Warmteopslag bij WKK in gebouwen:

Universiteit Gent Faculteit Ingenieurswetenschappen Vakgroep Mechanica van stroming, warmte en verbranding Voorzitter: Prof.ir. Eric Dick

Warmteopslag bij WKK in gebouwen: analyse van ontwerp, regeling en prestatie door dynamische simulatie

Davy Callewaert Michiel Smet

Promotor : Prof.dr.ir. Michel De Paepe

Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur Academiejaar 2005-2006

Voorwoord Deze scriptie is het resultaat van de vruchtbare samenwerking tussen beide auteurs, maar zou niet tot stand kunnen gekomen zijn zonder de hulp van een aantal mensen. In het bijzonder willen we onze dank betuigen aan de volgende personen. Prof.dr.ir. Michel De Paepe voor het vertrouwen en de uitstekende begeleiding het ganse jaar door, ir. Arnout Willockx voor de technische ondersteuning en het nalezen van dit werk, ir. An Stroobandt voor het beschikbaar stellen van de talrijke gegevens via Cogen Vlaanderen, Joris Decrock van de firma Carnoy voor de vlotte samenwerking bij het ontwerpen van de proefstand, ing. Bruno Vanslambrouck van de Provinciale Industriële Hogeschool Kortrijk voor de uitleg en het ter beschikking stellen van de uitgebreide data van de WKK-installatie, Patrick De Pue en Robert Gillis voor de ondersteuning bij de bouw van de proefstand, onze ouders en vriendinnen voor de onvoorwaardelijke steun gedurende de voorbije jaren.

De auteurs geven de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de scriptie te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze scriptie.

22 mei 2006 De auteurs,

Davy Callewaert

Michiel Smet

i

Overzicht Warmteopslag bij WKK in gebouwen: analyse van ontwerp, regeling en prestatie door dynamische simulatie door Davy Callewaert Michiel Smet

Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van burgerlijk werktuigkundig elektrotechnisch ingenieur Academiejaar 2005-2006 Promotor: Prof.dr.ir. Michel Depaepe Faculteit Ingenieurswetenschappen Universiteit Gent Vakgroep Mechanica van stroming, warmte en verbranding Voorzitter: Prof.ir. Eric Dick

Overzicht Warmtekrachtkoppeling, een energiebesparende verwarmingsmethode, wordt in de industrie al veelvuldig toegepast. Een belangrijk potentieel ligt in energievoorziening voor gebouwen. Om een aantal redenen treden in de praktijk echter vaak problemen op bij de installatie van een WKK systeem in een gebouw. Het doel van deze thesis is de ontwikkeling van dynamische simulaties om ontwerpen controlestrategieën gedetailleerd te bestuderen en eveneens de invloeden van externe factoren (het weer) op de globale prestatie na te gaan. Hierbij kan warmteopslag interessant zijn om de rendabiliteit te verhogen. In het eerste hoofdstuk wordt kort uitgelegd wat WKK precies is en in welke vormen deze toegepast wordt. Hoofdstuk 2 gaat dieper in op de specifieke toepassing in gebouwen en de problemen die daarbij optreden. Daarbij wordt eveneens een kort overzicht gegeven van de beschikbare warmteopslagmethodes.

ii

OVERZICHT

iii

In hoofdstuk 3 is de simulatie in TRNSYS besproken. Er wordt een overzicht gegeven van de verschillende installaties die gesimuleerd werden, samen met een verklaring van de gebruikte thermische en elektrische profielen. Daarnaast wordt aandacht geschonken aan het economische aspect van de zaak. Er wordt nagegaan wat de kosten en baten zijn van de installatie, mede aan de hand van het warmtekrachtcertificatensysteem. Hoofdstuk 4 behandelt de modellen van de belangrijkste componenten van de simulatie, meerbepaald de verbrandingsmotor en het opslagvat. De validatie ervan wordt besproken. Deze bestond respectievelijk uit metingen op een WKK aardgasmotor en uit de bouw van een proefstand met opslagvat. Hoofdstuk 5 tenslotte beschrijft de bekomen resulaten en de besluiten die eruit kunnen getrokken worden.

