VALT HET DOEK VOOR HET LUXOR THEATER? DEEL II

VALT HET DOEK VOOR HET LUXOR THEATER? DEEL II Onderzoek naar de beheersbaarheid van het binnenklimaat en behoud van het monumentale interieur van het Luxor Theater te Arnhem.

Uitgevoerd door de Technische Universiteit Eindhoven

In samenwerking met Deerns raadgevende ingenieurs bv

Auteur:

ing. R.J.M. Lony Begeleiding:

ir. A.W.M. van Schijndel dr. ir. H.L. Schellen ing. H. Nennie 17 januari 2007

Studentid. 0551804 (TU/e) (TU/e) (Deerns)

VALT HET DOEK VOOR HET LUXOR THEATER? DEEL II

VOORWOORD Dit rapport beschrijft de werkzaamheden betreffende het tweede masterproject binnen de opleiding Installatietechnologie aan de Technische Universiteit Eindhoven. Als duaal student voer ik deze opdracht uit binnen mijn werkkring bij Deerns raadgevende ingenieurs BV. Het onderwerp van dit project is een praktijkvoorbeeld uit het werkveld van een installatietechnisch adviesbureau. De conclusie uit dit onderzoek is enerzijds een leerdoel binnen de opleiding maar anderzijds ook van belang voor de kennisuitbreiding binnen de werkkring. Binnen dit project wordt onderzoek gedaan naar de beheersbaarheid van het binnenklimaat van het monumentale Luxor Theater te Arnhem. Dit rapport beschrijft een verdergaand onderzoek gebaseerd op het eerder uitgebrachte onderzoek “Valt het doek voor het Luxor Theater - Onderzoek naar het binnenklimaat en behoud van het monumentale interieur van het Luxor Theater te Arnhem” [1]. Dit project zou niet hebben kunnen plaatsvinden zonder de ondersteuning die ik heb gekregen. Bij dezen wil ik mijn begeleiders van de TU/e dhr. ir. A.W.M. van Schijndel en dhr. dr. ir. H.L. Schellen, mijn interne begeleider van Deerns dhr. ing. H. Nennie en mw. M. Prins van Architecten bureau Fritz dankzeggen voor hun bijdrage aan dit onderzoek. ing. Rogier J.M. Lony, 17 januari 2007.

TECHNISCHE UNIVERSITEIT EINDHOVEN INSTALLATIETECHNOLOGIE

4

5


SYMBOLENLIJST Grootheid

Formuleteken

Eenheid

Temperatuur

T

ºC

Luchtdebiet

Vl

⋅

m3/s

Luchtsnelheid

v

m/s

Vermogen

Q

W

Capaciteit

C

kg/s

Dichtheid

ρ

kg/m3

Soortelijke warmte

c

J/kg.K

Massastroom

m

kg/s

Massa

m

kg

Warmteoverdrachtscoëfficiënt

k

-

RV

%

Relatieve luchtvochtigheid


⋅


6

SAMENVATTING Binnen dit project is onderzoek verricht naar de beheersbaarheid van het toekomstige binnenklimaat van het Luxor Theater te Arnhem. Dit onderzoek is gebaseerd op het eerder uitgevoerde studieproject “Valt het doek voor het Luxor Theater - Onderzoek naar het binnenklimaat en behoud van het monumentale interieur van het Luxor Theater te Arnhem”. De volgende onderwerpen zijn binnen dit project aan bod gekomen: Vochttoets ter vaststelling van een mogelijk condensatierisico van de gebouwconstructie. Modellering van het toekomstige luchtbehandelingssysteem van het Luxor Theater; Vergelijking van de voorkomende ruimteluchttemperaturen en relatieve luchtvochtigheden uit het eerdere onderzoek met de resultaten van het nieuwe model, welk voorzien is van een luchtbehandelingssysteem. Luchtbevochtiging als verbeteringsvoorstel. Vochttoets Condensatie heeft een nadelige invloed op het behoud van de gebouwconstructie. In het vochtonderzoek is één van de buitenwanden van het Luxor Theater onderzocht op mogelijk condensatierisico in de toekomst. Uit dit onderzoek is gebleken dat er geen kritische situaties in de toekomst zullen voorkomen. Wel is het aan te bevel om met behulp van infraroodfoto’s, na voltooiing van de restauratie, de resultaten van de vochttoets te verifiëren. Modellering van het luchtbehandelingssysteem Deerns raadgevende ingenieurs bv heeft in september 2005 het ontwerp van het toekomstige luchtbehandelingssysteem van het Luxor Theater voltooid. Op basis van de door de leverancier van de luchtbehandelingskast opgegeven vermogens en capaciteiten is een model gemaakt van het luchtbehandelingssysteem. In dit systeem zijn de volgende componenten opgenomen: Twincoil warmteterugwinning; Verwarmer; Koeler; Naverwarmer. Alle genoemde componenten zijn voorzien van de benodigde regelingen. Vergelijking van de simulatieresultaten van het eerdere onderzoek met het nieuwe model Uit vergelijking van de ruimteluchttemperaturen van het eerder gemodelleerde HAMBase model met de temperaturen uit het nieuwe HAMBase – Simulink model, is gebleken dat de temperatuurstijgingen tijdens het gebruik van het theater in het nieuwe model groter zijn in vergelijking met de temperatuurstijgingen uit het oude model. Dit heeft te maken met een afwijkende opgave van het beschikbare koelvermogen in beide modellen. Voor wat betreft de ruimteluchttemperaturen wordt in het HAMBase model het volledige (voelbare en latente) koelvermogen gebruikt, terwijl in het HAMBase – Simulink model alleen het voelbare koelvermogen de ruimteluchttemperatuur beïnvloedt. De simulatieresultaten van het HAMBase – Simulink model komen overeen met de praktijksituatie en geven een betere weergave van de werkelijk te verwachten luchttemperaturen in het theater dan de resultaten uit het eerder gemodelleerde HAMBase model. Bij de resultaten van de relatieve luchtvochtigheid (RV) geeft het HAMBase model hogere RV-pieken tijdens gebruik dan het HAMBase – Simulink model. Dit heeft te maken met de grote invloed van de been ontvochtigingscapaciteit door buitenlucht van het luchtbehandelingsmodel van de HAMBase – Simulink simulatie. Daarbij kent het RV gedrag van het HAMBase model tijdens de zomerperiode een constant verloop. De reden voor dit constante RV verloop moeilijk te verklaren. Het geconstateerde RV-gedrag van het HAMBase model stemt echter wel overeen met de simulatieresultaten uit het eerdere onderzoek. Ook voor het RV verloop geldt dat de HAMBase – Simulink resultaten de werkelijke situatie beter benaderen dan de resultaten van het eerder gemodelleerde HAMBase model.



7

Het luchtbehandlingssysteem van het HAMBase Simulink model is bij deze modellering 24 uur per dag in bedrijf. Hiermee wordt de meest ideale bedrijfssituatie benaderd. Een verfijning van de regelstrategie van het luchtbehandelingssysteem zal nauwelijks van invloed zijn op de luchttemperaturen en de RV in het theater en is in dit project niet verder onderzocht. Luchtbevochtiging als verbeteringsvoorstel Uit de simulaties van de winterperiode van het HAMBase – Simulink model is gebleken dat de relatieve luchtvochtigheid in het theater tijdens de winter lage waarden aanneemt. Relatieve luchtvochtigheden lager dan 40% kunnen schade veroorzaken aan de constructie en het interieur van het gebouw. Als verbeteringsvoorstel is een luchtbevochtiger aan het luchtbehandelingsmodel toegevoegd. Luchtbevochtiging heeft een positief effect op de relatieve luchtvochtigheid in het theater tijdens de winterperiode. Sterke RV-dalingen tijdens het gebruik en relatieve luchtvochtigheden lager dan 40% worden beperkt. Aanbevolen wordt om een luchtbevochtiger alsnog in het luchtbehandelingsontwerp op te nemen.



8

INHOUDSOPGAVE VOORWOORD .......................................................................................................................... 4 SYMBOLENLIJST ..................................................................................................................... 5 SAMENVATTING ...................................................................................................................... 6 1.

INLEIDING.................................................................................................................... 10

2.

OPDRACHTOMSCHRIJVING...................................................................................... 11 2.1. 2.2.

AANLEIDING TOT HET ONDERZOEK ........................................................................ 11 DOEL VAN HET ONDERZOEK .................................................................................. 11

3.

VOCHTTOETS LUXOR THEATER.............................................................................. 12

4.

MODELVORMING LUCHTBEHANDELINGSSYSTEEM............................................. 13 4.1.

4.2.

4.3.

4.4.

4.5. 4.6.

MODELLERING VAN DE TWINCOIL WARMTETERUGWINNING ...................................... 14 4.1.1. Systeemomschrijving toevoerzijde twincoilsysteem ........................... 15 4.1.2. Bepaling van de differentiaalvergelijkingen en installatietechnische grootheden .......................................................................................... 16 4.1.3. Modellering van de toevoerzijde van de twincoil................................. 18 4.1.4. Regeling en verificatie van het twincoilsysteem ................................. 20 4.1.5. Systeemomschrijving retourzijde twincoilsysteem .............................. 23 4.1.6. Bepaling van de differentiaalvergelijkingen en installatietechnische grootheden .......................................................................................... 24 4.1.7. Modellering van de retourzijde van de twincoil ................................... 26 4.1.8. Regeling en verificatie van het twincoilsysteem ................................. 27 4.1.9. Koppeling toevoer- en retourbatterij.................................................... 28 MODELLERING VAN DE VERWARMINGSBATTERIJ ..................................................... 29 4.2.1. Systeemomschrijving centrale verwarmer .......................................... 29 4.2.2. Bepaling van de differentiaalvergelijkingen en installatietechnische grootheden .......................................................................................... 30 4.2.3. Modellering van de verwarmer............................................................ 32 4.2.4. Regeling en verificatie van de verwarmer........................................... 33 MODELLERING VAN DE KOELERBATTERIJ ............................................................... 35 4.3.1. Systeemomschrijving koelerbatterij .................................................... 35 4.3.2. Bepaling van de differentiaalvergelijkingen en installatietechnische grootheden .......................................................................................... 36 4.3.3. Modellering van de koeler ................................................................... 38 4.3.4. Regeling en verificatie van de koeler .................................................. 39 MODELLERING VAN DE NAVERWARMINGSBATTERIJ ................................................. 41 4.4.1. Systeemomschrijving naverwarmer .................................................... 41 4.4.2. Bepaling van de differentiaalvergelijkingen en installatietechnische grootheden .......................................................................................... 42 4.4.3. Modellering van de naverwarmer........................................................ 44 4.4.4. Regeling en verificatie van de naverwarmer....................................... 45 MODEL VOOR EXTRA VERWARMINGSVERMOGEN .................................................... 47 MODELLERING VOCHTGENERATOR ........................................................................ 48 4.6.1. Be- of ontvochtiging door de vochtinhoud van de buitenlucht ............ 48 4.6.2. Bevochtiging door de aanwezige personen in het theater.................. 49 4.6.3. Ontvochtiging door koeling.................................................................. 50 4.6.4. Totale been ontvochtiging................................................................. 51



5.

VERGELIJKING SIMULATIERESULTATEN HAMBASE – HAMBASE SIMULINK..... 52 5.1. 5.2. 5.3. 5.4. 5.5.

6.

UITGANGSPUNTEN ............................................................................................... 52 SIMULATIE VAN DE WINTERPERIODE ...................................................................... 53 SIMULATIE VAN DE ZOMERPERIODE ....................................................................... 55 CONCLUSIE ......................................................................................................... 57 INVLOED BEVOCHTIGING ....................................................................................... 58 5.5.1. Bevochtigingsmodel ............................................................................ 58 5.5.2. Simulatieresultaten van het bevochtigingsmodel................................ 60 5.5.3. Condensatieschakeling ....................................................................... 61

CONCLUSIE EN AANBEVELINGEN ........................................................................... 62 6.1. 6.2.

7.

9

CONCLUSIE ......................................................................................................... 62 AANBEVELINGEN .................................................................................................. 64

LITERATUURLIJST...................................................................................................... 65

BIJLAGEN:

zie bijlagenboek

SIMULATIEMODELLEN:

zie bijbehorende CD-rom



1.

10

INLEIDING Het studieonderwerp van dit project is de grote theaterzaal van het Luxor Theater te Arnhem. Het pand, gebouwd naar ontwerp van architect Willem Diehl, is in 1915 in gebruik genomen als bioscooptheater. Het inmiddels als Rijksmonument aangewezen pand is door de gemeente Arnhem aangekocht met als doel er een poppodium te vestigen. Op dit moment wordt het Luxor Theater gerestaureerd. Architectenbureau Fritz, adviesbureau DGMR en Deerns raadgevende ingenieurs BV hebben de opdracht gekregen de restauratie van dit theater te realiseren. Eén van de punten die tijdens de verbouwing aan bod komen is het implementeren van een nieuwe klimaatinstallatie. Deze installatie heeft enerzijds tot doel het verzorgen van een passend binnenklimaat gerelateerd aan de gebruiksfunctie. Anderzijds moet de installatie ervoor zorgen dat er zo weinig mogelijke schommelingen in ruimtetemperatuur en luchtvochtigheid plaatsvinden wat ten goede komt aan het behoud van het monumentale interieur van het gebouw. Het doel van dit project is om aan de hand van een simulatie, onderzoek te verrichten naar de te verwachten binnencondities van het Luxor Theater. Hiertoe wordt het toekomstige luchtbehandlingssysteem gemodelleerd in MatLab/Simulink [A]. Aan de hand van simulaties worden de capaciteiten van het luchtbehandelingssysteem in kaart gebracht. Indien mogelijke schommelingen van ruimtetemperatuur en/of luchtvochtigheid de kwaliteit van het interieur nadelig beïnvloeden zal een installatietechnisch verbeteringsvoorstel gedaan worden.



2.

11

OPDRACHTOMSCHRIJVING In dit hoofdstuk wordt de aanleiding tot het onderzoek en de hieruit volgende opdrachtomschrijving beschreven.

2.1.

Aanleiding tot het onderzoek Voorafgaande aan het Masterproject is een schakelproject uitgevoerd waarbij middels een simulatie de ruimtecondities binnen het Luxor Theater onderzocht zijn. Hierbij is geconcludeerd dat het toekomstige binnenklimaat van het Luxor Theater tijdens gebruiksperiode niet zal voldoen aan de klimaateisen voor museaal binnenklimaat. Uit bouwhistorisch onderzoek is gebleken dat het interieur zich nog in goede staat bevindt. Om veroudering van het interieur te beperken heeft Deerns voorgesteld om, in het kader van een nieuw project, een optimalisering voor het geadviseerde luchtbehandelingssysteem te onderzoeken.

2.2.

