting op de PEC van de componenten van de koelinstallaties.

bepaald door het primaire energiegebruik van de koelinstallatie PECkoelinstallatie . Het verloop van de EUEprim kan dus volledig verklaard worden op basis van figuur 6.2. Bij de trigeneratie-installatie is er wel gasverbruik door de WKK (PECWKK ) en het netto primaire energiegebruik van de computerapparatuur (PECnetto,IT ) is afhankelijk van de hoeveelheid geproduceerde elektriciteit. In figuur 6.3 wordt de invloed van de belasting op de totale PEC van de trigeneratie-installatie getoond. Het primaire energiegebruik van de koelinstallatie (PECkoelinstallatie ) neemt af met een dalende koellast, zoals verklaard wordt door figuur 6.2. De gasconsumptie van de WKK (PECWKK ) neemt ook af met een dalende koellast omdat de warmtevraag van de absorptiekoelmachine kleiner is bij een lagere koellast. De netto primaire energieconsumptie van de computerapparatuur (PECnetto,IT ) neemt licht toe als de koellast af-


71

neemt. Dit komt omdat door een lagere warmtevraag minder elektriciteit wordt geproduceerd. De toename is beperkt omdat ook de elektriciteitsvraag van de computerapparatuur lager is in deellast.

PEC [GWh/jaar]

Figuur 6.4 toont de drie termen uit vergelijking 6.2. Het is duidelijk dat de term PECnetto,IT de grootste invloed heeft op de variatie van EUEprim met de belasting. Deze term zorgt ervoor dat de EUEprim toeneemt bij lagere belastingen, m.a.w. de installatie is minder efficiënt in deellast. Dit verklaart dus het verloop van de EUEprim in figuur 6.1(b). 45 40 35 30 25 20 15 10 5 0

28,83 22,89 16,91 12,76

3,92

5,03

6,70

8,74

9,12

7,67

6,21

750 kW

1000 kW

1250 kW

1500 kW

2,68

WKK (gasmotoren)

Koelinstallatie

Netto primaire energieconsumptie IT

Figuur 6.3: Invloed van de belasting op de PEC van de trigeneratie-installatie.

1,0 0,9 0,8 0,7 [-]

0,6 0,5 0,4 0,3

0,2 0,1 0,0 750

1000

1250

1500

Koellast [kW]

Figuur 6.4: Invloed van de belastng op de EUEprim van de trigeneratie-installatie.

Bij de werking in deellast moet echter wel een kanttekening gemaakt worden. De simulatiemodellen zijn in de eerste plaats ontworpen voor een datacenter dat op zijn nominale capaciteit werkt. Het datacenter is niet in detail gemodelleerd. De IT-load is gemodelleerd als een puntlast waarin de warmteafgifte van al de computerapparatuur is samengebald. Zo zijn bijvoorbeeld


72

de ventilatoren van de in row coolers gemodelleerd als één grote ventilator die begroot is voor de nominale koellast. Bij deellast zal deze grote ventilator aan een lager toerental draaien, met een sterke vermogenreductie tot gevolg. In de praktijk is er een IRC voorzien per serverkast. Er is dus een groot aantal kleine ventilatoren in plaats van één grote ventilator. In deellast zullen enkele IRC’s uitgeschakeld worden, enkele IRC’s zullen in vollast draaien en enkele IRC’s in deellast werken. De vermogenreductie in deellast zal in de praktijk dus kleiner zijn dan in de simulatiemodellen. Als ook rekening gehouden zou worden met de werkelijke deellastwerking van ventilatoren en pompen, in de plaats van het theoretische derdemachtsverband, zou de energiebesparing in deellast minder groot zijn. Indien ook de invloed van de UPS en de verlichting zouden meegerekend worden, kan er eerder een toename van de EU Ep rim verwacht worden. De verliezen in de stroomvoorziening nemen immers relatief toe in deellast en het elektriciteitsverbruik van de verlichting is in principe onafhankelijk van de belasting. Ten slotte wordt opgemerkt dat de invloed van de belasting op de TCO volledig analoog is aan de invloed op de PEC. Voor een figuur wordt verwezen naar bijlage D.

6.2

Invloed van de inlaattemperatuur van de lucht op de vergelijkingscriteria

De keuze van de inlaattemperatuur van de lucht in de serverkasten heeft een invloed op de energieprestatie van een datacenter. Wanneer voor en hogere inlaattemperatuur wordt gekozen, moet er immers minder gekoeld worden door de koelmachines en kan er meer aan free chilling of vrije koeling gedaan worden. Figuur 6.5 toont hoe de PEC en de EUEprim van de verschillende technieken variëren wanneer de inlaattemperatuur gevarieerd wordt tussen 16 ◦ C en 30 ◦ C. Een analoge figuur voor de TCO is terug te vinden in bijlage D. De simulaties zijn uitgevoerd bij een nominaal belast datacenter (1500 kW). Samen met het temperatuurregime van de primaire lucht worden in deze simulaties ook de temperatuurregimes van het ijswater en het koelwater mee gevarieerd. Voor een inlaattemperatuur van 1 ◦ C hoger dan de nominale temperatuur, worden deze temperatuurregimes ook met 1 ◦ C verhoogd. Als een inlaattemperatuur van 1 ◦ C lager dan de nominale temperatuur wordt gekozen, dan worden ze ook 1 ◦ C lager genomen, etc. Het verloop van de PEC en de EUEprim in figuur 6.5 is identiek. Dit volgt uit de definitie van de EUEprim (vergelijking 6.1) in het geval van een constante belasting. Een verklaring voor de algemene trends in figuur 6.5 wordt gegeven door figuur 6.6. In deze figuur wordt de PEC van de verschillende componenten van de koelinstallaties in functie van de inlaattemperatuur getoond. Voor de vier installaties geldt het volgende: Bij de installatie met superchillers verandert enkel de primaire energieconsumptie van de compressiekoelmachine en van de ventilatoren van de free chiller. De PEC van de ijswaterpompen en de ventilatoren van de in row coolers is enkel afhankelijk van de belasting en verandert niet met de inlaattemperatuur. De PEC van de compressiekoelmachine neemt af naarmate een hogere inlaattemperatuur wordt genomen. Dit komt omdat er bij


73

42

1,28

41

1,25

40

1,22

39

1,19

38

1,16

37

1,13

36

1,10

35

EUEprim [-]

PEC [GWh/jaar]

43

1,06 16

18

20

22

24

26

28

30

TaSupply [°C] Superchiller Indirecte vrije koeling

Trigeneratie Directe vrije koeling

Figuur 6.5: Invloed van de inlaattemperatuur op de PEC en de EUEprim .

een hogere inlaattemperatuur minder zuivere compressorkoeling is en er meer aan zuivere free chilling wordt gedaan. De PEC van de ventilatoren voor free chilling neemt toe met een toenemende inlaattemperatuur omdat er meer aan free chilling gedaan kan worden. Deze toename stagneert bij hogere inlaattemperaturen omdat bij deze temperaturen minder aan partiële free chilling en meer aan zuivere free chilling wordt gedaan. Bij partiële free chilling werken de ventilatoren immers aan hun maximale toerental, terwijl bij zuivere free chilling het toerental verminderd wordt volgens het temperatuurverschil tussen het ijswater en de buitenlucht. In paragraaf 6.3 wordt dieper ingegaan op het aandeel van compressorkoeling en free chilling in functie van de belasting en de inlaattemperatuur. De afname van de PEC van de koelmachine is groter dan de toename van de PEC van de ventilatoren voor free chilling. De totale PEC van de installatie met superchillers neemt dus af met een toenemende inlaattemperatuur. Bij trigeneratie-installatie zijn enkel de PEC van de ventilatoren van de koeltoren, de koelwaterpompen en de absorptiekoelmachine afhankelijk van de inlaattemperatuur. De PEC van de overige componenten varieert niet met de inlaattemperatuur. Er is een vermindering van het energiegebruik van de ventilatoren van de koeltoren, de koelwaterpompen en de absorptiekoelmachine omdat het aandeel van free chilling toeneemt waneer een hogere inlaattempertuur wordt gekozen. Deze vermindering vindt vooral plaats bij de hoogste inlaattemperaturen omdat bij de laagste inlaattemperaturen bijna niet aan free chilling wordt gedaan. Dit wordt in paragraaf 6.3 verder toegelicht. Bij de indirecte vrije koeling veranderen de PEC van de secundaire ventilatoren en de PEC van de koelmachine en de ijswaterpomp met de inlaattemperatuur. De PEC van de primaire ventilatoren is onafhankelijk van de inlaattemperatuur omdat deze ventilatoren enkel afhankelijk zijn van de belasting. Als een hogere inlaattemperatuur wordt genomen, dan is ook de retourtemperatuur van de primaire lucht hoger. Het temperatuurverschil tussen de buitenlucht en de retourlucht wordt dus groter. Daardoor wordt ook het temperatuurverschil tussen de secundaire lucht vóór en na de warmtewisselaar groter, zodat er


74

minder secundair luchtdebiet nodig is. Dit verklaart waarom de PEC van de secundaire ventilatoren vermindert naarmate een hogere inlaattemperatuur genomen wordt. Het lagere energiegebruik van de koelmachine en ijswaterpomp wordt verklaard in paragraaf 6.3. Bij directe vrije koeling daalt de PEC van de koelmachine en de ijswaterpomp met een toenemende inlaattemperatuur. Hoe hoger de inlaattemperatuur gekozen wordt, hoe minder de koelmachine moet bijspringen. De drogeboltemperatuur van de buitenlucht zal dan immers minder vaak hoger zijn dan de gewenste inlaattemperatuur. De PEC van de primaire ventilatoren is opnieuw onafhankelijk van de inlaattemperatuur. De PEC van de koelmachine en de ijswaterpomp is zeer klein t.o.v. de PEC van de primaire ventilatoren, waardoor de invloed op de totale PEC erg beperkt is. Daardoor is de totale primaire energieconsumptie bij directe vrije koeling relatief ongevoelig voor variatie van de inlaattemperatuur binnen het beschouwde temperatuurgebied.