Trefwoorden: warmtekrachtkoppeling, warmteopslag, gebouwenverwarming, dynamische simulatie

Extended abstract

iv

Cogeneration with heat storage in buildings: dynamic simulation Davy Callewaert and Michiel Smet Supervisor(s): Prof. Michel De Paepe Abstract— This article describes the development of a detailed simulation of CHP with reciprocating engines. Heat storage is included by the means of a hot water vessel. This simulation can be used to analyse the design, control and performance of cogeneration plants. The focus lies on applications in large buildings like schools and hospitals. Keywords— cogeneration, CHP, buildings, heat storage, simulation

I. What is CHP CHP (Combined Heat and Power), also known as cogeneration, is a smart way of producing electric and thermal energy. In a building, these 2 forms of energy are usually generated in a separate way. Electricity is bought from the public grid and heat is produced with a gasboiler. CHP combines these two: generating electricity with a thermal engine and using the heat in the exhaust and cooling system to produce hot water. Heat in large electricity plants is usually removed to the environment while it could be used for heating purposes. That is why a cogeneration plant uses less fuel (primary energy) to produce the same total amount of energy. This can be very useful, considering our scarce fuel reserves and the greenhouse effect. Every engine can be used for cogeneration purposes. In industry applications the most common engine is a gas turbine, delivering a high amount of electrical power (order of MWe) and producing process steam or heat for a large amount of buildings (district heating). Standalone buildings require smaller amounts of electricity and power. Gas fired reciprocating engines are mostly used here. Other technologies, like Stirling engines and fuel cells, are being investigated. II. CHP in buildings About 30 to 40% of our energy demand is consumed by buildings1 . This means that there is a great potential for cogeneration. However, the use of CHP in buildings is not yet widespread, because of a number of specific problems. The investment is very high due to the expensive engine. Getting a good return on investment (IRR) demands that the unit runs as long as possible, although electricity prices are not high enough during quiet hours. Selling electricity to the grid is not profitable. Thus a reliable design is needed. A cogeneration engine can only produce heat and electricity in a fixed proportion. This is a problem since daily 1 according

to the International Energy Agency

heat and electricity demand profiles are usually quite different (they are dephased). The normal solution is selling excess electricity to the net and following the heat profile but it can be shown that this is not profitable. A better solution is using heat storage and following the electric profile. There is still a design problem concerning the annual heat demand. This profile can be very different from year to year which complicates the sizing of the engine and the thermal storage facility. Thus reliable simulations are very useful. A last problem is posed by the integration of the CHP unit in the heating facility. A poor control of the boilers can compromise the reliable functioning of the engine. The thermal inertia of the system must be considered, otherwise the boilers will produce too much heat. This raises the temperature of the water in the heating installation and causes the engine to shut down because it does not have sufficient cooling. Control problems are a major pitfall in CHP units for the heating of buildings. Using heat storage can solve some of the above problems. The dephased profiles pose less problems since part of the heat can be stored and released at another time. The engine can follow the electricity profile, which is a lot more reliable control strategy. The annual runtime rises because the unit can deliver electricity in periods when the heat demand during the normal hours is less. The excess heat is released during the quiet hours. A lot of thermal storage methods are available but, in practice, only the storage of warm water in vessels is interesting for the current application. The vessels must be upright to benefit from the effect of stratification. This means that hot water is extracted above and cold water is supplied at the lower part, generating temperature layers since hot water weighs less than cold water. This provides maximum water temperature to the heating system. III. Dynamic simulations in TRNSYS Classic CHP simulations do not take into account the dynamic interaction of the engine with the heating system. This means that there is no way of testing a control strategy. In combination with heat storage, this problem becomes even more significant since the performance of the vessel is very much influenced by this interaction. A dynamic simulation was built up in TRNSYS. It allows designers to study the effects of design changes, control strategies and external influences in a very detailed way (with a resolution of a few minutes or less, as shown in figure 1). Nevertheless, simulations of an entire year

TABLE I Investment rate of return

chp heat boiler heat building temp Energy in vessel

0

2

4

6

8

10 12 14 16 18 20 22 24 Hours

Fig. 1. Result of a 24 hr simulation with heat storage

can also be performed. For example, the control problem described above was solved using a new strategy that was developed and tested with the simulation. The TRNSYS (TRaNsient SYstems Simulation) programme was used because of the following advantages. Its modular, graphic approach allows for users to quickly build entire systems out of a few models, of which there are many included in the programme (mostly HVAC and solar energy). It also allows programming new models or adapting existing ones. There is a special series of models included which simulate the electric and thermal energy demand of a building, using extended climate data. Two models are fundamental for analysing CHP with heat storage: the engine and the storage vessel. Based on measurements and manufacturer data, a model for an engine with heat recuperation was programmed. It was successfully validated using data from the CHP unit at PIH2 . A model for stratified water vessels was already available in TRNSYS but had only been tested for small vessels (less then 1 m3 ). To ensure reliable simulation results, a complete test facility was built with a vessel of 2 m3 . The model parameters were then related to the experimental results. It was also shown that these experimental results can be analytically approached. IV. Results The current simulation uses thermal and electrical profiles to generate the heat and electricity demand. Comparison with data from the PIH unit shows that the classic thermal profile (a week profile, combined with an annual profile per month) does not produce accurate results. A day profile, combined with an annual profile per day (adapted to include weekends) is needed to generate comparable results. Some of the simulation results are inserted in an economic analysis. The resulting investment rate of return (IRR) values are added in table IV. These values are intended for comparison. The real IRR is strongly influenced by costs of fuel and investment. The first two columns look at the total investment, the last one looks at the investment in heat storage when the CHP unit has already been depreciated. 2 Provinciale