Doel van het onderzoek Het doel van dit onderzoek is verbeteren van de regelstrategie van het voorgestelde luchtbehandelingssysteem. Deze regeling moet het mogelijk maken om het binnenklimaat tijdens gebruik zo gelijkmatig mogelijk te houden. Om veroudering van het interieur te voorkomen dient de temperatuur en RV stijging tijdens het gebruik van het theater beperkt te blijven. De minimale luchtverversing moet ten alle tijden voldoen aan de vigerende eisen uit het bouwbesluit. Indien het aanscherpen van de regelstrategie onvoldoende blijkt te zijn om veroudering van het interieur te beperken moeten verbeteringsvoorstellen voor het luchtbehandelingssysteem onderzocht worden. Bij de uitvoering van dit project dient het eerdere simulatieonderzoek als basis meegenomen te worden. Om de genoemde vraagstelling te beantwoorden worden de volgende onderwerpen binnen dit masterproject onderzocht: 1 Onderzoek naar het risico op oppervlaktecondensatie bij het toepassen van temperaturen en luchtvochtigheden behorende bij het voorgestelde klimaatconcept. 2 Uitvoeren van Simulink simulaties met de volgende kenmerken: Met behulp van meest recente HAMBase versie worden de bouwkundige eigenschappen vastgelegd. Vervolgens dient een simulatie met het maximale aantal aanwezige personen uitgevoerd worden. Deze dient als referentie voor het vervolgonderzoek. Met behulp van Simulink moet een model samengesteld worden waarin een luchtbehandelingskast en een element voor vochtproductie opgenomen wordt. Aan de hand van simulaties worden de te verwachten luchttemperaturen en luchtvochtigheden voor verschillende bedrijfssituaties geanalyseerd. Aan de hand van de genoemde analyses moet blijken of de aanwezige capaciteiten voldoende zijn om veroudering van het interieur te beperken. Indien er toch een onacceptabele veroudering verwacht wordt moet het luchtbehandelingsmodel verbeterd worden. Hierbij moet de voorgestelde verbetering inpasbaar zijn in de door Deerns geadviseerde luchtbehandelingsinstallatie.


12


3.

VOCHTTOETS LUXOR THEATER Voorafgaande aan de modellering van het luchtbehandelingssysteem voor het Luxor Theater is een handmatige vochttoets uitgevoerd. Het doel van dit onderzoek is het vaststellen van een mogelijk condensatieprobleem volgend uit de ruimtecondities en –belastingen tijdens het gebruik van het theater in de toekomst. De vochttoets is uitgevoerd volgens de handmatige Glaser-methode [2]. Voor aanvang van de restauratie heeft een bouwhistorisch onderzoek in het Luxor Theater plaatsgevonden [3]. Uit dit is gebleken dat in de radiatornis schimmelsporen aangetroffen zijn. Na verder onderzoek is gebleken dat de schimmels ontstaan zijn door een gevellekkage en niet door condensatieproblemen uit het verleden. Aangezien de gevel ter plaatse van de radiatornis de enige buitengevel is wordt de vochttoets aan de radiatornis van deze gevel uitgevoerd (zie figuur 3.1). In de vochttoets zijn de volgende bedrijfssituaties onderzocht: Wintersituatie buiten gebruik; Zomersituatie buiten gebruik; Gemiddelde jaarconditie buiten gebruik; Wintersituatie tijdens gebruik; Zomersituatie tijdens gebruik; Gemiddelde jaarconditie tijdens gebruik. Conclusie In het bijlageboek, bijlage I, zijn de de Glasertabellen voor de genoemde bedrijfssituaties weergegeven. Hieruit is gebleken dat bij geen enkele situatie inwendige condensatie van de constructie of interieur zal optreden. Aangezien het risico op condensatie van de geveldelen of interieur minimaal is wordt er binnen dit project geen verder onderzoek naar condensatie gedaan.

Radiatornis

Figuur 3.1: Geveldoorsnede ter plaatse van de radiatornis



4.

13

MODELVORMING LUCHTBEHANDELINGSSYSTEEM In dit hoofdstuk wordt de modellering van de afzonderlijke componenten die in het voorgestelde luchtbehandelingssysteem opgenomen zijn omschreven. De volgende luchtbehandelingscomponenten omschreven: Warmteterugwinning middels twincoil batterij; Verwarmingsbatterij; Koelerbatterij; Naverwarmer. De omschrijving van ieder component vindt plaats aan de hand van de volgende onderverdeling: Systeemomschrijving middels processchema’s en analogons; Bepaling van de differentiaalvergelijkingen en installatietechnische grootheden; Modellering; Regeling en verificatie. Dit hoofdstuk wordt afgesloten met een beschrijving van het volledige luchtbehandelingssysteem, inclusief vochtgenerator. Hierbij zijn de eerder omschreven luchtbehandelingscomonenten samengevoegd tot één systeem en gekoppeld met het HAMBase gebouwmodel. Opgemerkt dient te worden dat voor de bepaling van de installatietechnische capaciteiten van het luchtbehandelingssysteem de leveranciersomschrijving van de luchtbehandelingskast (zie bijlage II) aangehouden wordt. Behalve de in de productinformatie omschreven technische gegevens in vollast situatie zijn geen gegevens bekend van de installatie in deellast. Aangezien het gebouw nog in renovatie is zijn er ook geen meetgegevens bekend van de nieuwe situatie. De verificatie van de genoemde luchtbehandelingscomponenten vindt plaats op basis van de in de leveranciersomschrijving beschreven pieklast situatie.


14


4.1.

Modellering van de twincoil warmteterugwinning Een twincoil systeem wordt gebruikt om warmte uit de retourlucht van een luchtbehandelingssysteem te onttrekken en toe te voeren aan de (verse) buitenlucht. Een twincoil systeem bestaat uit een in de luchttoevoerkast geplaatste verwarmingsbatterij en een in de luchtretourkast geplaatste koelbatterij welke middels een watervoerend leidingsysteem met elkaar verbonden zijn. De vloeistof zorgt voor het transporteren van de onttrokken energie aan de retourzijde naar de afgifte batterij aan de toevoerzijde van de luchtbehandelingskast. Ruimtelucht

Toevoerlucht

Afblaaslucht

Buitenlucht

Bij lage buitentemperaturen, gecombineerd met een relatief hoge vocht inhoud in de afgevoerde ruimtelucht, bestaat er een risico op oppervlaktecondensatie op de koelbatterij in de luchtretourkast. Oppervlaktecondensatie heeft een nadelig effect op het warmteterugwinningsrendement van het twincoilsysteem. Een tweede risico vormt bevriezing van de twincoilbatterij. Om beide problemen te voorkomen zijn twincoilsystemen uitgerust met een antivries regeling. Hiertoe is in het verbindende leidingsysteem een drieweg regelklep opgenomen (zie figuur 4.1.1).

Figuur 4.1.1: Schematische weergave twincoil

Met deze motorisch bediende regelklep kan door debietregeling de temperatuur van de vloeistof bij lage buitentemperaturen aangepast worden om bevriezing van de vloeistof en rijpvorming op de batterij te voorkomen. Om het risico op bevriezing verder te beperken zijn twincoilsystemen doorgaans gevuld met een water-glycol mengsel. Een andere systeemeigenschap is het afnemende rendement bij toenemende buitenluchttemperatuur. Bij hoge buitentemperaturen zal het rendement zodanig afnemen dat op een bepaald moment de benodigde pomp- en ventilatorenergie hoger is dan het energiewinst van de warmteterugwinning. Bij de modellering van de regelstrategie van de twincoil wordt met beide systeemeigenschappen rekening gehouden. In hoofdstuk 4.1.3 worden deze eigenschappen nader toegelicht. Om de systeemwerking van het twincoilsysteem overzichtelijk te houden wordt de toevoer- en retourzijde separaat omschreven.


15


4.1.1.

Systeemomschrijving toevoerzijde twincoilsysteem Een twincoil batterij kan gezien worden als een black box waar zowel een luchtstroom als vloeistofstroom in komt als weer uit gaat. In de black box vindt een warmte uitwisseling plaats tussen de vloeistof- en de luchtstroom. Schematisch kan dit proces als volgt weergegeven worden (zie fig 4.1.1.1.):

Warmte-uitwisseling toevoerzijde twincoil Figuur 4.1.1.1: Schematische procesweergave van de toevoerzijde van de twincoil

In bijlage III is het thermische proces van de toevoerzijde van de twincoil in het Mollierdiagram weergegeven. De luchtstromen kunnen hierbij als volgt omschreven worden: ⋅

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl in

Lucht in

:

Lucht uit

: Vl ⋅ ρ l ⋅ c l ⋅ T1

⋅

De vloeistofstromen kunnen omschreven worden als: ⋅

Vloeistof in :

m w ⋅ c wg ⋅ Twin

Vloeistof uit :

m w ⋅ c wg ⋅ T2

⋅

Bovenstaand schema uitgedrukt in analogons levert (zie fig. 4.1.1.2):

Qtc toe Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl in

Qtc af

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ T1

•

m w ⋅ c wg ⋅ Twin

Figuur 4.1.1.2: Schematische procesweergave in analogons


•

m w ⋅ c wg ⋅ T2

16


4.1.2.

Bepaling van de differentiaalvergelijkingen en installatietechnische grootheden De warmteoverdracht tussen het vloeistof- en luchtsysteem kan beschreven worden met behulp van de warmteoverdrachtscoëfficiënt k:

Qtc = k ⋅ (Tw gem − Tl gem )

k = Qtc /(Tw gem − Tl gem ) waarin:

Twin + T2 2 Tlin + T1 = 2

Tw gem = Tl gem

Bepaling van de differentiaalvergelijkingen Op basis van de analogons en de bepaling van de k-waarde kunnen de differentiaalvergelijkingen voor de toevoerzijde van de twincoil bepaald worden:

C1 ⋅

⋅ T + T2 Tlin + T1 dT1 = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ (Tlin − T1 ) + k ⋅ win − dt 2 2

C2 ⋅

⋅ T + T2 Tlin + T1 dT2 = m w ⋅ c wg ⋅ (Twin − T2 ) − k ⋅ win − 2 2 dt

Installatietechnische uitgangspunten Uitgaande van de technische aspecten uit de productomschrijving van het luchtbehandelingssysteem van het Luxor Theater (zie bijlage II) worden de volgende installatietechnische uitgangspunten gehanteerd (zie tabel 4.1.2.1): Grootheid

Waarde

Eenheid

Vl

6,58

m /s

ρl

1,2

kg/m3

cl

1000

J/kg•K

⋅

⋅

3

mw ρ wg

2,68

kg/s

1030

kg/m3

c wg

3676

J/kg•K

mbatterij _ toe

212

kg

mbatterij _ ret

207

kg

Vvloeistof _ toe

101

l

Vvloeistof _ ret

84

l

Vlucht _ toe

0,75

m3

Vlucht _ ret

0,75

m

k toe

17289

-

k ret

13261

-

3

Tabel 4.1.2.1: Installatietechnische uitgangspunten van de twincoil


17


De capaciteiten, C1 en C2, worden als volgt gedefinieerd: C = ( mbatterij _ toe + mvloeistof _ toe + mlucht _ toe ) * c

C1 = (212 + (101*1,03) + (0,75*1,2))*1000 = 316930 J/K C 2 = (207+(84*1.03) + (0,75*1,2))*3676 = 1082288 J/K De opgave van het thermische vermogen uit de leveranciersopgave is niet correct. Volgens deze opgave bedraagt het afgegeven vermogen 116700W. Gebaseerd op de watertemperaturen uit de opgave van de fabrikant bedraagt het werkelijke overgedragen waterzijdige vermogen van verwarmer: ⋅

Qwaterzijdig = m w ⋅ c wg ⋅ (Twin − T2 ) = 2,86 ⋅ 3676 ⋅ (9,5 − −1,6) = 116698 W Gebaseerd op de luchttemperaturen uit de opgave van de fabrikant bedraagt het werkelijke overgedragen luchtzijdige vermogen van verwarmer: ⋅

Qluchtzijdig = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ (Tlin − T1 ) = 6,58 ⋅ 1,2 ⋅ 1000 ⋅ (−10 − 4,4) = 113702 W Om de warmteoverdracht te corrigeren moet de k-waarde, gebaseerd op het werkelijke waterzijdige vermogen, aan de luchtzijdige kant vermenigvuldigd worden met:

Qluchtzijdig Qwaterzijdi g

=

113702 = 0,9743 116700


18


4.1.3.

Modellering van de toevoerzijde van de twincoil Het modelleren van de luchtbehandelingscomponenten in dit project is uitgevoerd met het softwareprogramma Simulink. Simulink maakt vormt een onderdeel van MatLAB, 6.5 release 13 [A]. Voor het verkrijgen van een overzichtelijk model is gebruik gemaakt van S-functions. In de Sfunction worden naast alle in- en outputs de differentiaalvergelijkingen en basisregelingen omschreven. In bijlage III is de S-function van de toevoerzijde van de twincoil weergegeven. Voor het twincoilmodel zijn de volgende inputs gedefinieerd: Vl_nom Nominale volumestroom van de lucht [m3/s] Ftc_nom Nominale massastroom van de vloeistof [kg/s] Tl_in_toe Luchttemperatuur van de ingaande buitenlucht [°C] Tw_in_toe Watertemperatuur aan de ingaande zijde van de toevoer twincoil [°C] De volgende outputs zijn gevraagd: Tl_uit_toe De uittrede luchttemperatuur van de toevoer twincoil Tw_uit_toe De uittrede watertemperatuur van de toevoer twincoil Ql_toevoer Het vermogen van de uittredende lucht

[°C] [°C] [W]

Omdat de toevoer- en retourzijde van de twincoil apart gemodelleerd worden zijn de inputs en outputs in dit model als constante waarde verondersteld. Na koppeling van de in- en uitgaande waterstromen kunnen de luchttemperaturen variabel uitgevoerd worden (zie paragraaf 4.1.9). Naast de in tabel 4.1.2.1 weergegeven installatietechnische uitgangspunten worden ook nog een maximaal lucht volumedebiet (Vl_max) en water massastroom (Ftc_max) opgegeven. Wanneer in een later stadium behoefte is om deze beide inputs in grootte te variëren is dit mogelijk. In praktijk zal bij variatie in volumedebiet of massastroom het rendement van de twincoil niet lineair veranderen. Het rendement kent een enigszins exponentieel verloop. In deze simulatie wordt het rendement middels een exponentiele functie verwerkt in de definitie van de kwaarde: −Vl _ nom

1 − e Vl _ max k =k* 1 − e (−1)

− Ftc _ nom

1 − e Ftc _ max * 1 − e (−1)

Wanneer Vl_nom = Vl_max en/of Ftc_nom = Ftc_max zal de k-waarde maximaal worden.



Het in Simulink samengestelde model is weergegeven in figuur 4.1.3.1.

Figuur 4.1.3.1: Simulinkmodel van de toevoerzijde van de twincoil


19

20


4.1.4.