Bij de installatie met superchillers en bij (in)directe vrije koeling is er enkel een invloed van de koelinstallatie op de PEC en de EUEprim . Bij de trigeneratie-installatie komt hierbij ook nog de invloed van het gasverbruik en de elektriciteitsproductie. In figuur 6.7 wordt dit getoond. Naarmate een hogere inlaattemperatuur genomen wordt, neemt het gasverbruik van de WKK (PECWKK ) af. Dit komt omdat bij hogere inlaattemperaturen meer aan free chilling kan gedaan worden (zie paragraaf 6.3), waardoor minder met de absorptiekoelmachine gekoeld moet worden en er dus minder warmtevraag is. Het gasverbruik is namelijk gelijk aan: 1 P ECW KK = Q˙ g · ηth

(6.3)

De netto primaire energieconsumptie van de computerapparatuur (PECnetto,IT ) neemt toe bij hogere inlaattemperaturen omdat er minder elektriciteit geproduceerd wordt door de WKK. Dit komt opnieuw omdat bij hogere inlaattemperaturen meer aan free chilling gedaan wordt. De mate waarin PECnetto,IT toeneemt is echter sterk afhankelijk van het referentierendement voor de omrekening van elektriciteit naar primaire energie. Deze primaire energieconsumptie is immers gelijk aan:

P ECnetto,IT = (T otale IT load − P ECW KK · ηel ) ·

1 ηref

(6.4)

Bij het referentierendement ηref = 40% is het netto effect van het gasverbruik en de elektriciteitsproductie dat de totale PEC en de EUEprim afnemen met een stijgende inlaattemperatuur. Als de PEC en de EUEprim berekend zouden worden met een referentierendement hoger dan 40%, dan zou de invloed van de verminderde elektriciteitsproductie (stijgende PECnetto,IT ) minder groot zijn, waardoor het verloop van de totale PEC vooral bepaald zou worden door het gasverbruik (PECWKK ) en dus nog meer zou afnemen bij hogere inlaattemperaturen. Als het referentierendement lager zou zijn, dan zou de impact van een verminderde elektriciteitsproductie belangrijker worden. In dat geval zou de totale PEC minder sterk afnemen met een stijgende


75

Trigeneratie 3,5

5

3

PECHVAC [GWh/jaar]

PECHVAC [GWh/jaar]

Superchiller 6

4 3 2 1

2,5 2 1,5 1 0,5

0

0 16

18

20

22

24

26

28

30

16

18

20

TaSupply [°C]

22

24

26

28

30

TaSupply [°C]

Ventilatoren IRC

Ventilatoren free chiller

Ventilatoren IRC






Koelwaterpompen

Heet waterpompen

Compressiekoelmachine


Directe vrije koeling 4,0

3,5

3,5

3,0

3,0 PECHVAC [GWh/jaar]

PECHVAC [GWh/jaar]

Indirecte vrije koeling 4,0

2,5 2,0 1,5

2,5 2,0 1,5

1,0

1,0

0,5

0,5

0,0

0,0 16

18

20

22

24

26

28

30

16

18

20

TaSupply [°C] Primaire ventilatoren


IJswaterpomp

Koelmachine

22

24

26

28

30

TaSupply [°C] Primaire ventilatoren

IJswaterpomp

Koelmachine

Figuur 6.6: Invloed van de inlaattemperatuur op de PEC van de componenten van de koelinstallaties.

inlaattemperatuur, en zelfs beginnen toenemen bij een bepaald referentierendement (34%). Dit is echter een theoretische oefening om de invloed van het referentierendement in te zien, maar aangezien dit referentierendement in de praktijk niet zal verlagen, is dit van weinig praktisch belang.


76

PEC [GWh/jaar]

50 40 30 32,23

31,86

31,53

31,02

29,90

27,76

25,06

21,49

20 10 0

6,09

6,40

6,93 2,97

6,93 3,38

6,91 3,70

6,87 4,19

6,79 5,22

6,62 7,20

9,70

13,00

16

18

20

22

24

26

28

30

TaSupply [°C] Netto primaire energieconsumptie IT

Koelinstallatie

WKK (gasmotoren)

Figuur 6.7: Invloed van de inlaattemperatuur op de PEC van de trigeneratie-installatie.

6.3

Invloed van de belasting en de inlaattemperatuur op het aandeel van free chilling of vrije koeling

6.3.1

Superchiller

Figuur 6.8 toont hoe het aandeel van free chilling verandert in functie van de belasting en de inlaattemperatuur bij de installatie met superchillers. Om te beginnen is de algemene trend bij alle belastingen dat het aandeel van zuivere compressorkoeling afneemt naarmate een hogere inlaattemperatuur van de lucht wordt toegelaten. Bij lagere belastingen is het aandeel van zuivere compressorkoeling bovendien groter dan bij hogere belastingen. Daarnaast wordt een groot verschil opgemerkt in de verdeling tussen zuivere free chilling en partiële free chilling. Bij lagere belastingen is er steeds meer zuivere free chilling mogelijk. Om deze trends te verklaren, wordt teruggegrepen naar vergelijking 3.12:


· cp,oa · m ˙ oa,F Ch,nom · (Tchw,Return − Toa,in ) cp,chw · m ˙ chw

(6.5)

Deze fictieve temperatuur wordt gebruikt om te bepalen in welk regime de installatie werkt (zie paragraaf 3.2). De overgang van zuivere compressorkoeling naar partiële free chilling gebeurt als Tchw,out,M axCap lager is dan de retourtemperatur van het primaire ijswater (Tchw,Return ). In paragraaf 3.2 wordt hieruit afgeleid dat deze overgang gebeurt wanneer de temperatuur van de buitenlucht lager wordt dan de retourtemperatuur van het primaire ijswater. De overgang van partiële free chilling naar zuivere free chilling gebeurt als Tchw,out,M axCap lager is dan de gewenste toevoertemperatuur van het ijswater. Bij een lagere koellast is het temperatuurverschil van het primaire ijswater kleiner omdat het ijswaterdebiet aan de primaire zijde van het buffervat steeds constant blijft. De retourtemperatuur van het primaire ijswater dat in de superchiller toekomt (Tchw,Return ), is dus lager. Bijgevolg


77

zal de overgang van zuivere compressorkoeling naar partiële free chilling pas gebeuren bij een lagere temperatuur van de buitenlucht. Daarom is het aandeel van zuivere compressorkoeling groter bij lagere belastingen. De lagere retourtemperatuur van het primaire ijswater (Tchw,Return ) bij deellast heeft tot gevolg c · m˙ oa,F Ch,nom dat de temperatuur Tchw,out,M axCap daalt. Dit komt omdat 1− · p,oa steeds positief cp,chw · m ˙ chw is, want cp,oa · m ˙ oa,F Ch,nom < cp,chw · m ˙ chw . Fysisch betekent een lagere Tchw,out,M axCap dat de free chiller het ijswater tot een lagere temperatuur kan koelen in de gegeven omstandigheden. Een lagere Tchw,out,M axCap betekent dus dat de overgang van partiële free chilling naar zuivere free chilling al gebeurt bij een lagere gewenste toevoertemperatuur van het ijswater. Dit is de reden waarom bij lage belastingen reeds bij lagere inlaattemperaturen aan zuivere free chilling gedaan kan worden.

Superchiller - 1500 kW


100% 90% 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0%

100% 90% 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% 16

18

20

22

24

26

28

30

16

18

20

TaSupply [°C] % Free chilling


22

24

26

28

30

TaSupply [°C] % Compressorkoeling

% Free chilling



% Compressorkoeling


100% 90% 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0%

100% 90% 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% 16

18

20

22

24

26

28

30

16

18

TaSupply [°C] % Free chilling


20

22

24

26

28

30

TaSupply [°C] % Compressorkoeling

% Free chilling


% Compressorkoeling

Figuur 6.8: Invloed van de belasting en de inlaattemperatuur op het aandeel van free chilling bij de installatie met superchillers.