Industri¨ ele Hogeschool Kortrijk

Vessel included Standard year 2002 1996 2002 per day More dephasing

No 19.99% 18.76% 22.09% 15.37% 17.29%

Yes 20.14% 19.57% 21.57% 17.19% 19.45%

Only 21.89% 28.29% 15.41% 35.00% 41.04%

One can see that there is a big difference between the standard year (based on monthly ◦ d3 of the last 30 years) and a warmer year (2002) or a colder year (1996). High heat demand (1996) is beneficial for CHP performance, making the use of heat storage obsolete. Heat storage is advisable for lower heat demand (2002). The differences make clear that the design must be made with a standard yearly heat demand, which can be expected in the years to come. A drop in performance occurs when the monthly profile is changed to a daily profile in 2002. As mentioned above, this profile is much more realistic. Heat storage becomes very favourable, storing heat during warmer days and releasing it during the colder ones. However, defining a standard year with such a profile is very difficult because there is few correlation between daily temperatures over the years. Experiments showed that the thermal losses of the water vessel are quite small. Using a different daily profile in the simulations, the vessel performance in general can be evaluated. The profile is more dephased, which means that the heat peak demand during normal hours is smaller and heat demand overnight is larger. This profile brings down CHP performance if no vessel is installed. When heat storage is applied, the loss in IRR is very small. This means that transferring the daily excess heat to the nightly demand does not imply significant energy losses. Other results showed that the curve of optimum size of the vessel is quite flat, so installing the exact optimum is not that important. When a vessel without stratification is used( a horizontal one) IRR drops about 6% (investment in vessel only with the same volume and cost). The impact of installing a heat storage is quite small when the total investment is studied. When the installation performs well, the extra cost of the vessel may even lower the IRR. Therefore it seems better to consider installing a heat storage facility when the performance of the CHP by itself is not satisfactory. The developed simulation offers a lot of opportunities for further research. The existing TRNSYS models of absorption cooling, solar data and HVAC allow for the study of trigeneration (heat, power and cooling), applications in horticulture or buildings with complete HVAC systems coupled to the engine and storage vessel.

3 degree days (◦ d) are used for correlating mean ambient temperatures with heat loads

Inhoudsopgave Voorwoord

i

Overzicht

ii

Extended abstract

iv

1 Warmtekrachtkoppeling 1.1 Wat is WKK? . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2 Uitvoeringen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.3 WKK in de praktijk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

1 1 3 6

2 Warmtekracht voor gebouwenverwarming 2.1 Problematiek . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2 Mogelijkheden van warmteopslag . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3 Analyse door dynamische simulatie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

8 8 12 14

3 Dynamische simulaties in TRNSYS 3.1 Het programma TRNSYS . . . . 3.2 Model van de installatie . . . . . 3.3 Warmte- en elektrische lasten . . 3.4 Economische analyse . . . . . . 3.5 Validatie van de simulatie . . . .

. . . . .

16 16 17 21 24 32

4 Modellen 4.1 Model van een verbrandingsmotor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2 Experimentele opstelling: opslagvat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3 Warmtebuffermodel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

34 34 38 41

5 Resultaten 5.1 Analyse van ontwerp, regeling 5.2 Regeling . . . . . . . . . . . 5.3 Dimensionering . . . . . . . 5.4 Analyse van de prestaties . .

49 49 50 52 57

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

en prestatie door dynamische simulatie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6 Besluit

. . . . .

. . . .

. . . . .

. . . .

. . . . .

. . . .

. . . . .

. . . .

. . . . .

. . . .

. . . . .

. . . .

. . . . .

. . . .

. . . . .

. . . .

. . . . .

. . . .

. . . . .

. . . .

. . . .

63

vii

INHOUDSOPGAVE

viii

A Elektriciteit leveren aan het net

64

B Componenten B.1 Verwarmingsketel . . B.2 Thermostaat . . . . . B.3 Warmtecapaciteit . . B.4 Pomp . . . . . . . . B.5 WKK Electric Control B.6 Buffercontrol . . . . .

66 66 67 68 68 68 69

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

C Elektriciteitstarieven

71

D Gastarieven

74

E Validatie van de simulatie

76

F Metingen op Volvo TD60B

78

G Motorgegevens

80

H Model van een zuigermotor voor WKK toepassingen

82

I

84

Gegevens Cycloonboiler

J Gegevens circulatiepomp

89

K Statische verliesbepaling

93

L Bepaling minimale buitenoppervlakte buffervat

95

Bibliografie

96

Lijst van figuren

98

Lijst van tabellen

100

Hoofdstuk 1

Warmtekrachtkoppeling 1.1

Wat is WKK?