Regeling en verificatie van het twincoilsysteem Een volledig twincoilsysteem, dus waar de toevoerzijde en retourzijde gekoppeld zijn, is zelfregelend. Naarmate het temperatuurverschil tussen de toegevoerde buitenlucht en de afgevoerde ruimtelucht grote wordt, neemt het rendement toe. Zoals in hoofdstuk 4.1 beschreven moet het systeem echter begrensd worden. Enerzijds om bevriezing van de vloeistof te voorkomen, anderzijds om het systeem te kunnen uitschakelen wanneer de hoeveelheid teruggewonnen energie lager wordt dan de benodigde toegevoerde energie. Deze twee eigenschappen zijn in de S-function van de toevoerzijde van de twincoil verwerkt. Bevriezingsbeveiliging Om bevriezing van de retourbatterij te voorkomen moet het twincoilsysteem bij een bepaalde buitenluchttemperatuur uitgeschakeld worden. Eurovent 6/8 [4] geeft voor de bepaling van het schakelmoment de volgende vergelijking:

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ η t − (c wg ⋅ rwg ) ⋅

Tl _ in _ toe =

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ η t + (c wg ⋅ rwg ) ⋅

⋅ Tl _ in _ ret

Waarin:

ηt

Maximaal rendement van de twincoil

rwg

Dichtheid van het water-glycol mengsel [kg/m3]

[%]

De waarden voor soortelijke massa zijn in deze vergelijking gegeven in [kJ/kgK] De vergelijking voor

ηt =

ηt

is:

Tl _ uit _ toe − Tl _ in _ toe 4,4 − −10 = = 0,94 (volgens opgave leverancier LBK) Tl _ in _ ret − Tl _ uit _ ret 20 − 4,7

De laagst mogelijke temperatuur voordat bevriezing optreedt is:

Tl _ in _ toe =

6,58 ⋅ 1,2 ⋅ 1 ⋅ 0,94 − (3676 * 1,03) 7,4 − 3786,3 ⋅ 20 = ⋅ 20 = −19,9 [°C] 6,58 ⋅ 1,2 ⋅ 1 ⋅ 0,94 + (3676 * 1,03) 7,4 + 3786,3

Op het moment dat de buitentemperatuur lager wordt dan -19,9 °C wordt de twincoil uitgeschakeld door de k-waarde gelijk aan nul te stellen. Rendementsschakeling Vanaf een bepaalde (hoge) buitentemperatuur is de extra benodigde energie voor ventilatoren en de twincoilpomp hoger dan de energieopbrengst van de twincoil. Volgens Eurovent 6/8 [4] kan de benodigde pompenergie als volgt omschreven worden:

Wcirc =

Pcirc ⋅ t eq _ op 1000

Waarin: Pcirc = opgenomen energie door een pomp teq_op = 0,8* vollast bedrijfstijd Vollasttijd = 1612 h/jr (= aanname)


[kWh/jr] [W] [h/jr]

21


Pcirc = q v _ liquid ⋅

(3 ⋅ dPcoil + dPloop )

Waarin: qv_liqiud = massastroom water-glycol dPcoil = drukverlies in twincoil dPloop

= drukverlies inleiding. = leidinglengte = conform tabel 6.2 in Eurovent 6/8 = Elektrisch pomp rendement

Lloop

dPloop

ηp

[W]

ηp

= 2,78 l/s = 42,6 kPa (volgens opgave leverancier LBK) = 28m = 16 kPa = 48 %

(3 ⋅ 42,6 + 16) = 832,8 W 0,48 = 0,8 *1612 = 1289,6 h/jr

Pcirc = 2,78 ⋅

t eq _ op

Wcirc =

Pcirc 832,8 ⋅ t eq _ op = ⋅ 1289,6 = 1073 kWh/jr 1000 1000

Het luchtzijdig energieverbruik door het toepassen van de twincoil bedraagt:

Wcer =

dPcoil1 dP ⋅ W fan1 + coil 2 ⋅ W fan 2 dPfan1 dPfan 2

Waarin: dPcoil1 = Drukverlies aan de toevoerbatterij van de twincoil dPfan1 = Extra drukverlies toevoer ventilator door twincoil dPcoil2 = Drukverlies aan de retourbatterij van de twincoil dPfan2 = Extra drukverlies retour ventilator door twincoil W fan1 = Energieverbruik toevoerventilator op jaarbasis W fan2 = Energieverbruik retourventilator op jaarbasis

Wcer =

= 208 Pa = 1283 Pa = 208 Pa = 1283 Pa = 24180 kWh/jr = 12090 kWh/jr

208 258 ⋅ 24180 + ⋅ 12090 = 7633 kWh/jr 1283 840

Het totale extra energieverbruik bij het gebruikmaken van een twincoilsysteem bedraagt: Wtot = Wcirc + Wcer = 1073 + 7633 = 8706 kWh/jr Uitgaande van een elektriciteitsprijs van 0,12 /kWh bedraagt het extra energieverbruik op jaarbasis: E con = Wtot ⋅ 0,12 = 1044,84 De “energiewinst” van de twincoil kan bepaald worden aan de hand van het opwekkingsrendement van en HR CV-ketel. Hierbij zijn de volgende uitgangspunten gehanteerd: Ketelrendement van een HR-ketel = 90 % Verbrandingswaarde van het aardgas = 32,1 MJ/m3 3 Aardgasprijs = 0,45 /m Bedrijfstijd = 1612 h


22


De “energiewinst” van de twincoil kan omschreven worden als:

E con _ thermisch

Ql _ toevoer ⋅ bedrijfstijd 1,0 ⋅ 10 6 = ⋅ ketelrendement ⋅ aardgasprijs verbrandingswaarde _ aardgas

Op het moment dat de “energiewinst” van de twincoil lager is dan het extra benodigde energieverbruik door de pomp en ventilatoren, ofwel E con _ thermisch < E con , wordt de twincoil uitgeschakeld door de k-waarde gelijk aan nul te stellen. Verificatie van de toevoerzijde van de twincoil Zoals reeds in de inleiding van dit hoofdstuk is aangegeven zijn er geen meetgegevens van dit project bekend. De enige manier om een verificatie van het model uit te voeren is het vergelijken van de in de leveranciersomschrijving van het luchtbehandelingssysteem omschreven uitgaande vermogens en temperaturen met de outputs van het model (zie tabel 4.1.4.1). Parameter

Eenheid

Tl_uit_toe Tw_uit_toe Ql_toevoer

[°C] [°C] [W]

Technische omschrijving 4,4 -1,6 116700

Simulatie resultaat 4,4 -1,6 113700

Verschil 0 0 -3000

Tabel 4.1.4.1: Verificatie van de toevoerzijde van de twincoil

Op basis van de vermogensanalyse van paragraaf 4.1.2. kan geconcludeerd worden dat het afgegeven vermogen aan de toevoerzijde van de twincoil nooit gelijk zal zijn het waterzijdige vermogen. Bij de voorgestelde luchttemperaturen bedraagt het overgedragen vermogen 113702 W. Het verschil tussen analyse en simulatie wordt in dit geval beperkt tot 2 W. Aangezien de verschillen tussen de uitgaande temperaturen en het uitgaande vermogen uit de technische omschrijving niet afwijken van de outputs van het Simulink model kan geconcludeerd worden dat het model correct is.


23


4.1.5.

Systeemomschrijving retourzijde twincoilsysteem De analyse van de retourzijde van het twincoilsysteem is, behoudens de bevriezingsbeveiliging en vermogensschakeling, identiek aan de toevoerzijde. Zowel de luchttemperaturen als de vloeistofstromen aan de retourzijde van de twincoil zijn identiek aan de luchttemperaturen als de vloeistofstromen de toevoerzijde, echter met omgekeerd evenredige temperaturen. Schematisch kan dit proces als volgt weergegeven worden (zie fig 4.1.5.1.):

Warmte-uitwisseling retourzijde twincoil Figuur 4.1.5.1: Schematische procesweergave van de retourzijde van de twincoil

In bijlage IV is het thermische proces van de retourzijde van de twincoil in het Mollier-diagram weergegeven. De luchtstromen kunnen hierbij als volgt omschreven worden: ⋅

Lucht in

:

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl in _ ruimte

Lucht uit

:

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ T3

⋅


Vloeistof in :

m w ⋅ c wg ⋅ Twin _ ruimte

Vloeistof uit :

m w ⋅ c wg ⋅ T4

⋅


Qtc af Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl in _ ruimte

Qtc toe Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ T3

•

C1 Figuur 4.1.5.2: Schematische procesweergave in analogons


•

m w ⋅ c wg ⋅ Twin _ ruimte

m w ⋅ c wg ⋅ T4

C2


4.1.6.

24


Qtc = k ⋅ (Tw gem − Tl gem ) Tw gem =

Tl gem =

k = Qtc /(Tw gem − Tl gem ) waarin:

Twin _ ruimte + T4

2

Tlin _ ruimte + T2 2

Bepaling van de differentiaalvergelijkingen Op basis van de analogons en de bepaling van de k-waarde kunnen de differentiaalvergelijkingen voor de retourzijde van de twincoil bepaald worden:

C3 ⋅

⋅ Twin _ ruimte + T4 Tlin _ ruimte + T3 dT3 = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ (Tlin _ ruimte − T3 ) + k ⋅ − 2 2 dt

C4 ⋅

⋅ Twin _ ruimte + T4 Tlin _ ruimte + T3 dT4 = m w ⋅ c wg ⋅ (Twin _ ruimte − T4 ) − k ⋅ − dt 2 2

Installatietechnische uitgangspunten De installatietechnische uitgangspunten inclusief de capaciteitsbepaling van de retourzijde van de twincoil zijn opgenomen in tabel 4.1.2.1 in paragraaf 4.1.2. De capaciteiten, C1 en C2, zijn ook gelijk aan de capaciteiten van de toevoerzijde: C = ( mbatterij _ toe + mvloeistof _ toe + mlucht _ toe ) * c

C1 = (212 + (101*1,03) + (0,75*1,2))*1000 = 316930 J/K C 2 = (207+(84*1.03) + (0,75*1,2))*3676 = 1082288 J/K De vermogensaanname van de retourbatterij in de productomschrijving is niet correct. In de productomschrijving wordt het volledige koelvermogen opgegeven, voelbaar en latent. Het totale vermogen waterzijdig bedraagt 116700W. Bij een afkoeling van de lucht van 20°C met een RV van 40% afgekoeld naar 4,7°C met een RV van 99% bedraagt het voelbare vermogen: ⋅

Qvoelbaar = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ (Tlin − T3 ) = 6,58 ⋅ 1,2 ⋅ 1000 ⋅ (20 − 4,7) = 120808 W Het totale vermogen luchtzijdig bedraagt: ⋅

Qtotaal = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ ∆h ∆h = (35 − 18) = 17 kJ/kg Qtotaal = 6,58 ⋅ 1,2 ⋅ 1000 ⋅ 16,5 = 130284 W Hieruit volgt het latente vermogen:

Qlatent = Qtotaal − Qvoelbaar

Qlatent = 130284 − 120808 = 9476 W



25

Het aan de retourzijde van de twincoil afgegeven voelbare vermogen kan nooit groter zijn dan het waterzijdige vermogen. Bij 100% warmteoverdracht moet het waterzijdige vermogen gelijk zijn aan het totale (voelbare en latente) luchtzijdige vermogen. Bij een lucht intredetemperatuur van 20°C met een RV van 40% en een totaal vermogen van 116700 W bedraagt het enthalpieverschil:

∆h =

Qtotaal ⋅

V ⋅ ρ l ⋅ cl

=

116700 = 14,8 kJ/kg (6,58 ⋅ 1,2 ⋅ 1000)

Het koelerdauwpunt van de retourbatterij bedraagt:

Twin + T4 (− 1,6 + 9,5) = = 3,95 °C 2 2 De enthalpie van de ingaande lucht (20°C met een RV van 40%) bedraagt 35kJ/kg. De enthalpie van de uitgaande temperatuur bedraagt: huit = hin − ∆h = 35 − 14,8 = 20,2 kJ/kg De bijbehorende lucht uittredetemperatuur bedraagt 5,4°C. Uit deze analyse blijkt dat er nauwelijks latent vermogen gegenereerd wordt: xin ≈ xuit = 5,8 g/kg Vanwege deze rede geldt ook: ⋅

Qvoelbaar = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ (Tlin − T3 ) = 6,58 ⋅ 1,2 ⋅ 1000 ⋅ (20 − 5,4) =115282 W Volgens de leveranciersomschrijving van de LBK bedraagt het afgegeven vermogen 116700 W. Uit voorgaande analyse is gebleken dat het werkelijke overgedragen vermogen 115282 W bedraagt. Om de warmteoverdracht te corrigeren moet de k-waarde, gebaseerd op het werkelijke waterzijdige vermogen, aan de luchtzijdige kant vermenigvuldigd worden met:

Qluchtzijdig Qwaterzijdig

=

115282 = 0,9878 116700


26


4.1.7.

Modellering van de retourzijde van de twincoil Ook voor het modelleren van de retourzijde van de twincoil is gebruik gemaakt van Sfunctions. In bijlage IV is de S-function van de retourzijde van de twincoil weergegeven. Voor het twincoilmodel zijn de volgende inputs gedefinieerd: Vl_nom Nominale volumestroom van de lucht Ftc_nom Nominale massastroom van de vloeistof Tl_in_ret Luchttemperatuur van de ingaande ruimtelucht Tw_in_ret Watertemperatuur aan de ingaande zijde van de retourtwincoil

[m3/s] [kg/s] [°C] [°C]

De volgende outputs zijn gevraagd: Tl_uit_ret De uittrede luchttemperatuur van de retour twincoil Tw_uit_ret De uittrede watertemperatuur van de retour twincoil Ql_retour Het vermogen van de uittredende lucht aan de retourzijde

[°C] [°C] [W]

Vergelijkbaar met de toevoerzijde is ook in de modellering van de retourzijde is een exponentiele vergelijking aan de berekening van de k-waarde toegevoegd om variatie in de luchtvolumestroom en massastroom van de vloeistof mogelijk te maken.

k =k*

−Vl _ nom Vl _ max

1− e 1 − e (−1)

− Ftc _ nom Ftc _ max

*

1− e 1 − e (−1)

Wanneer Vl_nom = Vl_max en/of Ftc_nom = Ftc_max zal de k-waarde maximaal worden. Het in Simulink samengestelde model is weergegeven in figuur 4.1.7.1.

Figuur 4.1.7.1: Simulinkmodel van de retourzijde van de twincoil


27


4.1.8.

Regeling en verificatie van het twincoilsysteem Aangezien de toevoerzijde en retourzijde gekoppeld worden zijn de bevriezingsbeveiliging en de vermogensschakeling alleen in het model van de toevoerzijde verwerkt. Beide regelingen beïnvoeden de k-waarde waardoor de totale warmteoverdracht in het gekoppelde model aangestuurd wordt. Verificatie van de retourzijde van de twincoil Ook bij de retourzijde van de twincoil wordt de verificatie uitgevoerd door het vergelijken van de in de leveranciersomschrijving van het luchtbehandelingssysteem omschreven uitgaande vermogens en temperaturen met de outputs van het model (zie tabel 4.1.8.1). Parameter

Eenheid

Tl_uit_ret Tw_uit_ret Ql_retour

[°C] [°C] [W]

Technische omschrijving 4,7 9,5 116700

Simulatie resultaat 5,4 9,5 114900

Verschil 0,7 0 -1800

Tabel 4.1.8.1: Verificatie van de retourzijde van de twincoil

In paragraaf 4.1.9 is aangeduid dat de door de fabrikant opgegeven temperatuur niet haalbaar is met het gegeven waterzijdige vermogen. Het gesimuleerde vermogen komt goed overeen met het geanalyseerde vermogen (115282W) bij een uittrede luchttemperatuur van 5,4°C. De afwijking is kleiner dan 1%. Aangezien de geanalyseerde temperaturen en vermogens minimaal afwijken van de outputs van het Simulink model kan geconcludeerd worden dat het model correct is.


28


4.1.9.

Koppeling toevoer- en retourbatterij In de paragrafen 4.1.1. tot en met 4.1.8 is de modellering van de toevoer- en retourbatterij van de twincoil omschreven. In deze paragraaf worden beide systemen gekoppeld. Aangezien de waterzijdige toevoer- en retourtemperaturen van beide systemen overeenstemmen kunnen de Simulink modellen direct gekoppeld worden. In figuur 4.1.9.1 is het gekoppelde Simulink model weergeven.

Figuur 4.1.9.1: Simulinkmodel van het gekoppelde twincoilmodel

De verificatie van dit model kan uitgevoed worden door de water- en luchttemperaturen van de niet-gekoppelde modellen te vergelijken met de water- en luchttemperaturen van het gekoppelde model (zie tabel 4.1.9.1). Parameter

Eenheid

Tl_uit_toe Tw_uit_toe Ql_toevoer Tl_uit_ret Tw_uit_ret Ql_retour

[°C] [°C] [W] [°C] [°C] [W]

Afzonderlijke modellen 4,4 -1,6 113700 5,4 9,5 114900

Gekoppelde model 4,5 -1,6 113500 5,4 9,5 115000

Verschil 0 0,1 -200 0,1 0,1 100

Tabel 4.1.9.1: Verificatie van het gekoppelde twincoilmodel

Aangezien de outputs van de afzonderlijke modellen en het gekoppelde model minimaal afwijken, kan geconcludeerd worden dat het model correct is.


29


4.2.