Wanneer meer aan free chilling gedaan wordt, moet de compressiekoelmachine minder werken. Dit levert een energiebesparing op. Daartegenover staat dat de ventilatoren voor de free chilling meer energie zullen gebruiken. Er moet dus een afweging gemaakt worden tussen het energiegebruik van de koelmachine en de ventilatoren voor free chilling. Dit wordt ge¨ıllustreerd door figuur 6.9. Hierin wordt een vergelijking gemaakt tussen de PEC van de installatie met super-


78

chillers (met free chilling) en de PEC van een installatie met dezelfde compressiekoelmachine, maar waarbij geen free chilling toegepast wordt. De PEC van de installatie met free chilling neemt af als een hogere inlaattemperatuur toegelaten wordt en de PEC van de installatie zonder free chilling blijft ongeveer constant. Het gevolg is dat bij een bepaalde inlaattemperatuur een snijpunt bestaat tussen de twee curven. Voor inlaattemperaturen lager dan dit snijpunt is het voordeliger om geen free chilling toe te passen, maar altijd op de compressiekoelmachine te koelen. In figuur 6.9 ligt dit snijpunt iets lager dan 16 ◦ C, dus buiten het beschouwde temperatuurbereik. Binnen dit temperatuurbereik is het dus steeds voordelig om free chilling toe te passen. 43

PEC [GWh/jaar]

42

41

40

39 16

18

20

22

24

26

28

30

TaSupply [°C] Met free chilling

Zonder free chilling

Figuur 6.9: Afweging tussen free chilling en zuivere compressorkoeling (bij 1500 kW).

6.3.2

Trigeneratie

Bij de trigeneratie-installatie gebeurt de overgang tussen absorptiekoeling en free chilling zodra de natteboltemperatuur laag genoeg is om het koelwater voldoende te koelen, zodat het primaire ijswater op de gewenste temperatuur gebracht kan worden in de warmtewisselaar voor free chilling. Door middel van simulaties is bepaald dat deze natteboltemperatuur 2 ◦ C bedraagt onder de nominale randvoorwaarden en met de designkeuzes voor de warmtewisselaar en de koeltoren die in de simulatiemodellen zijn gebruikt. In de sensitiviteitsanalyse wordt deze overgangstemperatuur net als de overige temperatuurregimes mee gevarieerd met de inlaattemperatuur. Het aantal uren dat in free chilling mode kan gewerkt worden is gelijk aan het aantal uren dat de natteboltemperatuur onder deze overgangstemperatuur ligt. Met andere woorden, het aandeel van free chilling is rechtstreeks afhankelijk van het histogram van de natteboltemperatuur. Bij de laagste inlaattemperaturen in het gekozen temperatuurbereik is bijna geen free chilling meer mogelijk, omdat voldoende lage natteboltemperaturen bijna niet voorkomen. De variatie van het aandeel van free chilling in functie van de inlaattemperatuur is ge¨ıllustreerd in figuur 6.10. Wegens de gekozen regelstrategie voor de overgang van absorptiekoeling naar free chilling in de simulatiemodellen is er geen afhankelijkheid van de belasting.


79

Trigeneratie 100% 90% 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% 16

18

20

22

24

26

28

30

TaSupply [°C] % Free Chilling

% Absorptiekoeling

Figuur 6.10: Invloed van de inlaattemperatuur op het aandeel van free chilling bij de trigeneratieinstallatie.

6.3.3


Het aandeel van de verschillende werkingsregimes in functie van de belasting en de inlaattemperatuur bij indirecte vrije koeling is ge¨ıllustreerd in figuur 6.11. Naarmate een hogere inlaattemperatuur gekozen wordt, kan er vaker zonder evaporatieve koeling gewerkt worden. Dit komt omdat het temperatuurverschil tussen de retourlucht uit de serverkasten en de drogeboltemperatuur van de buitenlucht dan toeneemt, zodat de droge warmtewisselaar een grotere koelcapaciteit heeft. Daarnaast blijkt uit figuur 6.11 ook dat er bij hogere inlaattemperaturen minder gekoeld moet worden in de koelbatterij. Dit komt omdat de capaciteit van de bevochtigde warmtewisselaar eveneens toeneemt wegens het grotere temperatuurverschil tussen de retourlucht uit de serverkasten en de natteboltemperatuur van de buitenlucht. In deellast kan er vaker zonder evaporatieve koeling gewerkt worden en moet de koelmachine ook minder werken dan bij de nominale belasting van het datacenter. In deellast leveren de primaire en secundaire ventilatoren namelijk een lager debiet (zie figuur 6.2). Als gevolg hiervan neemt de effectiviteit van de warmtewisselaar toe in deellast. Daardoor wordt de koelcapaciteit van de droge en bevochtigde warmtewisselaar groter bij een lagere belasting.

6.3.4


Het aandeel van vrije koeling in functie van de inlaattemperatuur wordt getoond in figuur 6.12. Als gekozen wordt voor een hogere inlaattemperatuur, dan moet de koelmachine minder werken. Het aantal uren dat de koelmachine moet bijspringen is gelijk aan het aantal uren dat de drogeboltemperatuur van de buitenlucht hoger is dan de gewenste inlaattemperatuur. Dit is dus rechtstreeks afhankelijk van het histogram van de drogeboltemperatuur van de buitenlucht. De belasting heeft hierop geen invloed. Het aandeel van vrije koeling in functie van de inlaattemperatuur wordt getoond in figuur 6.12.


80

Indirecte vrije koeling - 1500 kW

Indirecte vrije koeling - 750 kW

100% 90% 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0%

100% 90% 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% 16

18

20

22

24

26

28

30

16

18

20

TaSupply [°C]

22

24

26

28

30

TaSupply [°C]



% Evaporatieve koeling

% Evaporatieve koeling

% Droge warmtewisselaar

% Droge warmtewisselaar

Figuur 6.11: Invloed van de belasting en de inlaattemperatuur op het aandeel van vrije koeling bij indirecte vrije koeling.

Directe vrije koeling 100% 90% 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% 16

18

20

22

24

26

28

30

TaSupply [°C] % Vrije koeling

% Koelbatterij

Figuur 6.12: Invloed van de inlaattemperatuur op het aandeel van vrije koeling bij directe vrije koeling.

6.4

Invloed van het thermische en elektrische rendement van de gasmotoren op de PEC

Bij de keuze van de gasmotoren spreekt het voor zich om een zo hoog mogelijk thermisch en elektrisch rendement te nemen. De gasmotoren die voor de simulaties in deze thesis gebruikt zijn hebben een nominaal thermisch rendement van 53% en een nominaal elektrisch rendement van 38%. Figuur 6.13 toont de invloed van deze rendementen op de totale primaire energieconsumptie van de trigeneratie-installatie door ze te variëren tussen een 3 procentpunten (pp) lager rendement en een 5 pp hoger rendement. Bij de variatie van het thermische rendement wordt verondersteld dat enkel de efficiëntie van de omzetting van primaire energie naar warmte verandert en dat de elektriciteitsproductie niet be¨ınvloed wordt. Als het thermische rendement hoger wordt, zal bij een gegeven warmtevraag van de absorptiekoelmachine minder aardgas verbruikt worden door de gasmotoren, terwijl de


81

elektriciteitsproductie onveranderd blijft. Uit figuur 6.13(a) blijkt dat een 2 pp hoger thermisch rendement er al voor zorgt dat de PEC van de trigeneratie-installatie gelijk is aan de PEC van de installatie met superchillers. Bij een wijziging van het elektrische rendement wordt enkel de elektriciteitsproductie be¨ınvloed. Bij een gegeven warmtevraag blijft het gasverbruik van de gasmotoren onveranderd, maar de primaire energie wordt efficiënter omgezet in elektriciteit door de WKK. Figuur 6.13(b) toont dat de PEC van de trigeneratie-installatie bij ongeveer 1.6 pp toename van het elektrisch rendement gelijk wordt aan de PEC van de installatie met superchillers. Beide rendementen be¨ınvloeden de totale PEC op een andere manier. Het thermische rendement heeft een invloed op het gasverbruik (PECWKK ). Het elektrische rendement be¨ınvloedt de hoeveelheid geproduceerde elektriciteit door de WKK. Deze elektriciteitsproductie wordt van het elektriciteitsverbruik van de computerapparatuur afgetrokken en het resultaat wordt omgerekend naar primaire energie (PECnetto,IT ). Hier komt dan het referentierendement (ηref = 40%) tussen. Het referentierendement heeft dus een invloed op de variatie van de PEC met het elektrische rendement, maar niet op de variatie met het thermische rendement. Een groter referentierendement ηref betekent dat de PEC minder gevoelig is voor het elektrische rendement. Uit figuur 6.13 kan afgeleid worden dat de invloed van het elektrische rendement iets groter is dan de invloed van het thermische rendement (bij de gegeven ηref ).