Modellering van de verwarmingsbatterij In de luchtbehandelingskast van het Luxor Theater wordt de verse buitenlucht na opwarming door de twincoil warmteterugwinning verwarmd door de centrale verwarmer. luchtaanvoer

luchtafvoer

Deze verwarmer bestaat uit een watergevoede verwarmingsbatterij welke aangesloten is op het centrale verwarmingssysteem van het Luxor Theater. Het toegevoerde vermogen wordt geregeld op basis van een waterzijdige temperatuurregeling (zie figuur 4.2.1). Indien niet het volledige vermogen gevraagd wordt, wordt de bypass in de regelkring middels een drieweg regelklep opengestuurd. De temperatuur van het toevoerdebiet van de verwarmingsbatterij daalt, waardoor het afgegeven vermogen van de verwarmer afneemt.

Figuur 4.2.1: Schematische weergave verwarmer

4.2.1.

Systeemomschrijving centrale verwarmer Een verwarmingsbatterij kan, net zoals de toevoerbatterij van de twincoil, gezien worden als een apparaat waar zowel een luchtstroom als vloeistofstroom in komt als weer uit gaat. In het apparaat vindt een warmte uitwisseling plaats tussen de vloeistof en de lucht. Schematisch kan dit proces als volgt weergegeven worden (zie fig 4.2.1.1.):

Warmte-uitwisseling verwarmer Figuur 4.2.1.1: Schematische procesweergave van de verwarmer

In bijlage V is het thermische proces van de verwarmer in het Mollier-diagram weergegeven. De luchtstromen kunnen hierbij als volgt omschreven worden: ⋅

Lucht in

:

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl _ in _ verw

Lucht uit

:

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl _ uit _ verw

⋅


30



Vloeistof in :

m w _ verw ⋅ c w ⋅ Tw _ in _ verw

Vloeistof uit :

m w _ verw ⋅ c w ⋅ Tw _ uit _ verw

⋅


Qverw _ af

Qverw _ toe

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl _ in _ verw

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl _ uit _ verw

•

m w _ verw ⋅ c w ⋅ Tw _ in _ verw

C1

•

m w _ verw ⋅ c w ⋅ Tw _ uit _ verw

C2


4.2.2.


Qverw = k ⋅ (Tw gem − Tl gem ) Tw gem =

Tl gem =

k = Qverw /(Tw gem − Tl gem ) waarin:

Tw _ in _ verw + Tw _ uit _ verw

Tl _ in _ verw

2 + Tl _ uit _ verw

2

Bepaling van de differentiaalvergelijkingen Op basis van de analogons en de bepaling van de k-waarde kunnen de differentiaalvergelijkingen voor de verwarmer bepaald worden:

C1 ⋅

Tw _ in _ verw + Tw _ uit _ verw Tl _ in _ verw + Tl _ uit _ verw dT1 = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ (Tl _ in _ verw − Tl _ uit _ verw ) + k ⋅ − dt 2 2

C2 ⋅

⋅ Tw _ in _ verw + Tw _ uit _ verw Tl _ in _ verw + Tl _ uit _ verw dT2 = m w _ verw ⋅ c w ⋅ (Tw _ in _ verw − Tw _ uit _ verw ) − k ⋅ − dt 2 2


31


Installatietechnische uitgangspunten Uitgaande van de technische omschrijving in de productomschrijving van het luchtbehandelingssysteem van het Luxor Theater (zie bijlage II) worden de volgende installatietechnische uitgangspunten gehanteerd (zie tabel 4.2.2.1): Grootheid

Waarde

Eenheid

Vl

6,58

m3/s

ρl

1,2

kg/m3

cl

1000

J/kg•K

m w _ verw

1,5

kg/s

ρw

1000

kg/m3

cw

4180

J/kg•K

mbatterij

40

kg

Vvloeistof

18

l

Vlucht k

0,25

m3

2623,4

-

⋅

⋅

Tabel 4.2.2.1: Installatietechnische uitgangspunten van de verwarmer

De capaciteiten, C1 en C2, worden als volgt gedefinieerd: C = ( mbatterij + mvloeistof + mlucht ) * c

C1 = (40 + (18*1,0) + (0,25*1,2))*1000 = 58300 J/K C 2 = (40 + (18*1,0) + (0,25*1,2))*4180 = 243694 J/K De opgave van het thermisch vermogen uit de leveranciersopgave is niet correct. Volgens deze opgave bedraagt het afgegeven vermogen 123800W. Gebaseerd op de watertemperaturen uit de opgave van de fabrikant bedraagt het werkelijke overgedragen waterzijdige vermogen van verwarmer: ⋅

Qwaterzijdig = m w _ verw ⋅ c w ⋅ (Tw _ in _ verw − Tw _ uit _ verw ) = 1,5 ⋅ 4180 ⋅ (70 − 50) = 125400 W Gebaseerd op de luchttemperaturen uit de opgave van de fabrikant bedraagt het werkelijke overgedragen luchtzijdige vermogen van verwarmer: ⋅

Qluchtzijdig = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ (Tl _ in _ verw − Tl _ uit _ verw ) = 6,58 ⋅ 1,2 ⋅ 1000 ⋅ (20 − 4,4) = 123177,6 W Om de warmteoverdracht te corrigeren moet de k-waarde, gebaseerd op het werkelijke waterzijdige vermogen, aan de luchtzijdige kant vermenigvuldigd worden met:


=

123177,6 = 0,982 125400


32


4.2.3.

Modellering van de verwarmer Ook voor de modellering van dit model is gebruik gemaakt van S-functions. In de S-function worden naast alle in- en outputs de differentiaalvergelijkingen en basisregelingen omschreven. In bijlage V is de S-function van de verwarmer weergegeven. Voor het model van de verwarmer zijn de volgende inputs gedefinieerd: Vl_verw_nom Nominale volumestroom van de lucht Fw_verw_nom Nominale massastroom van de vloeistof Tl_in_verw Luchttemperatuur van de ingaande lucht Tw_in_verw Ingaande watertemperatuur van de verwarmer

[m3/s] [kg/s] [°C] [°C]

De volgende outputs zijn gevraagd: Tl_uit_verw De uittrede luchttemperatuur van de verwarmer Tw_uit_verw De uittrede watertemperatuur van de verwarmer Ql_verw Het vermogen van de uittredende lucht

[°C] [°C] [W]

De verwarmer is als separaat model gemodelleerd. Na het voltooien van de modellering van de overige luchtbehandelingscomponenten worden alle separate componenten gekoppeld tot één model. Vanwege deze reden zijn de inputs en outputs in dit model als constante waarde verondersteld. Na de integratie in het volledige luchtbehandelingssysteem kunnen de luchttemperaturen, volumestromen en massastromen variabel uitgevoerd worden. Om een variabele volumestroom en massastroom mogelijk te maken is bij de modellering van het twincoilsysteem een exponentiële vergelijking aan de k-waarde toegevoegd. Ook bij de verwarmer wordt deze vergelijking toegevoegd. Bij variatie van het volumedebiet of massastroom zal het rendement van de verwarmer een enigszins exponentieel verloop kennen. In deze simulatie is dit fenomeen als volgt verwerkt in de k-waarde:

k =k*

1− e

−Vl _ verw _ nom Vl _ verw _ max

1− e

( −1)

*

1− e

− Fw _ verw _ nom Fw _ verw _ max

1 − e ( −1)

Wanneer Vl_verw_nom = Vl_verw_max en/of Fw_verw_nom = Fw_verw_max zal de k-waarde maximaal worden. Het in Simulink samengestelde verwarmer model is weergegeven in figuur 4.2.3.1.

Figuur 4.2.3.1: Simulinkmodel van de verwarmer TECHNISCHE UNIVERSITEIT EINDHOVEN INSTALLATIETECHNOLOGIE

33


4.2.4.

Regeling en verificatie van de verwarmer De beschreven verwarmer is grotendeels zelfregelend. Op het moment dat warmtevraag is zal er vermogen aan de lucht toegevoerd worden. Er zijn echter twee situaties die door een regeling bijgestuurd moeten worden: Indien de warmtevraag niet maximaal is zal het door de verwarmer afgegeven vermogen gereduceerd moeten worden; Indien de ruimtetemperatuur hoger is dan de setpoint temperatuur, terwijl de aangevoerde lucht in de luchttoevoerkast lager is dan de setpoint temperatuur moet het door de verwarmer toegevoerde vermogen gereduceerd worden. Wanneer de toegevoerde luchttemperatuur aan de verwarmer hoger is dan het setpoint moet de verwarmer uitgeschakeld worden. Vermogensschakeling Het door de verwarmer in afgegeven vermogen moet, wanneer niet het volledige verwarmingsvermogen gevraagd wordt, aangepast kunnen worden. Dit kan door het toevoegen van een derde exponentiële functie aan de k-waarde:

k =k*

1− e

−Vl _ verw _ nom Vl _ verw _ max

1− e

( −1)

*

1− e

− Fw _ verw _ nom Fw _ verw _ max

1− e

( −1)

∗

1− e

− Tl _ max −Tl _ in _ verw Tl _ max −Tl _ in _ verw _ max

1 − e −1

Indien niet het volledige verwarmingsvermogen gevraagd wordt, zal het afgegeven vermogen met een exponentieel verloop teruggeschaald worden. Indien de temperatuur van de toegevoerde lucht hoger is dan het setpoint, wordt Tl_max gelijk gesteld aan de actuele luchttoevoertemperatuur. In dit geval zal de e-macht gelijk aan nul worden, waardoor er geen vermogen meer afgegeven wordt. Indien dit niet het geval is wordt Tlmax gelijk gesteld aan de setpoint temperatuur. De laagst mogelijke luchttoevoertemperatuur wordt op 4,4°C gesteld. Dit betreft de uitgaande luchttemperatuur van de twincoil bij -10°C buitenluchttemperatuur. Setpointschakeling In het geval dat de ruimtetemperatuur en/of de naar de verwarmer toegevoerde luchttemperatuur hoger is dan het setpoint, zal de warmteoverdracht gelijk aan nul gesteld moeten worden. Bij tussenliggende waarden moet het afgegeven vermogen teruggeschaald worden. Dit is bereikt met een if - then function: Indien Tl_verw > Tset of Tl_ruimte > Tset wordt de k-waarde nul. Indien dit niet het geval is, wordt de k-waarde gelijk aan:

k =k∗

Tset − Tl in _ verw Tset − Tl in _ verw _ max

Met behulp van de hierboven beschreven regelingen geeft de verwarmer bij alle bedrijfssituaties het gewenste vermogen af.


34


Verificatie van de verwarmer Ook bij de verwarmer wordt de verificatie uitgevoerd door het vergelijken van de in de productinformatie van het luchtbehandelingssysteem omschreven uitgaande vermogens en temperaturen met de outputs van het model (zie tabel 4.2.3.1). Parameter Tl_uit_verw Tw_uit_verw Ql_verw

Eenheid [°C] [°C] [W]

Technische omschrijving 20 50 123800

Simulatie resultaat 20 50 123500

Verschil 0 0 -300

Tabel 4.2.3.1: Verificatie van de verwarmer

Het werkelijke waterzijdige vermogen, gebaseerd op de gegeven watertemperaturen, bedraagt 125400 W. Het werkelijke luchtzijdige vermogen bedraagt 123177 W. De afwijkingen tussen de opgegeven temperaturen en het vermogen zijn kleiner dan 1%. De afwijking is zo minimaal dat het model als correct aangenomen mag worden.


35


4.3.

Modellering van de koelerbatterij In de luchtbehandelingskast van het Luxor Theater wordt de verse buitenlucht, bij buitenluchttemperaturen die hoger zijn dan de ingestelde setpoint temperatuur gekoeld. Koeling middels de twincoil zal vanuit energetisch oogpunt gezien niet plaatsvinden. luchtaanvoer

luchtafvoer

De koeler bestaat uit een watergevoede koelerbatterij welke aangesloten is op het centrale gekoeldwaternet van het Luxor Theater. Het toegevoerde vermogen wordt geregeld op basis van een hoeveelheidsregeling van de massastroom van het water (zie figuur 4.3.1).

Figuur 4.3.1: Schematische weergave koeler

4.3.1.

Systeemomschrijving koelerbatterij Een koelerbatterij kan, net zoals de retourbatterij van de twincoil, energetisch gezien worden als een apparaat waar zowel een luchtstroom als vloeistofstroom in komt als weer uit gaat. In het apparaat vindt warmte uitwisseling plaats tussen de vloeistof en de lucht. Schematisch kan dit proces als volgt weergegeven worden (zie fig 4.3.1.1):

Warmte-uitwisseling koeler Figuur 4.3.1.1: Schematische procesweergave van de koeler

In bijlage VI is het thermische proces van de koeler in het Mollier-diagram weergegeven. De luchtstromen kunnen hierbij als volgt omschreven worden: ⋅

Lucht in

:

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl _ in _ koel

Lucht uit

:

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl _ uit _ koel

⋅


36



Vloeistof in :

m w _ koel ⋅ c w ⋅ Tw _ in _ koel

Vloeistof uit :

m w _ koel ⋅ c w ⋅ Tw _ uit _ koel

⋅


Qkoel _ toe

Qkoel _ af

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl _ in _ koel

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl _ uit _ koel

•

m w _ koel ⋅ c w ⋅ Tw _ in _ koel

C1

•

m w _ koel ⋅ c w ⋅ Tw _ uit _ koel

C2

Figuur 4.3.1.2: Schematisch procesweergave in analogons

4.3.2.


Qkoel = k ⋅ (Tw gem − Tl gem ) Tw gem = Tl gem =

k = Qkoel /(Tw gem − Tl gem ) waarin:

Tw _ in _ koel + Tw _ uit _ koel 2 Tl _ in _ koel + Tl _ uit _ koel 2

Bepaling van de differentiaalvergelijkingen Op basis van de analogons en de bepaling van de k-waarde kunnen de differentiaalvergelijkingen voor de koeler bepaald worden:

C1 ⋅

Tw _ in _ koel + Tw _ uit _ koel Tl _ in _ koel + Tl _ uit _ koel dT1 = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ (Tl _ in _ koel − Tl _ uit _ koel ) + k ⋅ − dt 2 2

C2 ⋅

⋅ Tw _ in _ koel + Tw _ uit _ koel Tl _ in _ koel + Tl _ uit _ koel dT2 = m w _ koel ⋅ c w ⋅ (Tw _ in _ koel − Tw _ uit _ koel ) − k ⋅ − dt 2 2


37


Installatietechnische uitgangspunten Uitgaande van de technische omschrijving in de productomschrijving van het luchtbehandelingssysteem van het Luxor Theater (zie bijlage II) worden de volgende installatietechnische uitgangspunten gehanteerd (zie tabel 4.3.2.1): Grootheid

Waarde

Eenheid

Vl

6,58

m /s

ρl

1,2

kg/m

cl

1000

J/kg•K

m w _ koel

3,6

kg/s

ρw

1000

kg/m

cw

4180

J/kg•K

mbatterij

102

kg

Vvloeistof

46

l

Vlucht k

0,25

m

10468

-

⋅

⋅

3

3

3

3

Tabel 4.3.2.1: Installatietechnische uitgangspunten van de koeler


C1 = (102 + (46*1,0) + (0,25*1,2))*1000 = 148900 J/K C 2 = (102 + (46*1,0) + (0,25*1,2))*4180 = 622402 J/K De vermogensaanname van de koelerbatterij in de productomschrijving is niet correct. Het totale gegeven thermische vermogen waterzijdig bedraagt 122200W. Bij een afkoeling van de lucht van 28°C met een RV van 60% naar 19°C met een RV van 86% bedraagt het voelbare vermogen: ⋅

Qvoelbaar = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ (Tlin − T3 ) = 6,58 ⋅ 1,2 ⋅ 1000 ⋅ ( 28 − 19) = 71064 W Het totale vermogen luchtzijdig bedraagt: ⋅

Qtotaal = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ ∆h ∆h = (64,5 − 48,5) = 16 kJ/kg Qtotaal = 6,58 ⋅ 1,2 ⋅ 1000 ⋅ 16 = 126336 W Hieruit volgt het latente vermogen:

Qlatent = Qtotaal − Qvoelbaar

Qlatent = 126336 − 71064 = 55272 W Volgens de productomschrijving van de LBK bedraagt het afgegeven vermogen 122200 W. Uit voorgaande analyse is gebleken dat het werkelijke overgedragen (voelbare) vermogen 71064 W bedraagt. Om de warmteoverdracht te corrigeren moet de k-waarde in de differentiaalvergelijking van de luchtstroom vermenigvuldigd worden met:


=

71064 = 0,582 122200


38


4.3.3.