45

45

44

44

43

43

42

42

PEC [GWh/jaar]

PEC [GWh/jaar]

In bijlage D wordt de gevoeligheid van de TCO voor de rendementen getoond. Hier is in het beschouwde bereik echter geen snijpunt tussen trigeneratie en de installatie met superchillers. Een toename van 8 pp van het thermische rendement of 9 pp van het elektrische rendement zou nodig zijn opdat de TCO van de trigeneratie-installatie lager zou worden dan de TCO van de superchiller-installatie. Dit komt omdat het verschil in TCO groter is wegens de investeringskost, onderhoudskosten en waterkost.

41 40 39 38

41 40 39 38

37

37

36

36

35

35 0,5

0,52

0,54

0,56

0,58

0,35

0,37

0,39

ηth [-]

0,41

Superchiller

Trigeneratie

Superchiller

Trigeneratie





(a)

0,43

ηel [-]

(b)

Figuur 6.13: Invloed van het thermische rendement (a) en het elektrische rendement (b) van de gasmotoren op de PEC.


6.5

82

Invloed van de COP van de absorptiekoelmachine op de PEC en de TCO

Een belangrijke parameter bij de installaties met trigeneratie is de COP van de absorptiekoelmachine. De COP is gedefinieerd als de verhouding tussen de warmte die wordt opgenomen door de verdamper (= koellast Q˙ coolreq ) en de warmte die in de generator wordt toegevoerd (Q˙ g ):

COP =

Q˙ coolreq Q˙ g

(6.6)

Voor een absorptiekoelmachine met een gegeven COP kan op basis van de koelvraag van het datacenter bepaald worden hoeveel warmte er moet toegevoerd worden. De gasmotoren van de WKK voorzien deze warmte in de vorm van heet water en produceren daarnaast ook elektriciteit, die geconsumeerd wordt in het datacenter. Hoe meer elektriciteit geproduceerd wordt, hoe minder elektriciteit er moet aangekocht worden op het net. Met andere woorden, hoe groter de warmtevraag is, hoe minder elektriciteit aangekocht moet worden. Bij een gegeven koellast is de warmtevraag groter als de COP van de absorptiekoelmachine kleiner is. Een kleinere COP heeft dus enerzijds als gevolg dat de gasmotoren meer brandstof moeten verbruiken om aan de hogere warmtevraag te kunnen voldoen. Anderzijds wordt er meer elektriciteit geproduceerd, zodat er minder elektriciteit aangekocht moet worden. Om de netto invloed van deze twee effecten op het totale primaire energiegebruik te begrijpen, wordt de COP gevarieerd tussen 0.7 en 1.5. De absorptiekoelmachine die gebruikt wordt in deze thesis heeft een nominale COP van 0.76. Een COP lager dan 0.7 wordt niet onderzocht omdat de warmtevraag dan hoger zou worden dan het nominale thermische vermogen dat de gasmotoren kunnen leveren. De gasmotoren zijn namelijk gekozen om aan de warmtevraag te kunnen voldoen bij de nominale COP. Hogere waarden van de COP kunnen wel onderzocht worden. De gasmotoren zullen in dat geval in deellast werken. Figuur 6.14 toont de invloed van de COP op de totale primaire energieconsumptie van de trigeneratie-installatie. Het gasverbruik van de motoren (PECWKK ) neemt af met een stijgende COP, omdat de warmtevraag dan kleiner wordt. Het netto primaire energiegebruik van de computerapparatuur (PECnetto,IT ) neemt toe met een stijgende COP, omdat er dan minder elektriciteit geproduceerd wordt. Bovendien vergroot het thermische rendement en vermindert het elektrisch rendement van de gasmotoren wanneer in deellast gewerkt wordt (zie figuur 3.5). Als gevolg hiervan is de toename van PECnetto,IT groter dan de afname van PECWKK . De totale PEC neemt dus toe met een stijgende COP. Opnieuw wordt opgemerkt dat de mate waarmee PECnetto,IT toeneemt sterk afhankelijk is van het referentierendement voor de omrekening van elektriciteit naar primaire energie. Een groter referentierendement zou ervoor zorgen dat de invloed van PECnetto,IT minder belangrijk zou zijn, zie formule 6.4. Als de totale PEC berekend zou worden met een referentierendement van 46% in plaats van 40%, dan is de totale PEC onafhankelijk van de COP. Als dezelfde berekening


83

45 40 PEC [GWh/jaar]

35

17,9

12,8

23,3

30 25

14,1

6,7

6,7

32,0

6,7

20 6,7

15 10

19,0

5

6,7

0

2,6 0,7

23,5

25,2

1,3

1,5

12,6 0,9

1,1 COP [-]

Netto elektriciteitsconsumptie IT

Koelinstallatie

WKK (gasmotoren)

Figuur 6.14: Invloed van de COP van de absorptiekoelmachine op de PEC.

wordt gedaan met een referentierendement hoger dan 46%, dan neemt de totale PEC zelfs af met een stijgende COP.

6.6

Invloed van de gas- en elektriciteitsprijs op de TCO

De tarieven voor de aankoop van gas en elektriciteit hebben een belangrijke invloed op de total cost of ownership. De verhouding tussen beide specifieke energiekosten is vooral bepalend voor het verschil in TCO tussen de trigeneratie-installatie en de overige installaties. Om deze invloed te begrijpen, worden achtereenvolgens de gasprijs, de elektriciteitsprijs en de twee tarieven samen gevarieerd. Er wordt telkens gevarieerd tussen 50% minder en 50% meer dan de nominale tarieven. De nominale elektriciteitsprijs is 110 e/MWhen de nominale gasprijs is 44 e/MWh. De gasprijs is dus gelijk aan 40% van de elektriciteitsprijs. Merk op dat deze verhouding overeenkomt met het referentierendement voor de omrekening van elektriciteit naar primaire energie (ηref = 40%).

6.6.1

Variatie van de gasprijs

Figuur 6.15 toont hoe de TCO be¨ınvloed wordt door een veranderende gasprijs. Hierbij wordt de elektriciteitsprijs constant gehouden op de nominale waarde. Een afwijking van alleen de gasprijs heeft dus enkel een invloed op de TCO van de trigeneratie-installatie omdat er geen gasverbruik is bij de overige installaties. Uit figuur 6.15(a) blijkt dat de TCO van de trigeneratie-installatie gelijk wordt dan de TCO van de installatie met superchillers als de gasprijs ongeveer 22% daalt bij een onveranderde elektriciteitsprijs. In figuur 6.15(b) wordt de procentuele afwijking t.o.v. de TCO bij de nominale gasprijs getoond in functie van de variërende gasprijs.

84

70 65

TCO [M€]

60 55

50 45

40 35 -50% -40% -30% -20% -10%

0%

10%

20%

30%

40%

50%

Afwijking van de gasprijs [%]

Afwijking t.o.v. TCO bij nominale gasprijs [%]

Hoofdstuk 6. Sensitiviteitsanalyse 30% 20% 10% 0% -10% -20% -30% -50% -40% -30% -20% -10%

0%

10%

20%

30%

40%

50%

Afwijking van de gasprijs [%]

Superchiller

Trigeneratie

Superchiller

Trigeneratie





(a)

(b)

Figuur 6.15: Invloed van de gasprijs op de TCO.

6.6.2

Variatie van de elektriciteitsprijs

Figuur 6.16 toont de invloed van een variërende elektriciteitsprijs op de TCO van de verschillende installaties bij een onveranderde gasprijs. Hoe meer elektriciteit jaarlijks op het net moet aangekocht worden, hoe groter de invloed van de elektriciteitsprijs. Omdat er bij de trigeneratieinstallatie elektriciteit wordt geproduceerd door de installatie zelf, moet er minder elektriciteit aangekocht worden op het net. Daarom is de invloed van de elektriciteitsprijs bij de trigeneratieinstallatie minder groot dan bij de rest. De TCO van de trigeneratie-installatie wordt kleiner dan de TCO van de installatie met superchillers als de elektriciteitsprijs ongeveer 24% toeneemt. In absolute waarden (figuur 6.16(a) verschilt de variatie van de TCO ook tussen de overige drie installaties. De TCO van de superchiller neemt in absolute waarde meer toe dan de TCO van de (in)directe vrije koeling omdat het elektriciteitsverbruik van deze installatie groter is. Procentueel (figuur 6.16(b)) is de invloed van de elektriciteitsprijs op de TCO echter hetzelfde voor deze drie installaties. 50% Afwijking t.o.v. TCO bij nominale elektriciteitsprijs [%]

75 65

TCO [M€]

55 45 35 25 15 -50% -40% -30% -20% -10%

0%

10%

20%

30%

Afwijking van de elektriciteitsprijs [%]

40%

50%

40% 30% 20% 10%

0% -10% -20% -30% -40%

-50% -50% -40% -30% -20% -10%

0%

10% 20% 30% 40% 50%


Superchiller

Trigeneratie

Superchiller

Trigeneratie





(a)

(b)

Figuur 6.16: Invloed van de elektriciteitsprijs op de TCO.