Modellering van de koeler Ook voor de modellering van dit model is gebruik gemaakt van S-functions. In bijlage VI is de S-function van de koeler weergegeven. Voor het model van de koeler zijn de volgende inputs gedefinieerd: Vl_koel_nom Nominale volumestroom van de lucht Fw_koel_nom Nominale massastroom van de vloeistof Tl_in_koel Luchttemperatuur van de ingaande lucht Tw_in_koel Ingaande watertemperatuur van de koeler

[m3/s] [kg/s] [°C] [°C]

De volgende outputs zijn gevraagd: Tl_uit_koel De uittrede luchttemperatuur van de koeler Tw_uit_koel De uittrede watertemperatuur van de koeler Ql_koel Het vermogen van de uittredende lucht

[°C] [°C] [W]

De koeler is als separaat model gemodelleerd. De in- en ouputs zijn in dit model als constante waarde uitgevoerd. Na de integratie van het koelermodel in het volledige luchtbehandelingssysteem kunnen de luchttemperaturen, volumestromen en massastromen variabel uitgevoerd worden. Om een variabele volumestroom en massastroom mogelijk te maken is bij de modellering, zoals bij het twincoilsysteem en de verwarmer, een exponentiële vergelijking aan de k-waarde toegevoegd. Bij variatie van het volumedebiet of massastroom zal het rendement van de verwarmer een enigszins exponentieel verloop kennen. In deze simulatie is dit fenomeen als volgt verwerkt in de k-waarde:

k =k*

1− e

−Vl _ koel _ nom Vl _ koel _ max

1− e

(−1)

*

1− e

− Fw _ koel _ nom Fw _ koel _ max

1 − e (−1)

Wanneer Vl_koel_nom = Vl_koel_max en/of Fw_koel_nom = Fw_koel_max zal de k-waarde maximaal worden. Het in Simulink samengestelde verwarmer model is weergegeven in figuur 4.3.3.1.

Figuur 4.3.3.1: Simulinkmodel van de koeler


39


4.3.4.

Regeling en verificatie van de koeler De beschreven koeler is grotendeels zelfregelend. Op het moment dat er koudevraag is zal vermogen aan de koeler toegevoerd worden. Er zijn echter twee situaties die door een regeling bijgestuurd moeten worden: Indien de toegevoerde buitenluchttemperatuur hoger is dan 28°C moet het volledige vermogen vrijgegeven worden. De toevoerluchttemperatuur zal evenredig aan de buitenluchttemperatuur stijgen. Indien de buitenluchttemperatuur hoger is dan 20°C en lager dan 28°C moet het afgegeven koelvermogen afnemen. De minimale inblaastemperatuur is 19°C. Indien de toegevoerde luchttemperatuur lager is dan het setpoint en de ruimtetemperatuur niet hoger dan het setpoint, moet de koeler uitgeschakeld worden. Vermogensschakeling Het door de koeler afgegeven vermogen moet, wanneer niet het volledige koelvermogen gevraagd wordt, aangepast kunnen worden. Dit kan door het toevoegen van een exponentiële functie aan de differentiaalvergelijking van C1:

C1 ⋅

dT1 = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ (Tl _ in _ koel − Tl _ uit _ koel ) + dt

k ⋅ 0.582 ⋅

Tw _ in _ koel + Tw _ uit _ koel 2

−

Tl _ in _ koel + Tl _ uit _ koel 2

⋅

1− e

−Tl _ max −Tl _ in _ koel Tl _ max −Tl _ in _ koel _ max

1 − e −1

Indien niet het volledige koelvermogen gevraagd wordt, zal het afgegeven vermogen met een exponentieel verloop teruggeschaald worden. Indien de temperatuur van de toegevoerde lucht hoger is dan het setpoint, wordt Tl_max gelijk gesteld aan de actuele luchttoevoertemperatuur. In dit geval zal de e-macht gelijk aan nul worden, waardoor er geen vermogen meer afgegeven wordt. Indien dit niet het geval is wordt Tlmax gelijk gesteld aan de setpoint temperatuur. De laagst mogelijke luchttoevoertemperatuur wordt op 19°C gesteld. Setpointschakeling In het geval dat de ruimtetemperatuur en/of de naar de koeler toegevoerde luchttemperatuur lager is dan het setpoint, zal de vermogensoverdracht gelijk aan nul gesteld moeten worden. Bij tussenliggende waarden moet het afgegeven vermogen volgens de vermogensschakeling teruggeschaald worden. Dit is bereikt met een if - then function: Indien Tl_koel < Tset of Tl_ruimte < Tset wordt de k-waarde nul. Indien dit niet het geval is, wordt de k-waarde gelijk aan k. Met behulp van de hierboven beschreven regelingen geeft de koeler bij alle bedrijfssituaties het gewenste vermogen af.


40


Verificatie van de koeler Ook bij de koeler wordt de verificatie uitgevoerd door het vergelijken van de in de productinformatie van het luchtbehandelingssysteem omschreven uitgaande vermogens en temperaturen met de outputs van het model (zie tabel 4.3.4.1). Parameter

Eenheid

Tl_uit_koel Tw_uit_koel Ql_koel

[°C] [°C] [W]

Technische omschrijving 19 16 122200

Simulatie resultaat 19,1 16,03 70290

Verschil 0,1 0,03 51910

Tabel 4.3.4.1: Verificatie van de koeler

Aan de waterzijdige kant van de koeler is een verschil waarneembaar van -0,1°C. Het gesimuleerde vermogen komt goed overeen met het geanalyseerde vermogen (71064 W) bij een uittrede luchttemperatuur van 19°C. De afwijking is gelijk aan 1%. Aangezien de geanalyseerde temperaturen en vermogens minimaal afwijken van de outputs van het Simulink model kan geconcludeerd worden dat het model correct is.


41


4.4.

Modellering van de naverwarmingsbatterij De luchtbehandelingskast van het Luxor Theater is gedimensioneerd op het verwarmen en koelen van buitenlucht tot 20°C. Het transmissieverlies door de gevel wordt niet gedekt door isotherme luchtinblaas vanaf de luchtbehandelingskast. Om een overtemperatuur te creëren zal de behandelde lucht lokaal naverwarmd moeten. Hiervoor worden naverwarmers voor kanaalinbouw gebruikt. luchtaanvoer

luchtafvoer

Deze verwarmer bestaat uit een watergevoede verwarmingsbatterij welke aangesloten is op het centrale verwarmingssysteem van het Luxor Theater (zie figuur 4.2.1).

Figuur 4.4.1: Schematische weergave naverwarmer

4.4.1.

Systeemomschrijving naverwarmer De werking van de naverwarmer is identiek aan de werking van de centrale verwarmer in de luchtbehandelingskast. Een een naverwarmingsbatterij kan gezien worden als een apparaat waar zowel een luchtstroom als vloeistofstroom in komt als weer uit gaat. In het apparaat vindt een warmte uitwisseling plaats tussen de vloeistof en de lucht. Schematisch kan dit proces als volgt weergegeven worden (zie fig 4.2.1.1.):

Warmte-uitwisseling naverwarmer Figuur 4.4.1.1: Schematische procesweergave van de naverwarmer

De luchtstromen kunnen hierbij als volgt omschreven worden: ⋅

Lucht in

:

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl _ in _ nv

Lucht uit

:

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl _ uit _ nv

⋅


42



Vloeistof in :

m w _ nv ⋅ c w ⋅ Tw _ in _ nv

Vloeistof uit :

m w _ nv ⋅ c w ⋅ Tw _ uit _ nv

⋅

Bovenstaand schema uitgedrukt in analogons levert (zie fig. 4.4.1.2)

Qnv _ toe Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl _ in _ nv

Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ Tl _ uit _ nv

•

m w _ verw ⋅ c w ⋅ Tw _ in _ nv

C1

Qnv _ af

•

m w _ verw ⋅ c w ⋅ Tw _ uit _ nv

C2


4.4.2.


Qnv = k ⋅ (Tw gem − Tl gem ) Tw gem =

Tl gem =

k = Qnv /(Tw gem − Tl gem ) waarin:

Tw _ in _ nv + Tw _ uit _ nv 2 Tl _ in _ nv + Tl _ uit _ nv

2

Bepaling van de differentiaalvergelijkingen Op basis van de analogons en de bepaling van de k-waarde kunnen de differentiaalvergelijkingen voor de naverwarmer bepaald worden:

C1 ⋅

Tw _ in _ nv + Tw _ uit _ nv Tl _ in _ nv + Tl _ uit _ nv dT1 = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ (Tl _ in _ nv − Tl _ uit _ nv ) + k ⋅ − dt 2 2

C2 ⋅

⋅ Tw _ in _ nv + Tw _ uit _ nv Tl _ in _ nv + Tl _ uit _ nv dT2 = m w _ nv ⋅ c w ⋅ (Tw _ in _ nv − Tw _ uit _ nv ) − k ⋅ − dt 2 2


43


Installatietechnische uitgangspunten De naverwarmer maakt geen deel uit van de centrale luchtbehandelingskast. De in tabel 4.4.2.1 omschreven installatietechnische uitgangspunten zijn gebaseerd op het installatietechnisch bestek van Deerns [5]. Grootheid

Waarde

Eenheid

Vl

6,58

m3/s

ρl

1,2

kg/m3

cl

1000

J/kg•K

Tl _ in _ nv

20

°C

Tl _ uit _ nv

25

°C

m w _ nv

1,24

Kg/s

ρw

1000

kg/m3

cw

4180

J/kg•K

Tw _ in _ nv

70

°C

Tw _ uit _ nv

59,8

°C

mbatterij

15

kg

Vvloeistof

5

l

Vlucht k

0,005

m3

1616,6

-

⋅

⋅

Tabel 4.4.2.1: Installatietechnische uitgangspunten van de naverwarmer


C1 = (15 + (5*1,0) + (0,005*1,2))*1000 = 20006 J/K C 2 = (15 + (5*1,0) + (0,005*1,2))*4180 = 83625 J/K Volgens de bestekbijlage van Deerns bedraagt het afgegeven vermogen 52700W. Het werkelijke overgedragen waterzijdige vermogen van naverwarmer bedraagt: ⋅

Qwaterzijdig = m w _ nv ⋅ c w ⋅ (Tw _ in _ nv − Tw _ uit _ nv ) = 1,236 ⋅ 4180 ⋅ (60,2 − 50) = 52700 W Gebaseerd op de luchttemperaturen uit de opgave van de fabrikant bedraagt het werkelijke overgedragen luchtzijdige vermogen van verwarmer: ⋅

Qluchtzijdig = Vl ⋅ ρ l ⋅ cl ⋅ (Tl _ in _ verw − Tl _ uit _ verw ) = 6,58 ⋅ 1,2 ⋅ 1000 ⋅ (25 − 20) = 39480 W Om de warmteoverdracht te corrigeren moet de k-waarde, gebaseerd op het werkelijke waterzijdige vermogen, aan de luchtzijdige kant vermenigvuldigd worden met:

Qluchtzijdig

Q waterzijdig

=

39480 = 0,749 52700


44


4.4.3.

Modellering van de naverwarmer Ook voor de modellering van dit model is gebruik gemaakt van S-functions. In bijlage VII is de S-function van de naverwarmer weergegeven. Voor het model van de verwarmer zijn de volgende inputs gedefinieerd: Vl_nv_nom Nominale volumestroom van de lucht Fw_nv_nom Nominale massastroom van de vloeistof Tl_in_nv Luchttemperatuur van de ingaande lucht Tw_in_nv Ingaande watertemperatuur van de naverwarmer

[m3/s] [kg/s] [°C] [°C]

De volgende outputs zijn gevraagd: Tl_uit_nv De uittrede luchttemperatuur van de naverwarmer Tw_uit_nv De uittrede watertemperatuur van de naverwarmer Ql_nv Het vermogen van de uittredende lucht

[°C] [°C] [W]

Een naverwarmer wordt gebruikt voor het lokaal naverwarmen van centraal voorbehandelde lucht. De naverwarmer wordt dan ook in de luchttoevoerkanalen van ruimten geplaatst. Voor de modellering van het luchtbehandelingssysteem van het Luxor Theater vormt de naverwarmer een apart onderdeel welke aangestuurd wordt door het volumedebiet van de lucht en bijbehorende luchttemperatuur. Om een variabele volumestroom en massastroom mogelijk te maken is bij de modellering van de naverwarmer een exponentiële vergelijking aan de k-waarde toegevoegd. Bij variatie van het volumedebiet of massastroom zal het rendement van de naverwarmer een enigszins exponentieel verloop kennen. In deze simulatie is dit effect als volgt verwerkt in de k-waarde:

k =k*

−Vl _ nv _ nom Vl _ nv _ max

1− e 1 − e (−1)

− Fw _ nv _ nom Fw _ nv _ max

*

1− e 1 − e (−1)

Wanneer Vl_nv_nom = Vl_nv_max en/of Fw_nv_nom = Fw_nv_max zal de k-waarde maximaal worden. Het in Simulink samengestelde verwarmer model is weergegeven in figuur 4.4.3.1.

Figuur 4.4.3.1: Simulinkmodel van de naverwarmer TECHNISCHE UNIVERSITEIT EINDHOVEN INSTALLATIETECHNOLOGIE


4.4.4.

45

Regeling en verificatie van de naverwarmer De beschreven naverwarmer is zelfregelend. Op het moment dat warmtevraag is zal er vermogen aan de lucht toegevoerd worden. Er zijn echter twee situaties die door een regeling bijgestuurd moeten worden: Indien de luchttemperatuur in de ruimte lager is dan de setpoint temperatuur, moet de gevraagde hoeveelheid vermogen afgegeven worden. Wanneer de ruimteluchttemperatuur hoger is dan het setpoint moet de naverwarmer uitgeschakeld worden. Vermogensschakeling De naverwarmer is gedimensioneerd op een temperatuurverschil tussen de intredende en uittredende lucht van 5K. Indien het verschil tussen de ruimtetemperatuur en de temperatuur van de toegevoerde lucht kleiner is dan 5K moet het afgegeven vermogen van de naverwarmer exponentieel teruggeschaald worden. Dit wordt bereikt door de vergelijking van de k-waarde te vermenigvuldigen met de volgende vergelijking:

k =k∗

Tl _ in _ nv _ min − Tair Tl _ in _ nv _ min − Tl _ min

Indien de ruimteluchttemperatuur (= T_air) lager is dan T_set -/- 5K moet het door de naverwarmer afgegeven vermogen maximaal zijn. Dit wordt bereikt met behulp van een if – then function: Indien T_air < T_set wordt Tl_min gelijk aan T_air. Wanneer niet aan deze voorwaarde voldaan wordt blijft Tl_min gelijk aan T_set -/- 5. Naast het beperkte vermogen van de naverwarmer heeft het Luxor Theater te maken met een hoog transmissieverlies. In het voorgaande HAMBase onderzoek is een inschatting van het warmteverlies door gevels, vloeren en daken gemaakt. Uit afstemming met de ontwerpgegevens van Deerns is gebleken dat het werkelijke transmissieverlies lager is dan in het HAMBase model berekende transmissieverlies. Vanwege het beperkte vermogen van de naverwarmer en het hoge transmissieverlies door de gevel in dit model, kan de grote zaal niet alleen middels luchtverwarming op de gewenste temperatuur gebracht worden. Om de extra warmtebehoefte in het model te verwerken is een model voor radiatorenverwarming aan het luchtbehandelingssysteem toegevoegd. De regeling van de radiatoren wordt in de volgende paragraaf beschreven. Setpointschakeling In het geval dat de ruimtetemperatuur en/of de naar de naverwarmer toegevoerde luchttemperatuur hoger is dan het setpoint, zal de warmteoverdracht gelijk aan nul gesteld moeten worden. Dit is bereikt met een if - then function: Indien Tl_ruimte > Tset wordt de k-waarde nul. Indien dit niet het geval is, blijft de k-waarde gelijk aan de eerdere omschijving. Met behulp van de hierboven beschreven regelingen geeft de verwarmer bij alle bedrijfssituaties het gewenste vermogen af.


46


Verificatie van de naverwarmer Het in het simulatiemodel afgegeven vermogen van de naverwarmer kan niet geverifieerd worden met de productomschrijving van de luchtbehandelingskast. Vanwege deze reden wordt de verificatie van het naverwarmermodel uitgevoerd door het vergelijken van de ontwerptemperaturen en –vermogens met de outputs van het simulateimodel (zie tabel 4.4.4.1). Parameter

Eenheid

Tl_uit_nv Tw_uit_nv Ql_nv

[°C] [°C] [W]

Ontwerp temperaturen en vermogens 25 59,8 39480

Simulatie resultaat

Verschil

24,99 59,8 39400

0,01 0 -80

Tabel 4.4.4.1: Verificatie van de naverwarmer

De afwijkingen tussen de opgegeven temperaturen en het vermogen zijn kleiner dan 1%. De afwijking is zo minimaal dat het model als correct aangenomen mag worden.



4.5.

47

Model voor extra verwarmingsvermogen Uit de bepaling van de installatietechnische grootheden van het naverwarmermodel is gebleken dat de maximale warmteafgifte van de naverwarmer beperkt is tot 39,7 kW. Het werkelijke transmissieverlies van de grote zaal bedraagt circa 60 kW. Daarnaast is in het HAMBase model met een minder hoge warmteweerstand en een hogere infiltratievoud gerekend dan aangehouden is bij de capaciteitsbepaling van de naverwarmer in het bestek. Om meer verwarmingsvermogen toe te kunnen voeren zonder de luchtinblaastemperatuur te verhogen worden “radiatoren” aan het model toegevoegd. Met deze component kan het verwarmingsvermogen naar believen verhoogd worden zonder dat deze invloed heeft op de luchtinblaastemperatuur en -luchtvochtigheid. Het in Simulink samengestelde radiator model is weergegeven in figuur 4.5.1.

Figuur 4.5.1: Simulinkmodel van de extra “radiator” verwarming

Wanneer de ruimteluchttemperatuur hoger is dan het setpoint wordt alleen het vermogen van de luchtbehandlingskast en naverwarmer doorgegeven aan het HAMBase gebouwmodel. Indien de ruimteluchttemperatuur lager is dan het setpoint wordt een gedeelte van het extra verwarmervermogen aan het HAMBase gebouwmodel toegevoerd. Bij dit model is aangenomen dat het maximale verschil tussen het setpoint en de luchttemperatuur 5K bedraagt. Hoe kleiner het verschil tussen de ruimteluchttemperatuur en het setpoint, des te kleiner is het afgegeven vermogen. Indien het temperatuurverschil tussen de ruimtetemperatuur en het setpoint groter is dan 5K wordt het afgegeven vermogen maximaal.



4.6.

48

Modellering vochtgenerator Het eerder beschreven luchtbehandelingsmodel werkt alleen thermisch. Met eventuele bevochtiging en ontvochtiging is geen rekening gehouden. Het HAMBase gebouwmodel biedt de mogelijkheid om een vochtstroom als input op te nemen. Binnen dit project wordt be- of ontvochtiging beïnvloed door: Be- of ontvochtiging door de vochtinhoud van de door de luchtbehandelingskast aangezogen buitenlucht; Bevochtiging door de aanwezige personen in het theater en hygroscopische werking van de in het interieur gebruikte materialen; Ontvochtiging door koeling. De grootte van de bevochtiging door de aanwezige personen in het theater en de hygroscopische werking van materialen is omschreven in het HAMBase gebouwmodel. Het gemodelleerde Simulink model heeft geen invloed op de vochtafdracht door personen en wordt vanwege deze reden hier niet verder beschreven.

4.6.1.

Be- of ontvochtiging door de vochtinhoud van de buitenlucht De vochtinhoud van de aan de luchtbehandelingskast toegevoerde buitenlucht heeft invloed op de luchtvochtigheid van de ruimtelucht in het theater. In koude perioden tijdens de winter is de absolute vochtinhoud van buitenlucht laag. Aangezien de luchtbehandelingskast niet voorzien is van een bevochtigingssectie heeft dit een ontvochtigend effect op de binnenlucht in het theater. Daarentegen is in Nederland de absolute vochtinhoud van buitenlucht tijdens warme dagen in de zomer hoog. Dit heeft een (nadelig) bevochtigend effect op de relatieve luchtvochtigheid in de zaal tijdens de zomermaanden. Aangezien de variatie in absolute luchtvochtigheid in buitenlucht effect heeft op de ruimtecondities in het theater is dit aspect in het luchtbehandlingsmodel verwerkt. De input voor vochtstromen in het HAMBase model is gegeven in kg/s. Om de invloed van de buitenlucht in het model te verwerken moet de output van het HAMBase gebouwmodel, relatieve luchtvochtigheid (Rh in %), omgerekend worden naar absolute luchtvochtigheid (X in kg/s). Hiertoe moet eerst de verzadigingsdampdruk van de buitenlucht bepaald worden [6]:

Psat = 611 ⋅ e Psat = 611 ⋅ e

17 , 08⋅T _ ait 234,18 +T _ air 22 , 44⋅T _ air 272, 44 +T _ air

[Pa]

voor buitenluchttemperaturen onder 0°C

[Pa]

voor buitenluchttemperaturen boven 0°C

[Pa]

met Rhe = relatieve luchtvochtigheid van de

De dampspanning bedraagt [6]:

Pe = Psat ⋅

Rhe 100

buitenlucht. De absolute luchtvochtigheid van de buitenlucht is [6]:

Xe =

(611 ⋅ Pe ) [kg/s] Pair − Pe

met Pair = luchtdruk buiten = 101325 Pa

Aangezien de buitenluchttemperatuur en de relatieve luchtvochtigheid een output van het HAMBase gebouwmodel vormt, kan de absolute luchtvochtigheid volgens bovengenoemde methode bepaald worden. Het Simulink model is opgebouwd volgens de beschreven berekeningsmethode. Toegevoegd is een switch die schakelt wanneer de buitenlucht lager is dan 0°C. Hiermee wordt de juiste berekeningsmethodiek van de verzadigingsdampdruk geselecteerd. TECHNISCHE UNIVERSITEIT EINDHOVEN INSTALLATIETECHNOLOGIE

49


Het Simulink model voor bepaling van de absolute luchtvochtigheid van buitenlucht is weergegeven in figuur 4.6.1.1.:

Figuur 4.6.1.1: Simulinkmodel voor de bepaling van absolute luchtvochtigheid uit buitenlucht

Verificatie van de berekeningstool voor bepaling van het absolute vocht in buitenlucht Bij een gegeven buitenluchttemperatuur en relatieve luchtvochtigheid kan de verzadigingsdampdruk, dampspanning en absolute luchtvochtigheid bepaald worden. In tabel 4.6.1.1 worden de simulatie resultaten vergeleken met de handmatig bepaalde drukken en absolute luchtvochtigheid bij 28°C 60% RV volgens tabel 3.2 - dictaat Bouwfysisch ontwerpen 2 [2]. Parameter Psat Pe Te Xe

Eenheid [Pa] [Pa] [°C] [g/kg]

Handmatige bepaling 3781 2268,6 28 14,4

Simulatie resultaat 3786 2272 28 14,01

Verschil 5 3,4 -0,39

Tabel 4.6.1.1: Verificatie van het berekeningsmodel voor bepaling van absolute luchtvochtigheid van buitenlucht

De afwijkingen tussen de opgegeven handmatig bepaalde en gesimuleerde verzadigingsdampdruk en dampspanning zijn kleiner dan 1%. De afwijking van de absolute luchtvochtigheid is groter: 2,7%. Dit verschil zal waarschijnlijk voortkomen uit afrondingsverschillen tussen de in de genoemde tabel omschreven drukken en absolute luchtvochtigheden en de formulematig bepaalde waarden. Dit model wordt als input gebruikt voor de totale vochtbalans (Zie paragraaf 4.6.4). 4.6.2.

Bevochtiging door de aanwezige personen in het theater Personen geven naast warmte ook vocht aan de ruimte waarin ze zich bevinden af. In het HAMBase gebouwmodel is aangegeven op welk moment van de dag of week zich er een bepaald aantal mensen in de grote zaal van het Luxor Theater bevinden. Per periode is de warmte- en vochtafgifte opgegeven. Voor dit onderzoek zijn de volgende waarden aangenomen [7/8]: Voelbare warmteafgifte per persoon: 85W; Vochtafgifte per persoon: 140 g/h ≈ 55W latente warmteafgifte. De warmte en vochtafgifte door personen beïnvloed de ruimtetemperatuur en relatieve luchtvochtigheid in de ruimte. Het HAMBase gebouwmodel in Simulink geeft zowel de actuele ruimtetemperatuur als de relatieve luchtvochtigheid als output. De relatieve luchtvochtigheid kan aan de hand van de in paragraaf 4.6.1. beschreven methode omgerekend worden naar absolute luchtvochtigheid.


50


Ook het Simulinkmodel is vergelijkbaar met het model voor bepaling van absolute luchtvochtigheid van buitenlucht (zie figuur 4.6.2.1).

Figuur 4.6.2.1: Simulinkmodel voor de bepaling van absolute luchtvochtigheid uit ruimtelucht

Verificatie van de berekeningstool voor bepaling van het absoluut vocht in ruimtelucht Bij een gegeven buitenluchttemperatuur en relatieve luchtvochtigheid kan de verzadigingsdampdruk, dampspanning en absolute luchtvochtigheid bepaald worden. In tabel 4.6.2.1 worden de simulatie resultataten vergeleken met de handmatig bepaalde drukken en absolute luchtvochtigheid bij 19°C 50% RV volgens tabel 3.2 - dictaat Bouwfysisch ontwerpen 2 [2]. Parameter

Eenheid

Psat Pe Te Xe

[Pa] [Pa] [°C] [g/kg]

Handmatige bepaling 2197 1098,5 19 6,9

Simulatie resultaat 2201 1101 19 6,71

Verschil 4 1,5 -0,19

Tabel 4.6.2.1: Verificatie van het berekeningsmodel voor bepaling van absolute luchtvochtigheid van ruimtelucht

De afwijkingen tussen de opgegeven handmatig bepaalde en gesimuleerde verzadigingsdampdruk en dampspanning zijn kleiner dan 1%. De afwijking van de absolute luchtvochtigheid is groter: 2,7%. Dit verschil is gelijk aan het verschil tussen de handmatig bepaalde absolute luchtvochtigheid van buitenlucht. Zoals reeds eerder aangegeven komt deze afwijking waarschijnlijk voort uit afrondingsverschillen tussen de in de genoemde tabel omschreven drukken en absolute luchtvochtigheden en de formulematig bepaalde waarden. Dit model wordt als input gebruikt voor de totale vochtbalans (Zie paragraaf 4.6.4). 4.6.3.

Ontvochtiging door koeling De koelbatterij van de luchtbehandelingskast is gedimensioneerd op de volgende luchtcondities in de zomer: Luchtintrede conditie: 28°C / 60% Luchtuittrede conditie: 19°C / 86% De bijbehorende absolute luchtvochtigheid bedraagt: Luchtintrede conditie: 14,2 g/kg Luchtuittrede conditie: 11,8 g/kg De maximale ontvochtiging van de koeler bedraagt: dX = X in − X uit = 14,2 − 11,8 = 2,4 g/kg Conform paragraaf 4.3.4 bedraagt het maximale gesimuleerde koelvermogen (voelbaar en latent) 70,3 kW. De ontvochtiging van de koeler wordt bepaald door:

dX koel =

Ql _ koel Ql _ koel _ max

⋅ dX koel _ max


51


Het Simulink model voor bepaling van de ontvochtiging door de koeler is weergegeven in figuur 4.6.3.1.

Figuur 4.6.3.1: Simulinkmodel voor de ontvochtiging van toevoerlucht door koeling

4.6.4.

Totale been ontvochtiging Op basis van de in paragraaf 4.6.1 tot en met 4.6.3 beschreven modellen kan de totale vochtbalans bepaald worden: ⋅

X in = ((Vl * 1.2) * (X e - X air - X koel ))/1000

[kg/s]

Deze functie is in het Simulink model (figuur 4.6.3.1) verwerkt.



5.

52

Vergelijking simulatieresultaten HAMBase – HAMBase Simulink Tijdens het schakelproject “Valt het doek voor het Luxor Theater” is onderzoek gedaan naar luchttemperaturen en luchtvochtigheden in de grote zaal van het Luxor Theater. De simulaties zijn uitgevoerd met HAMBase [B]. Binnen dit onderzoek is een model gemaakt van het toekomstige luchtbehandelingssysteem van het Luxor Theater in Simulink. Aan dit model is een aangepaste, vernieuwde versie van het HAMBase gebouwmodel gekoppeld (zie figuur 5.1). Dit model wordt HAMBase Simulink genoemd. De inputparameters van het HAMBase gebouwmodel zijn gelijk aan de inputparameters uit het eerste onderzoek. In dit hoofdstuk worden de simulatieresultaten van het eerdere HAMBase-onderzoek vergeleken met de simulatieresultaten van het gekoppelde gebouwmodel van dit onderzoek.

HAMBase gebouwmodel

Figuur 5.1: Simulink luchtbehandelingsmodel gekoppeld aan het HAMBase gebouwmodel

5.1.

Uitgangspunten Voor de vergelijking van de simulatieresultaten HAMBase – HAMBase Simulink wordt gebruik gemaakt van een klimaatjaar met gemiddelde condities: 1 mei 1974 tot 30 april 1975. De simulatieperioden zijn: Winterperiode - 100 dagen tellend vanaf 1 januari 1975; Zomerperiode - 100 dagen tellend vanaf 1 juli 1974. Zondag t/m vrijdag zijn de rustdagen. Op de zaterdagen is de zaal in gebruik als poppodium. De gebruiksperiode op zaterdag is gedefinieerd van 20:00uur tot 0:00uur. In werkelijkheid zal het poppodium van 22:00uur tot 2:00uur in gebruik zijn. Het simulatieprogramma rekent in cycli van 24 uur. Op het moment dat de werkelijke gebruiksperioden in de simulatie gebruikt worden ontstaan dubbele temperatuur- en luchtvochtigheidspieken. Om mogelijke verwarring uit te sluiten is de intensieve gebruiksperiode gedefinieerd van 20:00uur tot 0:00uur. Deze uitgangspunten zijn verwerkt in de volgende m-files: HAMBase simulatie: HAMBaseLuxor_Input_Toekomstig_MP.m HAMBase Simulink simulatie: HAMBaseLuxor_Input_Toekomstig_MPS.m TECHNISCHE UNIVERSITEIT EINDHOVEN INSTALLATIETECHNOLOGIE


5.2.