6.6.3

85

Gekoppelde variatie van de elektriciteitsprijs en gasprijs

In de praktijk zijn prijsvariaties van gas en elektriciteit aan elkaar gekoppeld. Een toename van de gasprijs impliceert ook een toename van de elektriciteitsprijs. Wanneer de gasprijs en de elektriciteitsprijs beide evenveel zouden toenemen, zou de procentuele invloed van een gekoppelde verandering van beide energietarieven eenvoudigweg gelijk zijn aan de som van de invloed van gasprijs (figuur 6.15(b)) en de invloed van de elektriciteitsprijs (figuur 6.16(b)). Beide energietarieven evolueren echter niet gelijkmatig. Op basis van de historische evolutie van de energiemarkt in de Benelux, wordt door De Paepe [38] afgeleid dat de stijging van de elektriciteitsprijs ongeveer gelijk is aan 2.2 keer de stijging van de gasprijs.

TCO [GWh/jaar]

-23% -18% -14% 75

Afwijking van de gasprijs [%] -9% -5% 0% 5% 9%

14%

18%

23%

30%

40%

50%

65 55 45

35 25

15 -50% -40% -30% -20% -10%

0%

10%

20%


Superchiller

Trigeneratie



(a)

Afwijking t.ov. van TCO bij nominale elektriciteits- en gasprijs

Met deze verhouding tussen de prijsevoluties wordt het resultaat in figuur 6.17 bekomen. De absolute waarde van de TCO van de trigeneratie-installatie neemt minder toe dan die van de overige installaties (figuur 6.17(a)). Als de elektriciteitsprijs 45% zou toenemen (van 110e/MWh naar 160e/MWh) en de gasprijs 20.5% zou stijgen (van 44e/MWh naar 53e/MWh), dan zou de trigeneratie-installatie dezelfde TCO hebben als de installatie met superchillers. Figuur 6.17(b) toont dat de TCO van de trigeneratie-installatie een stuk minder gevoelig is voor de variatie van de energietarieven dan de TCO van de overige installaties. Dit kan begrepen worden door figuur 6.17(b) te zien als een gewogen som van figuren 6.15(b) en 6.16(b). Uit deze figuren is af te leiden dat de belangrijkste toename van de TCO van de trigenatie-installatie te wijten is de variatie van de gasprijs. Aangezien de variatie van de gasprijs 2.2 keer kleiner is dan de variatie van de elektriciteitsprijs, is de toename van de TCO van de trigeneratie-installatie bij een gekoppelde variatie kleiner dan bij de overige installaties.

Afwijking van de gasprijs [%] -23% -18% -14% -9% -5% 0% 5% 9% 14% 18% 23% 50% 40% 30% 20% 10% 0% -10% -20% -30% -40% -50% -50% -40% -30% -20% -10% 0% 10% 20% 30% 40% 50% Afwijking van de elektriciteitsprijs [%]

Superchiller Indirecte vrije koeling

Trigeneratie Directe vrije koeling

(b)

Figuur 6.17: Invloed van de gekoppelde variatie van de elektriciteits- en gasprijs op de TCO.

Hoofdstuk 7

Besluit Nominale vergelijking Voor alle vergelijkingscriteria is er een duidelijk onderscheid tussen de installaties met superchillers en trigeneratie enerzijds en indirecte en directe vrije koeling anderzijds. De twee laatstgenoemde hebben een beduidend lagere PEC, EUEprim en TCO. Directe vrije koeling is zowel op energetisch vlak (PEC en EUEprim ) als op financieel vlak (TCO) de meest interessante techniek, gevolgd door respectievelijk indirecte vrije koeling, superchillers en trigeneratie. Bij de vergelijking van de TCO zijn de verschillen tussen de vier installaties groter dan bij de PEC, omdat bovenop de energiekosten ook de investeringskost, operatie- en onderhoudskosten en de kost van de waterconsumptie worden meegerekend. Dit speelt vooral in het nadeel van de trigeneratie-installatie. Een belangrijke bemerking bij de berekening van de PEC is dat voor de omrekening van aangekochte elektriciteit naar primaire energie, gebruik gemaakt wordt van een referentierendement dat opgelegd is door de overheid. Dit referentierendement bepaalt in belangrijke mate het verschil tussen trigeneratie en de overige installaties. Bij de berekening van de TCO speelt de verhouding tussen de gas- en elektriciteitsprijs een analoge rol. Het aandeel van free chilling is een stuk kleiner bij de installaties met superchillers en trigeneratie. Dit komt omdat de datacenterlucht gekoeld wordt via ijswater. Omdat gebruik gemaakt wordt van dit tussencircuit tussen de datacenterlucht en de buitenlucht, kan er pas bij lagere buitentemperaturen aan free chilling gedaan worden. Bij indirecte en directe vrije koeling wordt ofwel via een warmtewisselaar ofwel rechtstreeks warmte uitgewisseld tussen de datacenterlucht en de buitenlucht. Daardoor kan er bijna altijd aan vrije koeling gedaan worden en moeten de koelmachines slechts sporadisch bijspringen.

Sensitiviteitsanalyse De PEC en de TCO van alle installaties is vanzelfsprekend lager bij lagere belastingen. De EUEprim van de installaties met superchillers en (in)directe vrije koeling neemt af in deellast, m.a.w. de koeling gebeurt efficiënter in deellast. Dit komt vooral door de sterke reductie van het energiegebruik van de primaire ventilatoren (of ventilatoren van de IRC’s) in deellast. Bij 86

Hoofdstuk 7. Besluit

87

trigeneratie neemt de EUEprim toe in deellast, m.a.w. de installatie is minder efficiënt in deellast. Dit is te wijten aan de verminderde elektriciteitsproductie in deellast. Er is echter geen rekening gehouden met het werkelijke deellastgedrag van de ventilatoren en stroomvoorziening (UPS, PDU) en verlichting zijn niet beschouwd. Als deze elementen ook meegerekend zouden worden, dan kan eerder een lagere efficiëntie verwacht worden in deellast. Als een hogere inlaattemperatuur wordt toegelaten, is minder koeling nodig en kan meer aan free chilling of vrije koeling gedaan worden. Bij alle installaties nemen de PEC, EUEprim en de TCO hierdoor af met een toenemende inlaattemperatuur. Bij de installatie met superchillers wordt het aandeel van zuivere free chilling groter en het aandeel van zuivere compressorkoeling kleiner naarmate een hogere inlaattemperatuur wordt gekozen. In deellast kan meer aan zuivere free chilling gedaan worden, maar is ook het aandeel van zuivere compressorkoeling groter. Dit is te wijten aan het lagere temperatuurverschil van het primaire ijswater ten gevolge van het constante ijswaterdebiet aan de primaire zijde. Dit effect is dus toe te schrijven aan een vereenvoudiging in het model. In trigeneratie is het aantal uren dat aan free chilling gedaan kan worden enkel afhankelijk van de gekozen inlaattemperatuur en niet van de belasting. De overgangstemperatuur tussen absorptiekoeling en free chilling is afhankelijk van de designkeuzes die gemaakt zijn voor het modelleren van de free chilling intallatie. In het gebruikte simulatiemodel is deze temperatuur veel lager dan de gewenste inlaattemperatuur, waardoor enkel bij de hoogste inlaattemperaturen aan free chilling kan gedaan worden. Een hogere inlaattemperatuur zorgt er bij indirecte vrije koeling voor dat meer zonder evaporatieve koeling gewerkt kan worden en dat de koelmachine minder moet bijspringen. In deellast wordt dit effect wat versterkt omdat de effectiviteit van de warmtewisselaars toeneemt. Omdat de natteboltemperatuur steeds lager is dan de retourtemperatuur van de datacenterlucht, kan er altijd voor een stuk aan vrije koeling gedaan worden, zodat de koelmachine nooit de volledige koellast moet opnemen. Bij directe vrije koeling moet de koelmachine enkel bijspringen als de gewenste inlaattemperatuur lager is dan de drogeboltemperatuur van de buitenlucht. Bij een hoge inlaattemperatuur moet de koelmachine dus zelden werken en bij een lage inlaattemperatuur is er een belangrijk aandeel van de koelmachine. Een hoger thermisch en elektrisch rendement van de gasmotoren zou ervoor kunnen zorgen dat trigeneratie concurrentieel wordt met de installatie met superchillers. De PEC van de trigeneratie-installatie wordt lager dan de PEC van de installatie met superchillers als het thermische rendement 2pp of het elektrische rendement 1.6pp toeneemt. Het verschil tussen beide installaties is echter groter bij de TCO. Daarom is er een toename van 8pp van het thermische en 9pp van het elektrische rendement nodig opdat de TCO van de trigeneratieinstallatie lager zou worden dan de TCO van de superchiller-installatie. De invloed van de COP van de absorptiekoelmachine is wat contra-intu¨ıtief: de PEC neemt toe als de COP hoger is. Een hogere COP resulteert in een lagere warmtevraag van de absorptiekoelmachine. Als de WKK minder warmte moet leveren, is er minder gasverbruik, maar ook minder elektriciteitsproductie, waardoor meer elektriciteit moet aangekocht worden op het

Hoofdstuk 7. Besluit

88

net. De impact van de verminderde elektriciteitsproductie is het grootst omdat het elektrisch rendement afneemt en het thermische rendement toeneemt in deellast. Daarom is de netto impact van de twee effecten dat de PEC toeneemt met een stijgende COP. Deze conclusie hangt echter sterk af van het referentierendement voor de omrekening van elektrische naar primaire energie. Een referentierendement van enkele procentpunten hoger, zou ervoor zorgen dat PEC veel minder afhankelijk is van de COP. Een gekoppelde prijsstijging van gas en elektriciteit, waarbij wordt verondersteld dat de toename van de elektriciteitsprijs gelijk is aan 2.2 keer de toename van de gasprijs, is in het voordeel van trigeneratie. Als de elektriciteitsprijs 45% zou toenemen (en de gasprijs dus 20.5%) dan zou de TCO van de trigeneratie-installatie lager worden dan de TCO van de installatie met superchillers.