53

Simulatie van de winterperiode In figuur 5.2.1 en 5.2.2 zijn respectievelijk de ruimtetemperatuur en luchtvochtigheid afgebeeld bij een simulatie van de eerste 100 dagen van het klimaatjaar 1975. Ruimteluchttemperatuur: Uit figuur 5.2.1 blijkt dat de ruimtetemperatuur tijdens de rustperioden constant op 18 ºC blijft voor de HAMBase simulatie en op circa 19,5 ºC voor de HAMBase Simulink simulatie. Dit verschil komt voort uit de setpoint instelling voor beide simulatiemodellen. Bij de HAMBase simulatie is als ondergrens 18 ºC ingesteld wanneer het theater buiten gebruik is. Het luchtbehandelingssysteem van de HAMBase Simulink simulatie werkt 24 uur per dag en is ingesteld op een setpointtemperatuur van 20 ºC.

Figuur 5.2.1: Ruimteluchttemperaturen gedurende de winterperiode

Wanneer de luchttemperaturen van beide simulaties vergeleken worden is een groot temperatuurverschil tussen beide simulaties tijdens het gebruik van het theater zichtbaar. De temperatuurstijging bij de HAMBase Simulink simulatie is veel hoger, circa 8 K, dan bij de HAMBase simulatie. Dit verschil komt voort uit de regelstrategie van het HAMBase Simulink luchtbehandelingssysteem. Koeling vindt plaats wanneer de temperatuur van de toegevoerde (buiten)lucht hoger is dan 20 ºC en tevens daarbij de ruimteluchttemperatuur hoger is dan 20 ºC. In dat geval wordt de toevoerlucht gekoeld tot maximaal 19 ºC. Daarentegen is in de HAMBase simulatie geen minimum inblaastemperatuur gedefinieerd en wordt het volledige opgegeven koelvermogen afgegeven aan de ventilatielucht. Dit heeft tot gevolg dat de minimum HAMBase luchtinblaastemperatuur veel lager is dan de minimum HAMBase Simulink luchtinblaastemperatuur. Bij het in HAMBase opgegeven koelvermogen bedraagt het maximale temperatuurverschil tussen de inkomende buitenlucht en de toevoerventilatielucht 13,3 K. Hierdoor zijn luchtinblaastemperaturen mogelijk van 0 ºC en lager. Daarbij vindt in het HAMBase model koeling plaats wanneer de ruimtetemperatuur hoger is dan de setpoint temperatuur, ongeacht de buitentemperatuur. Daarnaast gebruikt het HAMBase – Simulink model alleen het voelbare deel van het koelvermogen. Dit is circa 70% van het totale koelvermogen. Het HAMBase model rekent



54

daarentegen met het volledige, voelbare en latente, koelvermogen. De totale koelcapaciteit is daarom in het HAMBase model circa 30% groter dan in het HAMBase-Simulink model. Geconcludeerd kan worden dat het grote verschil in temperatuurstijging tijdens de gebruiksperiode van het theater tussen beide modellen verklaard kan worden door de verschillende uitgangspunten in beide modellen voor de regelstrategie en opgave van het beschikbare koelvermogen. De simulatieresultaten van de HAMBase Simulink simulatie zullen de werkelijkheid het dichtst benaderen. Luchtvochtigheid: Uit figuur 5.2.2 blijkt dat de relatieve luchtvochtigheid (RV) uit de HAMBase simulatie de RV uit de HAMBase – Simulink simulatie buiten de gebruikstijden van het theater volgt. Over de hele simulatieperiode ligt de RV van uit de HAMBase – Simulink simulatie circa 3% lager dan de RV uit het HAMBase model. Deze lagere RV kan verklaard worden door het constante ventilatiedebiet in de HAMBase – Simulink model. Het luchtbehandelingssysteem uit de HAMBase – Simulink simulatie is 24 uur per dag in bedrijf. In het model wordt constant de absolute luchtvochigheid van de ruimtelucht en buitenlucht berekend. Vervolgens wordt in een vochtbalans de been ontvochtigingscapaciteit van de toegevoerde ventilatielucht bepaald (zie paragraaf 4.6.1). In de winter zorgt koude buitenlucht voor ontvochtiging van de ruimtelucht.

Figuur 5.2.2: Relatieve luchtvochtigheden gedurende de winterperiode

Tijdens de gebruiksperiode van het theater is dit effect nog duidelijker zichtbaar. De grote RV toename in het HAMBase model wordt voornamelijk bepaald door de afgifte van vocht door personen die in het theater aanwezig zijn. De RV in het theater wordt in mindere mate beïnvloed door been ontvochtiging door de absolute luchtvochtigheid van de toegevoerde ventilatielucht zoals dit bij het HAMBase – Simulink model het geval is. Wel dient opgemerkt te worden dat de gemiddelde RV in het HAMBase – Simulink model, buiten de gebruikstijden van het theater, lager is dan 40%. Een lage RV in de ruimte kan leiden tot droging van houten interieurdelen. Om schade door uitdroging van het monumentale interieur te voorkomen is het aan te bevelen om een bevochtigingsunit in de luchttoevoer op te nemen. TECHNISCHE UNIVERSITEIT EINDHOVEN INSTALLATIETECHNOLOGIE


5.3.

55

Simulatie van de zomerperiode In figuur 5.3.1 en 5.3.2 zijn respectievelijk de ruimtetemperatuur en luchtvochtigheid afgebeeld bij een simulatie van de eerste 100 dagen, tellend vanaf 1 juli, van het klimaatjaar 1974. Ruimteluchttemperatuur: De simulatieresultaten van de zomerperiode komen overeen met de simultieresultaten van de winterperiode zoals omschreven in paragraaf 5.2. Het verschil in luchttemperatuur buiten de gebruikstijden van het theater komt voort uit de setpoint instelling voor beide simulatiemodellen. Bij de HAMBase simulatie is als ondergrens 18 ºC ingesteld wanneer het theater buiten gebruik is. Het luchtbehandelingssysteem van de HAMBase Simulink simulatie werkt 24 uur per dag en is ingesteld op een setpointtemperatuur van 20 ºC.

Figuur 5.3.1: Ruimteluchttemperaturen gedurende de zomerperiode

Conform paragraaf 5.2 kan het grote verschil in temperatuurstijging tijdens de gebruiksperiode van het theater tussen beide modellen verklaard kan worden door de verschillende uitgangspunten in beide modellen voor de regelstrategie en het overdrachtsrendement van water op lucht. De simulatieresultaten van de HAMBase Simulink simulatie zullen de werkelijkheid het dichtst benaderen.



56

Luchtvochtigheid: De gemiddelde RV uit de HAMBase – Simulink simulatie ligt tijdens de zomer hoger dan in de winter. Dit is een logisch gevolg van de hogere absolute luchtvochtigheid van de door de luchtbehandelingskast aangezogen buitenlucht. Het RV verloop van de HAMBase simulatie vertoont daarentegen een afwijkend gedrag. Er zijn enorme RV-peiken tijdens gebruik waarbij er zelfs condensatie optreedt (RV > 100%). De warmteafgifte door personen bestaat voor circa 60% uit voelbare warmte en circa 40% uit latente warmte. Wanneer het afgegeven vermogen door personen tijdens het gebruik van het theater in het Mollier-diagram uitgezet wordt blijkt dat een RV van 100% en hoger onmogelijk is, zeker gezien de minimale temperatuurstijging tijdens gebruik in de zomersituatie. Buiten de gebruikstijden van het Theater geldt voor een groot gedeelte van de tijd een constante RV. Beide eigenschappen van het HAMBase zijn moeilijk te verklaren, maar stemmen echter wel overeen met de HAMBase simulatieresultaten uit het eerdere onderzoek.

Figuur 5.3.2: Relatieve luchtvochtigheden gedurende de zomerperiode

In het HAMBase Simulink model heeft de absolute luchtvochtigheid van de buitenlucht wel een groot effect op de RV in het theater. Zoals in paragraaf 5.2 omschreven komt dit voor uit de modellering van de been ontvochtiging door toegevoerde buitenlucht in het luchtbehandelingsmodel.



5.4.

57

Conclusie Uit voorgaande paragraven 5.2 en 5.3 blijkt dat de verschillen tussen de HAMBase en HAMBase Simulink modellen voornamelijk betrekking hebben op de regelstrategie, vermogens en gebruikstijden van het luchtbehandelingssysteem en de mate van invloed van de absolute luchtvochtigheid van buitenlucht op de relatieve luchtvochtigheid in het theater. Wanneer de HAMBase – Simulink resultaten vergeleken worden met de HAMBase resultaten uit het voorgaande onderzoek is gebleken dat zowel het temperatuur als RV-verloop in de HAMBase resultaten niet in zijn geheel verklaard kunnen worden. Voorbeelden hiervan zijn: een constant RV verloop in de zomersituatie wanneer het theater buiten gebruik is. Hoge RV-pieken in combinatie met lage temperatuurstijgingen tijdens gebruik. Vanwege deze redenen geeft de toevoeging van het luchtbehandelingssysteem aan de HAMBase gebouwsimulatie ten opzichte van het ongekoppelde HAMBase model een gedetailleerdere weergave van de werkelijkheid. Het luchtbehandlingssysteem in het HAMBase Simulink model is in deze simulatie 24 uur per dag in bedrijf. Hiermee wordt de meest ideale bedrijfssituatie benaderd. Een verfijning van de regelstrategie van het luchtbehandelingssysteem zal nauwelijks van invloed zijn op de luchttemperaturen en de RV in het theater. Naar alle waarschijnlijkheid zal in werkelijkheid het luchtbehandelingssyteem buiten de gebruikstijden van het theater uitgeschakeld worden. De keuze om de bedrijfstijden van het luchtbehandelingssysteem te vergroten is een budgettaire afweging. Het in- en uitschakelen van het luchtbehandelingssysteem heeft in ieder geval effect op de ruimtetemperatuur, RV met mogelijke condensatie van de constructie tot gevolg. Deze effecten worden in dit onderzoek niet verder onderzocht en kunnen eventueel meegenomen worden in een mogelijk vervolgonderzoek. De grote invloed van de absolute luchtvochtigheid van de buitenlucht op de RV in het theater in het HAMBase – Simulink model zorgt voor een laag gemiddelde RV in de winterperiode. Een RV die lager is dan 40% kan schade aan het monumentale interieur van het theater aanrichten [9]. Vanwege deze reden wordt in paragraaf 5.5 de invloed van bevochtiging op de RV in de ruimte onderzocht. De toevoeging van een bevochtigingsunit aan het voorgestelde luchtbehandelingssysteem vormt mogelijk een verbeteringsvoorstel.



5.5.

58

Invloed bevochtiging Zoals reeds in de voorgaande paragraven beschreven bedraagt de gemiddelde relatieve luchtvochtigheid (RV) buiten de gebruikstijden van het theater tijdens de winterperiode circa 30%. Een dergelijk lage RV kan leiden tot schade aan het monumentale interieur [9]. In deze paragraaf wordt een bevochtigingsmodel beschreven welke voor bevochtiging zorgt wanneer de RV in het theater lager wordt dan 40%. Daarnaast worden de voorgaande HAMBase – Simulink simulatieresultaten vergeleken met de simulatieresultaten van het HAMBase – Simulinkmodel met bevochtiging.

5.5.1.

Bevochtigingsmodel In het bestaande HAMBase – Simulink model vindt bevochtiging alleen plaats wanneer de absolute luchtvochtigheid van de door de luchtbehandelingskast aangezogen buitenlucht hoger is dan de absolute luchtvochtigheid van de ruimtelucht. In het gemodelleerde luchtbehandelingsmodel wordt aangezogen buitenlucht verwarmd door de twincoil warmteterugwinning, verwarmer en naverwarmer. Bij dit verwarmingsproces blijft de absolute luchtvochtigheid gelijk aan de absolute luchtvochtigheid van de aangezogen buitenlucht. Bij de standaard winter buitenluchtintredeconditie van -10 °C bedraagt de absolute luchtvochtigheid 1 g/kg droge lucht. Dit komt overeen met een RV van de buitenlucht van circa 65%. Na verwarming tot 20 °C bedraagt de RV van de in de ruimte ingeblazen lucht circa 8%. Droging van de buitenlucht is het gevolg. Met het bevochtigingsmodel dient een RV van de ingeblazen lucht van 40% bereikt te worden. Bij 20 °C bedraagt de absolute luchtvochtigheid van de ingeblazen lucht 5,8 g/kg droge lucht bij een RV van 40%. De capaciteit van de bevochtiger wordt bepaald volgens:

dX = X gewenst − X in

[g/kg]

Bij de omschreven buitenluchtaanzuig- en ruimteluchtintredecondities bedraagt de bevochtigingscapaciteit:

dX = 5,8 − 1 ≈ 5

[g/kg]

In onderstaand figuur 5.5.1.1 is de modellering van de bevochtiging weergegeven:

Figuur 5.5.1.1: Simulinkmodel van de bevochtiger

Wanneer de actuele luchtvochtigheid van de ruimtelucht lager is dan 40% wordt de bevochtiging ingeschakeld. Wanneer de RV in het theater hoger is dan 40% is de bevochtiging uitgeschakeld en vindt bevochtiging alleen plaats bij een positief verschil tussen de absolute luchtvochtigheid van de aangezogen buitenlucht en de absolute luchtvochtigheid in het theater. Lucht wordt ontvochtigd bij een negatief verschil tussen de absolute luchtvochtigheid van de aangezogen buitenlucht en de ruimtelucht. Daarnaast vindt ontvochtiging plaats door koelen in de zomersituatie.


59


In onderstaand figuur 5.5.1.2 is de inpassing van de bevochtiging in het totale luchtbehandelingsmodel weergegeven.

Bevochtiger

Figuur 5.5.1.2: Bevochtigingsmodel opgenomen in het totale luchtbehandelingsmodel



5.5.2.

60

Simulatieresultaten van het bevochtigingsmodel In deze paragraaf worden de HAMBase – Simulink resultaten vergeleken van het model met en zonder bevochtiging. Aangezien lage absolute luchtvochtigheid in de ruimte voornamelijk tijdens de winterperiode voorkomt, wordt ook alleen deze periode gesimuleerd. Aangezien in het bevochtigingsmodel alleen de aan de lucht afgegeven hoeveelheid vocht wordt beïnvloed en niet de luchttemperatuur, worden de ruimteluchttemperaturen van beide modellen niet met elkaar vergelijken. In dit model zijn de ruimteluchttemperaturen voor beide situaties gelijk aan elkaar. In de praktijk zal er echter door (stoom)bevochtiging een temperatuurverhoging van circa 1K optreden. In figuur 5.5.2.1 zijn de simulatieresultaten voor beide modellen weergegeven.

Figuur 5.5.2.1: Reatieve luchtvochtigheden voor het HAMBase – Simulinkmodel met en zonder bevochtiging

Uit figuur 5.5.2.1 blijkt dat de relatieve luchtvochtigheden in het model inclusief bevochtiging een hogere gemiddelde waarde heeft in vergelijking tot het model zonder bevochtiging. Daarnaast worden de RV-dalen voorkomen. Wel dient opgemerkt te worden dat ook bij bevochtiging de minimum RV grens van 40% overschrijden wordt. Dit heeft te maken met de in paragraaf 5.5.1 aangenomen ontvochtigingscapaciteit. Deze ontvochtigingscapaciteit is alleen bepaald op het ventilatiedebiet. Gezien het jaar van realisatie van de bouw van het Luxor Theater, 1915, kan aangenomen worden dat de infiltratieverliezen door de gevel bij lange na niet de waarden van huidige nieuwbouwpanden haalt. Wanneer het ventilatie- en infiltratiedebiet gesommeerd worden zal blijken dat de bevochtigingscapaciteit naar boven bijgesteld moet worden. Een nadeel van de bevochtiging is dat de absolute luchtvochtigheid in de ruimte bij met model met bevochtiging bij aanvang van gebruiksperiode van het theater hoger ligt dan dan bij een model zonder bevochtiging. Dit heeft een iets snellere en hogere RV stijging tijdens het gebruik van het theater tot gevolg. Geconcludeerd kan worden dat een bevochtiger een positief effect heeft op de relatieve luchtvochtigheid in het theater. Het is zinvol om binnen de ontwerpgroep van het Luxor Theater een budgettaire afweging te maken om een bevochtiger in het installatieontwerp op te nemen.