Bijlage A

Modellering van de luchtgekoelde compressiekoelmachine A.1

Wiskundige beschrijving van TRNSYS Type 655 : Luchtgekoelde compressiekoelmachine

De TRNSYS component Type 655 voor een luchtgekoelde compressiekoelmachine wordt gemodelleerd als een blackbox met als inputs [39]: De nominale capaciteit van de koelmachine: Capacityrated De nominale COP van de koelmachine: COPrated De inkomende ijswatertemperatuur: Tchw,in Het massadebiet van het ijswater: m ˙ chw De gewenste ijswatertemperatuur (setpoint): Tchw,Set De omgevingstemperatuur: Tamb

De karakteristieken van de koelmachine worden ingelezen via twee datafiles: Capacitynom COPnom ) en de fractie van de nominale capaciteit ( Capacity ) in functie 1. De COP fractie ( COP rated rated fan de gewenste ijswatertemperatuur Tchw,Set en de omgevingstemperatuur Tamb .

2. De fractie van het nominale elektrische vermogen (FFLP) in functie van de deellastfractie (PLR). Eerst haalt TRNSYS de COP fractie en de fractie van de nominale capaciteit uit de eerste datafile op basis van de huidige omgevingstemperatuur en de gewenste ijswatertemperatuur. Hiermee zijn de capaciteit (Capacity) en de COPnom bij de huidige condities gekend.

89

Bijlage A. Modellering van de luchtgekoelde compressiekoelmachine

90

Vervolgens berekent TRNSYS de koelvraag op basis van het massadebiet van het ijswater m ˙ chw , de inkomende ijswatertemperatuur Tchw,in , de gewenste ijswatertemperatuur Tchw,Set en de specifieke warmtecapaciteit van het ijswater cp,chw : Q˙ coolreq = m ˙ chw · cp,chw · (Tchw,in − Tchw,Set )

(A.1)

Hiermee wordt dan de deellastfractie (PLR) berekend: P LR =

min(Capacity, Q˙ koelvraag ) Capacity

(A.2)

Met deze waarde haalt TRNSYS uit de tweede datafile de fractie van het nominale elektrische vermogen (FFLP). Het elektrische vermogen dat de koelmachine verbruikt om in de huidige omstandigheden het ijswater tot de gewenste temperatuur te koelen is: Capacity · F F LP P˙el = COPnom

(A.3)

Met deze waarde berekent TRNSYS tenslotte de werkelijke COP van de koelmachine bij de huidige condities, de warmte Q˙ lucht die afgevoerd wordt in de condensor en de uitlaattemperatuur Tchw,out van het ijswater.

COP Q˙ lucht Tchw,out

min(Capacity, Q˙ coolreq ) P˙el = min(Capacity, Q˙ coolreq ) + P˙el min(Capacity, Q˙ coolreq ) = Tchw,in − m ˙ chw · cp,chw

=

(A.4) (A.5) (A.6)

Bijlage A. Modellering van de luchtgekoelde compressiekoelmachine

A.2

91

Karakteristieken van de koelmachine

De karakteristieken die in de datafiles aan Type 655 worden aangeboden, zijn gebaseerd op catalogusgegevens van bestaande superchillers. Omdat deellastgegevens van de Uniflair BREF 3202A superchillers niet beschikbaar waren, zijn gegevens van McQuay superchillers gebruikt. De extrapolatie van de catalogusgegevens van McQuay is gebeurd in het eindwerk van Wim Vansteenkiste (2011) [17]. De karakteristieken die gebruikt zijn voor de simulaties met superchillers worden weergegeven in figuren A.1 en A.2. 2,2

1,40

1,35

2,0

COP ratio [-]

1,25

1,6

1,20

1,15

1,4

Capacity ratio [-]

1,30

1,8

1,10 1,2

1,05

1,0

1,00

0

5

10

15

20

25

30

Tamb [°C] COP ratio

Capacity ratio

Fraction of full load power (FFLP) [-]

Figuur A.1: COP fractie en fractie van nominale capaciteit bij Tchw,Set =15°C in functie van de omgevingstemperatuur.

1,00

0,75

0,50

0,25

0,00 0

0,25

0,5

0,75

1

Part Load Ratio (PLR) [-]

Figuur A.2: Fractie van nominaal elektrisch vermogen in functie van de deellastfractie.

Bijlage B

Modellering van de absorptiekoelmachine B.1

Wiskundige beschrijving van TRNSYS Type 107 : absorptiekoelmachine

De TRNSYS component Type 107 voor een absorptiekoelmachine wordt gemodelleerd als een blackbox met als inputs [39]: De nominale capaciteit van de koelmachine: Capacityrated De nominale COP van de koelmachine: COPrated De inkomende ijswatertemperatuur: Tchw,in Het massadebiet van het ijswater: m ˙ chw De inkomende koelwatertemperatuur: Tcw,in Het massadebiet van het koelwater: m ˙ cw De inkomende heetwatertemperatuur: Thw,in Het massadebiet van het hete water: m ˙ hw De gewenste ijswatertemperatuur (setpoint): Tchw,Set

De karakteristieken van de absorptiekoelmachine worden door TRNSYS ingelezen in een datafile waarin de fractie van de nominale capaciteit(fcapacity ) en de fractie van de nominale energie-input (PDEI) worden opgelijst in functie van de deellastfractie (P LR), de gewenste ijswatertemperatuur (Tchw,Set ), de inkomende koelwatertemperatuur ( Tcw,in ) en de inkomende heetwatertemperatuur (Thw,in ).

92

Bijlage B. Modellering van de absorptiekoelmachine

93

Eerst berekent TRNSYS de koelvraag op basis van het massadebiet van het ijswater m ˙ chw , de inkomende ijswatertemperatuur Tchw,in , de gewenste ijswatertemperatuur Tchw,Set en de specifieke warmtecapaciteit van het ijswater cp,chw : Q˙ coolreq = m ˙ chw · cp,chw · (Tchw,in − Tchw,set )

(B.1)

Daarna wordt de deellastfractie (P LR) berekend uit de koelvraag (Q˙ coolreq ) en de nominale capaciteit (Capacityrated ): Q˙ coolreq P LR = (B.2) Capacityrated Alle gegevens zijn dan gekend om uit de datafile de fractie van de nominale capaciteit(fcapacity ) en de fractie van de nominale energie-input (P DEI) te halen. Met deze gegevens kunnen dan de capaciteit (Capacity) en de de warmtevraag (Q˙ g berekend worden: Capaciteit = fcapacity · Capacityrated

(B.3)

Capacityrated · P DEI Q˙ g = COPrated

(B.4)

Uit deze gegevens berekent TRNSYS de uitlaattemperatuur van het hete water Thw,out , met het m ˙ hw massadebiet van het hete water , de inkomende heetwatertemperatuur Thw,in , de specifieke warmtecapaciteit van het ijswater cp,chw en Q˙ g : Thw,out = Thw,in −

Q˙ hw m ˙ hw · cp,hw

(B.5)

De uitlaattemperatuur van het ijswater wordt berekend als: Tchw,out = Tchw,in −

M IN (Q˙ coolreq , Capacity) m ˙ chw · cp,chw

(B.6)

Het vermogen dat met het koelwater wordt afgevoerd naar de koeltoren, wordt bepaald uit de energiebalans: Q˙ cw = M IN (Q˙ coolreq , Capacity) + Q˙ hw (B.7) Hieruit wordt vervolgens uitlaattemperatuur van het koelwater bepaald als: Tcw,out = Tcw,in +

Q˙ cw m ˙ cw · cp,cw

(B.8)

De COP in de huidige werkingsomstandigheden wordt bepaald als: COP =

M IN (Q˙ coolreq , Capacity) Q˙ g

(B.9)

Bijlage B. Modellering van de absorptiekoelmachine

B.2

94

Karakteristieken van de koelmachine

1,50

1,50

1,25

1,25

1,00

1,00

0,75

0,75

0,50

0,50

0,25

0,25

0,00

0,00 0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

Fractie van de nominale energie-input

Fractie van de nominale capaciteit [-]

De deellastgegevens van de absorptiekoelmachine die in deze thesis gebruikt worden voor de datafiles van Type 107 in de simulaties, zijn afgeleid uit catalogusgegevens van de Broad BDH150 koelmachine [34]. De afleiding van de benodigde gegevens is gebeurd in het eindwerk van Wim Vansteenkiste (2011) [17]. De karakteristieken bij de gebruikte temperatuurregimes in deze thesis zijn weergegeven in figuur B.1. De gebruikte temperatuurregimes zijn: 15°C setpoint voor het ijswater, 25°C/32°C voor het koelwater en 98°C/83°C voor het hete water.

Deellastfractie Fractie van ontwerpcapaciteit

Fractie van de nominale energie-input

Figuur B.1: Fractie van de nominale capaciteit(fcapacity ) en de fractie van de nominale energie-input (PDEI) bij Tchw,Set =15°C, Tcw,in =25°C en Thw,in =98°C in functie van de deellastfractie.

Bijlage C

Gegevens voor de TCO berekening

Superchiller


Superchiller

1500 kWth

Investering 430.000 EUR

AKM incl. warmteafvoer IJswaterdistributie

1500 kWth

200.000 EUR

InRow Coolers

1500 kWth

600.000 EUR

Onderhoud 21.500 EUR

12.000 EUR

Koelmachine lucht

700 kWth



500 kWth

75.000 EUR

InRow Coolers

Luchtgroepen

Luchtgroepen

450000 m³/h

850.000 EUR

Luchtdistributie

Luchtdistributie

450000 m³/h

300.000 EUR

WKK Totaal

100.000 EUR

1.000 EUR

1.330.000 EUR

34.500 EUR

Toebehoren Totaal

Trigeneratie

100.000 EUR

1.000 EUR

1.465.000 EUR

15.500 EUR


Investering

Onderhoud

Superchiller

Koelmachine lucht

AKM incl. warmteafvoer

1500 kWth

2.100.000 EUR

IJswaterdistributie

1500 kWth

200.000 EUR

InRow Coolers

1500 kWth

600.000 EUR

21.000 EUR


1500 kWth

100.000 EUR

InRow Coolers Luchtgroepen

450000 m³/h

375.000 EUR

Luchtdistributie WKK

Luchtdistributie WKK

450000 m³/h

300.000 EUR

1540 kWel

1.200.000 EUR

48.000 EUR

100.000 EUR

1.000 EUR

4.200.000 EUR

82.000 EUR

Onderhoud 11.000 EUR


12.000 EUR

1500 kWth

Luchtgroepen

Totaal

8.500 EUR

WKK

Toebehoren

Toebehoren

Onderhoud 6.000 EUR

Toebehoren Totaal

100.000 EUR

1.000 EUR

1.095.000 EUR

15.750 EUR

TCO Berekeningsparameters Ract

3%

Rel

5%

cel

110 €/MWh

ROP

3%

Rgas

5%

cgas

44 €/MWh

Figuur C.1: Gegevens gebruikt voor het berekenen van de total cost of ownership.

95

3.750 EUR

Bijlage D

Aanvullingen bij de sensitiviteitsanalyse D.1

Invloed van de belasting op de TCO 55 50

TCO [M€]

45

40 35 30 25 20 15 750

1000

1250

1500

Koellast [kW] Superchiller

Trigeneratie



Figuur D.1: Invloed van belasting op de TCO.

Invloed van de inlaattemperatuur op de TCO 55

50 TCO [M€]

D.2

45

40

35

16

18

20

22

24

26

28

30

TaSupply [°C] Superchiller

Trigeneratie



Figuur D.2: Invloed van inlaattemperatuur op de TCO.

96

Bijlage D. Aanvullingen bij de sensitiviteitsanalyse

D.3

97

Invloed van het thermische en elektrische rendement van de gasmotoren op de TCO 55

53 51

TCO [M€]

49 47 45 43 41 39

37 35

0,5

0,52

0,54

0,56

0,58

ηth [-] Superchiller

Trigeneratie



Figuur D.3: Invloed van het thermische rendement van de gasmotoren op de TCO.

55

53 51

TCO [M€]

49 47 45 43 41 39

37 35

0,35

0,37

0,39

0,41

0,43

ηel [-] Superchiller

Trigeneratie



Figuur D.4: Invloed van het elektrische rendement van de gasmotoren op de TCO.

Invloed van de COP van de absorptiekoelmachine op de TCO 55 50 TCO [M€]

D.4

45

40 35 0,7

0,8

0,9

1

1,1

1,2

1,3

1,4

1,5

COP [-]

Superchiller

Trigeneratie



Figuur D.5: Invloed van COP van de absorptiekoelmachine op de TCO.

Bibliografie [1] ASHRAE, ASHRAE Handbook - HVAC Applications. frigerating and Air Conditioning Engineers, 2011.

American Society of Heating, Re-

[2] S. Greenberg, E. Mills, and B. Tschudi, “Best practices for data centers : Lessons learned from benchmarking 22 data centers.” Buildings, vol. 3, pp. 76–87, 2006. [3] J. Koomey, “Growth in data center electricity use 2005 to 2010.” Analytics Press, Tech. Rep., 2011. [4] Emerson Network Power, “Understanding the cost of data centert downtime,” Emerson Network Power, Tech. Rep., 2011. [5] T. Lu, X. Lu, M. Remes, and M. Viljanen, “Investigation of air management and energy performance in a data center in Finland: Case study,” Energy and Buildings, vol. 43, pp. 3360 – 3372, 2011. [6] Uptime Institute Inc., Data Center Site Infrastructure Tier Standard: Topology, Uptime Institute Std., 2010. [7] Telecommunications Infrastructure Standard for Data Centers, ANSI/TIA-942, ANSI/TIA Std. 942. [8] SearchDataCenter.com, “Data center information, news and tips,” 2011. [Online]. Available: http://searchdatacenter.techtarget.com/ [9] R. Sullivan, L. Strong, and K. Brill, “Reducing bypass airflow is essential for eliminating computer room hot spots,” Uptime Institute Inc., Tech. Rep., 2007. [10] M. Herrlin, “Air management research,” ANCIS Inc., Application Assessment Report 0912, 2010. [11] 42u.com, “Data Center Design & Engineering Services Power, Cooling, Management & Monitoring Solutions,” 2011. [Online]. Available: http://www.42u.com/ [12] EDP Europe Ltd., “ColdLogik - Water Cooled Server Rack,” 2011. [Online]. Available: http://edpeurope.co.uk/product/uspace/coldlogik-water-cooled-server-rack [13] M. Lucas, P. Martinez, and A. Viedma, “Comparative experimental drift study between a dry and adiabatic fluid cooler and a cooling tower,” International Journal of Refrigeration, vol. 31, pp. 1169 – 1175, 2008. 98

Bibliografie

99

[14] M. K. Patterson and D. Fenwick, “The State of Data Center Cooling,” Intel Corporation, Tech. Rep., 2008. [15] M. Moran and H. Shapiro, Fundamentals of Engineering Thermodynamics, 6th ed. Wiley & Sons, Inc., 2010.

John

[16] J. Niemann, J. Bean, and V. Avelar, “Economizer Modes of Data Center Cooling Systems,” Schneider Electric, Tech. Rep., 2011. [17] W. Vansteenkiste, “Haalbaarheid en primaire energieprestatie van absorptiekoelmachines bij direct stoken en in trigeneratie,” Master’s thesis, Universiteit Gent, 2011. [18] ASHRAE TC 9.9, “Thermal guidelines for data processing environments,” ASHRAE, 2011. [19] A. T. 9.9, “Gaseous and particulate contamination guidelines for data centers,” 2009. [20] A. Shehabi, S. Ganguly, L. A. Gundel, A. Horvath, T. W. Kirchstetter, M. M. Lunden, W. Tschudi, A. J. Gadgil, and W. W. Nazaroff, “Can combining economizers with improved filtration save energy and protect equipment in data centers?” Building and Environment, vol. 45, pp. 718 – 726, 2010. [21] D. Atwood and J. Miner, “Reducing data center cost with an air economizer,” Intel Corporation, Tech. Rep., 2008. [22] The Green Grid, “The Green Grid Data Center Power Efficiency Metrics: PUE and DCiE,” The Green Grid, Tech. Rep., 2007. [23] EPA, “Epa report to congress on server and data center energy efficiency,” U.S. Environmental Protection Agency, Tech. Rep., 2007. [24] U.S. Environmental Protection Agency, “Data center rating development results,” 2009. [25] “Bijlage bij BESL-2004-62: Nadere regels betreffende de procedure tot beoordeling van de kwaliteitserkenning van WKK-installaties: hoe een WKK-installatie beschouwen bij de berekening van de warmtekrachtbesparing en de relatieve primaire energiebesparing,” VREG, Tech. Rep., 2004. [26] F. J. Karlsson and B. Moshfegh, “Investigation of indoor climate and power usage in a data center,” Energy and Buildings, vol. 37, pp. 1075 – 1083, 2005. [27] H. Sun and S. Lee, “Case study of data centers’ energy performance,” Energy and Buildings, vol. 38, pp. 522 – 533, 2006. [28] ASHRAE, ASHRAE Handbook - HVAC Systems and Equipment. Heating, Refrigerating and Air Conditioning Engineers, 2008.