5.5.3.

61

Condensatieschakeling In hoofdstuk 1 van deze rapportage is een vochttoets van een van de buitengevels omschreven. Uit deze vochttoets is gebleken dat bij geen enkele situatie inwendige condensatie van de constructie of interieur zal optreden. Het is echter wel aan te bevelen om na voltooiing van de renovatie, tijdens gebruik van het theater, enkele infraroodfoto’s van de aan de buitengevel gelegen constructiedelen te nemen. Aan de hand van deze foto’s kunnen de werkelijk optredende constructietemperaturen vastgesteld worden. Indien constructiedelen temperaturen aannemen die zich kort bij de condensatietemperatuur bevinden, is het aan te bevelen om de regeling van de bevochtiger te voorzien van een condensatieschakeling. Hiervoor moeten de kritische constructiedelen voorzien worden van temperatuursensoren. Op het moment dat een temperatuursensor een overschrijding van de ingestelde condensatietemperatuur registreert, moet de temperatuursensor waarde 0 afgeven. Op dat moment schakelt de condensatieschakeling de bevochtiger uit en wordt been ontvochtiging alleen nog gerealiseerd door het verschil in vochtinhoud tussen de aangezogen buitenlucht en de aanwezige ruimtelucht. Daarnaast wordt ontvochtigd door koeling. Voor dit systeem kan de in onderstaand figuur 5.5.3.1 weergegeven Simulinkmodel gebruikt worden.

Condensatieschakeling Figuur 5.5.3.1: Bevochtigingsmodel uitgebreid met condensatieschakeling



6.

62

Conclusie en aanbevelingen In dit project is onderzoek gedaan naar het toekomstige binnenklimaat van het Luxor Theater. Het Luxor Theater zal in de toekomst gebruikt worden als poppodium. Dit onderzoek is gebaseerd op de eerder uitgevoerde studie “Valt het doek voor het Luxor Theater Onderzoek naar het binnenklimaat en behoud van het monumentale interieur van het Luxor Theater te Arnhem” [1]. Tijdens concerten zullen maximaal 600 bewegende personen in het theater aanwezig zijn. Deze personen staan warmte en vocht af. Deze wisselende belasting kan grote schommelingen in de ruimtetemperatuur en relatieve luchtvochtigheid tot gevolg hebben. Aangezien het gebouw een hoge historische waarde bezit, kunnen deze klimaatschommelingen het monumentale interieur beschadigen. Om de invloed van de regelstrategie van de klimaatinstallatie op het binnenklimaat verder te onderzoeken is in dit project een simulatiemodel van het luchtbehandelingssysteem gemodelleerd. Dit luchtbehandelingssysteem is gekoppeld aan het HAMBase gebouwmodel uit het eerdere onderzoek.

6.1.

Conclusie Binnen dit project is een luchtbehandelingssysteem gemodelleerd en zijn simulaties uitgevoerd waarbij de resultaten van het HAMBase model uit het voorgaande onderzoek vergeleken zijn met de resultaten van het nieuwe HAMBase model met gekoppeld luchtbehandelingssysteem. De conclusies van dit rapport zijn verdeeld in de volgende onderdelen: uitgangsparameters; klimaatinstallatie; simulatieresultaten. Uitgangsparameters: Bij de bepaling van de uitgangsparameters is rekening gehouden met het beschikbare budget voor dit project. De opdrachtgever heeft een budget gecalculeerd voor de renovatie van het Luxor theater op basis van de toekomstige gebruiksfunctie poppodium. Zowel de bouwkundige als installatietechnische uitgangspunten van deze simulatie zijn gebaseerd op de hoogst haalbare kwaliteit van het ontwerp, dat past binnen het gestelde budgetten. De bouwkundige en installatietechnische uitgangspunten zijn geformuleerd op basis van het bouwkundig en installatietechnische bestek d.d. 9 december 2005 [5]. Hierbij zijn de inputparameters van het eerder gesimuleerde HAMBase model overgenomen om de resultaten van beide modellen te kunnen vergelijken. Tevens is een vochttoets uitgevoerd om te controleren of er in de toekomst een risico bestaat op condensatie van constructiedelen van het gebouw. Dit onderzoek heeft uitgewezen dat er geen condenstierisico in de toekomstige situatie te verwachten is. Klimaatinstallatie: Binnen dit onderzoek is op basis van de leveranciersomschrijving van de luchtbehandelingskast een luchtbehandelingssysteem gemodelleerd. Dit luchtbehandelingsysteem bestaat uit de volgende componenten: Twincoil warmteterugwinning; Verwarmer; Koeler; Naverwarmer; Component voor been ontvochtiging door toegevoerde buitenlucht, vochtproductie door personen en ontvochtiging door koeling. Uit de modellering van de genoemde componenten kan geconcludeerd worden dat de door de leverancier omschreven vermogens voor warmteterugwinning, vewarming en koeling niet gehaald worden. Dit heeft enerzijds te maken met het aanwezige rendement van het betreffende component en anderzijds met de afgifte van latent vermogen bij koeling. Deze twee aspecten hebben ertoe geleidt dat zowel het afgegeven verwarmings- koeling- en TECHNISCHE UNIVERSITEIT EINDHOVEN INSTALLATIETECHNOLOGIE


63

ontvochtigingscapaciteit van het luchtbehandelingssysteem lager is dan de opgegeven capaciteiten in het HAMBase model van het voorgaande onderzoek. Daarnaast is het werkelijke transmissieverlies van het theater lager dan berekend in het HAMBase gebouwmodel. Om toch de ruimte op te kunnen opwarmen tot de gewenste temperatuur is een extra verwarmer in het model opgenomen. Het beperkte koel en ontvochtigingsvermogen heeft geleid tot grotere temperatuuroverschrijdingen tijdens het gebruik van het theater. Simulatieresultaten: Er zijn simulaties uitgevoerd voor een 100 dagen tellende winterperiode in 1975 en een 100 dagen tellende zomerperiode in 1974. Hierbij zijn de ruimteluchttemperaturen en relatieve luchtvochtigheden uit het nieuwe, gekoppelde, model vergeleken met de resultaten van het eerdere HAMBase onderzoek. Uit de vergelijking van de simulatieresultaten van beide modellen is gebleken dat de koelcapaciteit van het eerder onderzochte HAMBase model circa 30% groter is in vergelijking tot het gekoppelde HAMBase – Simulink model. De oorzaak van dit grote verschil ligt in de opgave van het beschikbare koelvermogen in beide modellen. In het HAMBase model is het volledige (voelbare en latente) vermogen opgegeven, terwijl in het HAMBase – Simulink model voor de bepaling van ruimteluchttemperatuur alleen met het voelbare vermogen gerekend wordt. Dit is tevens de juiste berekeningsmethode. Daarnaast is de minimum inblaastemperatuur in het HAMBase – Simulink model begrensd op 19 °C. Het HAMBase model daarentegen laat veel lagere inblaastemperaturen toe waardoor een effectievere koeling ontstaat. De simulatieresultaten van het HAMBase – Simulink model geven een betere benadering van de werkelijkheid. De simulatieresultaten van de relatieve luchtvochtigheid (RV) laten zien dat het HAMBase model te maken heeft met grote RV-pieken tijdens gebruik van het theater. Het HAMBase – Simulink model daarentegen kent een relatief gelijkmatig verloop van de RV tijdens en buiten gebruik. Het verschil tussen beide simulatieresultaten komt voort uit de verschillende werking van beide modellen. Bij de HAMBase – Simulink simulatie heeft, ten opzichte van de HAMBase simulatie, de absolute luchtvochtigheid van buitenlucht een grotere invloed op de absolute luchtvochtigheid in het theater. De simulatieresultaten van het HAMBase model laten in de zomerperiode, buiten de gebruikstijden van het theater, een constante RV zien. Dit gedrag stemt niet overeen met de verwachting. De reden voor dit constante RV verloop is te verklaren door het eerder genoemde hoge koelvermogen in het HAMBase model. Ook voor het RV verloop geldt dat de HAMBase – Simulink resultaten een de werkelijke situatie beter benaderen dan de resultaten van het eerder gemodelleerde HAMBase model. Wel dient opgemerkt te worden dat de RV buiten gebruik van het theater bij de HAMBase – Simulink resultaten tijdens de interperiode laag is, gemiddeld 30%. Om schade aan het monumentale interieur te voorkomen is als verbeteringsvoorstel een bevochtigingsunit in het HAMBase – Simulink model opgenomen. Deze bevochtiger treedt in werking wanneer de RV in het theater lager is dan 40%. De simulatieresultaten van het verbeterde model laten zien dat de periode waarin de RV in het theater lager is dan 40% beperkt wordt. Om het condensatierisico van constructiedelen te voorkomen is een model ontworpen dat de bevochtiger uitschakelt wanneer het oppervlak van constructiedelen de condensatietemperatuur benaderen. Het luchtbehandlingssysteem in van HAMBase Simulink model is in deze simulatie 24 uur per dag in bedrijf. Hiermee wordt de meest ideale bedrijfssituatie benaderd. Een verfijning van de regelstrategie van het luchtbehandelingssysteem zal nauwelijks van invloed zijn op de luchttemperaturen en de RV in het theater. Naar alle waarschijnlijkheid zal in werkelijkheid het luchtbehandelingssyteem buiten de gebruikstijden van het theater uitgeschakeld worden. Het in- en uitschakelen van het luchtbehandelingssysteem heeft in ieder geval effect op de ruimtetemperatuur, RV met mogelijke condensatie van de constructie tot gevolg. Deze effecten zijn niet verder onderzocht.



64

Geconcludeerd kan worden dat de simulatieresultaten van het HAMBase – Simulink model de werkelijke toekomstige situatie beter benaderen dan het HAMBase model uit het eerdere onderzoek. De toekomstige ruimteluchttemperaturen tijdens gebruik zullen oplopen tot circa 32 °C . De RV-pieken zullen tijdens gebruik een maximale waarde van circa 80% kunnen aannemen.

6.2.

Aanbevelingen De aanbevelingen binnen deze rapportage hebben betrekking op de volgende aspecten: uitgangsparameters; simulaties. Uitgangsparameters: Bij het samenstellen van de uitgangsparameters zijn een aantal veronderstellingen gemaakt, te weten: Als gebouwmodel binnen dit project is de HAMBase inputfile uit het eerdere onderzoek gebruikt om de simulatieresultaten van het nieuwe model te kunnen vergelijken met de resultaten uit het voorgaande onderzoek. De capaciteiten van het luchtbehandelingsysteem zijn gebaseerd op de door de leverancier van de luchtbehandelingskast opgegeven vermogens. Aangezien het gebouw zich nog in restauratiefase bevindt, zijn er geen meetgegevens bekend. Indien nadere informatie bekend is over één of meerdere veronderstellingen, dienen de simulatieresultaten gecontroleerd te worden. Simulaties: Het luchtbehandlingssysteem in het HAMBase Simulink model is 24 uur per dag in bedrijf. Hiermee wordt de meest ideale bedrijfssituatie benaderd. Naar alle waarschijnlijkheid zal in werkelijkheid het luchtbehandelingssyteem buiten de gebruikstijden van het theater uitgeschakeld worden. De keuze om de bedrijfstijden van het luchtbehandelingssysteem te vergroten is een budgettaire afweging. Het in- en uitschakelen van het luchtbehandelingssysteem heeft in ieder geval effect op de ruimtetemperatuur, RV met mogelijke condensatie van de constructie tot gevolg. Deze effecten zijn niet verder onderzocht en kunnen eventueel meegenomen worden in een mogelijk vervolgonderzoek. Als verbeteringsvoorstel is een luchtbevochtiger opgenomen in het HAMBase – Simulink model. Gezien de positieve invloed van de bevochtiger op de relatieve luchtvochtigheden in het Luxor Theater wordt aanbevolen om het opnemen van een bevochtiger in het luchtbehandelingsontwerp te overwegen. Om condensatie van de gebouwconstructie te voorkomen wordt aanbevolen om na voltooiing van de renovatie, tijdens gebruik van het theater, enkele infraroodfoto’s van de aan de buitengevel gelegen constructiedelen te nemen. Aan de hand van deze foto’s kunnen de optredende constructietemperaturen vastgesteld worden. Indien de vastgestelde oppervlaktetemperaturen de condensatiegrens naderen is het aan te bevelen om de regeling van de bevochtiging te voorzien van een condensatieschakeling. Het model voor deze schakeling is in paragraaf 5.5.2 omschreven.


65


7.

LITERATUURLIJST Literatuurlijst [1]

ing. R.J.M. Lony, “Valt het doek voor het Luxor Theater - Onderzoek naar het binnenklimaat en behoud van het monumentale interieur van het Luxor Theater te Arnhem”, verslag schakelproject 1.2, Faculteit Bouwkunde Opleiding Installatietechnologie, Technische Universiteit Eindhoven, december 2004.

[2]

ir F.E. Bakker, dr. Ir. H.L. Schellen, ir. C.C.J.M. Hak, Bouwfysisch Ontwerpen 2 – 7S200-BFA, Faculteit Bouwkunde capaciteitsgroep FAGO, Technische Universiteit Eindhoven, maart 2004.

[3]

Monumenten Advies Bureau, i.s.m. Meindert Stokroos & S.R.A.L., voormalige bioscoop & kleinkunsttheater Luxor, Willemsplein 10 Arnhem, bouwhistorisch onderzoek, 2004

[4]

Eurovent, Eurovent 6/8 – Recommendations for calculations of energy consumption for air handling units, Eurovent / CECOMAF 2005.

[5]

Deerns raadgevende ingenieurs bv, Restauratie en verbouwing Luxor Theater Bestek werktuigkundige installaties, september 2005.

[6]

prof. dr. ir. M.H. de Wit, Heat and Moisture in Building Envelopes, Faculteit Bouwkunde capaciteitsgroep FAGO, Technische Universiteit Eindhoven, december 2004.

[7]

NEN-EN-ISO 7730:2005 en, Klimaatomstandigheden - Analytische bepaling en interpretatie van thermische behaaglijkheid door berekeningen van de PMV en PPDwaarden en lokale thermische behaaglijkheid, Nederlands Normalisatie-instituut, 01-12-2005.

[8]

E.J. Wagenaar, A.M. van Weele, ISSO – Handboek installatietechniek, ISBN 90-5044-094-0, januari 2002, Stichting ISSO, Rotterdam.

[9]

Henne, Erich, Luftbefeuchtung, Verlag C.F. Müller GmbH Karlsruhe

Software [A]

MatLAB Version 6.5.0.180913a (R13) / Simulink 5.0

[B]

HEAT And Moisture Building And Systems Evaluation, December 2004 / WAVO Building Model, TU/e – FAGO, JvS/MdW 2003/09.

Grafische weergave Simulatieresultaten: MatLAB Version 6.5.0.180913a (R13), Technische Universiteit Eindhoven. Archiefmateriaal Luxor Theater: Gemeente Arnhem Architectenbureau Fritz Monumenten Advies Bureau Deerns Raadgevende Ingenieurs bv


–

VALT HET DOEK VOOR HET LUXOR THEATER? DEEL II

Recommend Documents