American Society of

[29] M. K. Patterson, “The effect of data center temperature on energy efficiency,” in 2008 11th IEEE Intersociety Conference on Thermal and Thermomechanical Phenomena in Electronic Systems. Ieee, 2008, pp. 1167–1174.

Bibliografie

100

[30] K. Mackay, “Energy efficient cooling solutions for data centres,” Master’s thesis, Strathclyde University, 2008. [31] ARC500 series: InRow Coolers, Chilled Water, APC, 2010. [32] Uniflair BREF: Air-cooled water chillers with axial fans and free-cooling system, Uniflair, 2010. [33] Air-Cooled screwchiller McEnergy: Product Manual., McQuay Air Conditioning, 2005. [34] Broad Non-Electric Chiller: model selection and design manual., Broad, 2008. [35] Ventilatie voor niet-residentiële gebouwen - Prestatie-eisen voor ventilatie- en luchtbehandelingssystemen, Std. NBN EN 13 779, 2007. [36] K. Dunnavant, “Data center heat rejection. indirect air-side economizer cycle,” ASHRAE Journal, vol. 53, no. 3, pp. 44–54, March 2011. [37] GEA Polacel Cooling Towers B.V. (2011) Koeltorenboekje. Online. [Online]. Available: http://www.gea-energytechnology.com [38] M. De Paepe and D. Mertens, “Combined heat and power in a liberalised energy market,” Energy Conversion and Management, vol. 48, pp. 2542–2555, 2007. [39] Trnsys 17: The Transient Energy System Simulation Tool, 2010.

Lijst van figuren 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 1.10 1.11 1.12 1.13 1.14 1.15 1.16

Datacenterkoeling met verhoogde vloer, klimaatkasten en warme/koude gangen, [8]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . In Row Cooling met hot aisle containment. [11] . . . . . . . . . . . . . . . . . . Overhead Cooling. [11] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Rear Door Cooling. [12] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . In Rack Cooling. [11] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Basisprincipe van de compressiekoelcyclus, [15]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Principeschema van compressiekoelmachine met free chilling. . . . . . . . . . . . Directe vrije koeling. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Indirecte vrije koeling met kruisstroomwarmtewisselaar. . . . . . . . . . . . . . . Indirecte vrije koeling met warmtewiel. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Evaporatieve koeling bij een kruisstroomwarmtewisselaar, [16]. . . . . . . . . . . Schematische voorstelling van trigeneratie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Basisprincipe van de absorptiekoelcyclus. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Plattegrond van datacenter S10. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Ontdubbeling van de ijswaterproductie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Bovenaanzicht van GP zaal: hot aisle containment met in row coolers. . . . . . .

4 7 7 7 7 9 11 12 13 13 13 14 15 16 17 17

2.1

ASHRAE klassen voor datacenters, [18]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

20

3.1 3.2 3.3 3.4 3.5

Datacentermodel. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Principeschema van het simulatiemodel ‘Superchiller’. . . . . . . . . . . . . . . . Werkingsregimes in het simulatiemodel ’Superchiller’. . . . . . . . . . . . . . . . Principeschema van het simulatiemodel ‘Trigeneratie’. . . . . . . . . . . . . . . . Prestatiekarakteristieken van de Jenbacher JMS316GS-NLC warmtekrachtkoppeling. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Principeschema van het simulatiemodel ‘Indirecte vrije koeling’. . . . . . . . . . . Principeschema van het simulatiemodel ’Directe vrije koeling’. . . . . . . . . . . .

30 31 37 38 41 44 48

Omrekening naar primaire energie voor simulaties met trigeneratie (a) en de overige simulaties (b). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

53

3.6 3.7 4.1

5.1 5.2 5.3

Nominale vergelijking van de totale primaire energieconsumptie. . . . . . . . . . 59 Detail van de primaire energieconsumptie van de onderdelen van de koelinstallatie. 60 Nominale vergelijking van de primary energy usage effectiveness. . . . . . . . . . 62

101

Lijst van figuren 5.4 5.5

102 . . of . . . .

63

Invloed van de belasting op de PEC (a) en de EUEprim (b). . . . . . . . . . . . . Invloed van de belasting op de PEC van de componenten van de koelinstallaties. Invloed van de belasting op de PEC van de trigeneratie-installatie. . . . . . . . . Invloed van de belastng op de EUEprim van de trigeneratie-installatie. . . . . . . Invloed van de inlaattemperatuur op de PEC en de EUEprim . . . . . . . . . . . . Invloed van de inlaattemperatuur op de PEC van de componenten van de koelinstallaties. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Invloed van de inlaattemperatuur op de PEC van de trigeneratie-installatie. . . . Invloed van de belasting en de inlaattemperatuur op het aandeel van free chilling bij de installatie met superchillers. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Afweging tussen free chilling en zuivere compressorkoeling (bij 1500 kW). . . . . Invloed van de inlaattemperatuur op het aandeel van free chilling bij de trigeneratieinstallatie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Invloed van de belasting en de inlaattemperatuur op het aandeel van vrije koeling bij indirecte vrije koeling. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Invloed van de inlaattemperatuur op het aandeel van vrije koeling bij directe vrije koeling. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Invloed van het thermische rendement (a) en het elektrische rendement (b) van de gasmotoren op de PEC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Invloed van de COP van de absorptiekoelmachine op de PEC. . . . . . . . . . . . Invloed van de gasprijs op de TCO. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Invloed van de elektriciteitsprijs op de TCO. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Invloed van de gekoppelde variatie van de elektriciteits- en gasprijs op de TCO. .

68 70 71 71 73

81 83 84 84 85

A.1 COP fractie en fractie van nominale capaciteit bij Tchw,Set =15°C in functie van de omgevingstemperatuur. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . A.2 Fractie van nominaal elektrisch vermogen in functie van de deellastfractie. . . . .

91 91

B.1 Fractie van de nominale capaciteit(fcapacity ) en de fractie van de nominale energieinput (PDEI) bij Tchw,Set =15°C, Tcw,in =25°C en Thw,in =98°C in functie van de deellastfractie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

94

C.1 Gegevens gebruikt voor het berekenen van de total cost of ownership. . . . . . .

95

D.1 D.2 D.3 D.4 D.5

96 96 97 97 97

5.6 6.1 6.2 6.3 6.4 6.5 6.6 6.7 6.8 6.9 6.10 6.11 6.12 6.13 6.14 6.15 6.16 6.17

Nominale vergelijking van de total cost of ownership. . . . . . . Relatieve afwijking van de primaire energieconsumptie (a) en ownership (b) t.o.v. de installatie met superchillers. . . . . . . Aandeel van free chilling of vrije koeling in de totale koeling. .

Invloed Invloed Invloed Invloed Invloed

van van van van van

. . de . . . .

. . . total . . . . . .

belasting op de TCO. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . inlaattemperatuur op de TCO. . . . . . . . . . . . . . . . het thermische rendement van de gasmotoren op de TCO. het elektrische rendement van de gasmotoren op de TCO. COP van de absorptiekoelmachine op de TCO. . . . . . .

. . . . .

. . . cost . . . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

63 64

75 76 77 78 79 80 80

Lijst van tabellen 1.1

Tier niveaus voor data centers, [6].

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3

2.1 2.2 2.3

Aanbevolen temperatuur en relatieve vochtigheid voor klassen A1 tot A4, [18]. . Toegelaten temperatuur en relatieve vochtigheid, [18]. . . . . . . . . . . . . . . . Verwachte PUE in 2011 voor verschillende scenario’s volgens [23]. . . . . . . . .

19 19 21

3.1 3.2 3.3

Nominale gegevens van de Uniflair BREF 3202A superchiller [32]. . . . . . . . . Nominale gegevens van de Broad BDH150 absorptiekoelmachine [34]. . . . . . . Nominale gegevens van de Jenbacher JMS316GS-NLC warmtekrachtkoppeling. .

34 39 41

4.1 4.2 4.3 4.4

Specifiek ventilatorvermogen voor alle gebruikte ventilatoren. . . . . . . . . . . . Energiegebruikende en -producerende componenten in de vier simulatiemodellen. Onderdelen van de koelinstallaties. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Specifieke energiekosten voor elektriciteit en gas . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

51 52 55 56

103

Hoe datacenters efficiënter koelen?

Recommend Documents