In de meeste bedrijven of gebouwen gebeurt de energievoorziening door middel van gescheiden productie. Dit wil zeggen dat men elektriciteit aankoopt van een leverancier om te voldoen aan de elektriciteitsvraag en een ketel met brander wordt ingeschakeld om te voldoen aan de warmtevraag. Deze warmtevraag kan zowel warm water voor verwarming als stoom voor productiedoeleinden omvatten. Een warmtekrachtkoppeling of WKK is een installatie die zowel elektriciteit als warmte produceert. Om warmte te maken wordt een brandstof gebruikt. De chemische of primaire energie die erin is opgeslagen wordt vrijgesteld door verbranding. In een elektriciteitscentrale wordt deze warmte gebruikt om elektriciteit op te wekken, bijvoorbeeld via stoomproductie. Als men rekening houdt met het rendement van een klassieke gasbrander (geproduceerde energie/primaire energie), ηB = 0.90, en dat van een STEG elektriciteitscentrale (hedendaags best beschikbare technologie), ηE = 0.50 , dan toont figuur 1.1 dat voor een productie van 125 eenheden warmte/elektriciteit 183 eenheden primaire energie nodig zijn. Dit komt neer op een totaal rendement η = 0.68. Het is duidelijk dat het rendement van de elektriciteitscentrale een stuk lager ligt dan dit van de brander. De reden hiervoor is dat niet alle warmte kan omgezet worden in elektrische energie. Enkel hoogwaardige warmte (warmte op een hoge temperatuur) kan omgezet worden in mechanische arbeid, die via de generator elektrische energie produceert. Dit wordt verder verduidelijkt in paragraaf 1.2. Het gevolg hiervan is dat een belangrijke restwarmte (laagwaardig) overblijft na de elektrische energieproductie. In een klassieke centrale wordt deze warmte weggekoeld, bijvoorbeeld via de welgekende koeltoren. Het basisprincipe van een WKK is nu juist die laagwaardige restwarmte effectief gaan benutten. Deze warmte is uitermate geschikt voor de productie van warm water (verwarming) of zelfs stoom. Hiervoor moet de elektriciteitsproductie gebeuren op de plaats waar de warmte nodig is. In tegenstelling tot elektriciteit kan men warmte immers moeilijk transporteren. Figuur 1.2 toont dat om dezelfde 125 eenheden energie te produceren een WKK slechts 145 eenheden primaire energie verbruikt. Dit resulteert in een besparing van 38 eenheden primaire energie (dit is 21%). Samen met het primaire energieverbruik daalt ook de CO2 emissie, deze is immers afkomstig van de totale hoeveelheid verbruikte brandstof. Aangezien wetenschappers algemeen aanvaarden dat CO2 in de atmosfeer de belangrijkste oorzaak is van het broeikaseffect, helpt WKK dus de opwarming van de aarde tegen te gaan. Algemeen zorgt een verminderd primair energieverbruik voor minder schadelijke uitstoot en een zuinigere omgang met onze beperkte fossiele brandstofvoorraden.

1

HOOFDSTUK 1. WARMTEKRACHTKOPPELING

Figuur 1.1: Principeschema gescheiden productie

Figuur 1.2: Principeschets WKK

2


3

Essentieel voor een WKK-installatie is dat warmte wordt gebruikt die reeds arbeid heeft geleverd. Men spreekt in dit opzicht ook van exergie. Om dit principe uit te leggen wordt een klassieke gasbrander bekeken. Deze brander zet een aardgas-lucht mengsel om in hete uitlaatgassen (hoogwaardige warmte). Indien deze brander gebruikt wordt voor een centraal verwarmingssysteem, dan produceert men typisch warm water op 90°C. Dit is laagwaardige warmte. Als men de verliezen in de brander verwaarloost dan geldt het principe van behoud van energie. Het mengsel aardgas-lucht bevat evenveel energie als het warme water. Het potentieel van het aardgas-lucht mengsel is evenwel sterk gedaald. Het warme water kan enkel voor verwarming gebruikt worden. Men zegt dat bij dat proces exergie verloren gaat. Indien men de hete uitlaatgassen gebruikt om een gasturbine aan te drijven die op zijn beurt een generator aandrijft, dan wordt elektriciteit opgewekt. De potentieeldaling van het aardgas-lucht mengsel is nu veel kleiner. Elektriciteit kan namelijk voor veel meer dienen dan enkel verwarming. Het exergieverlies in dergelijk proces is dus veel kleiner. Bijkomend kan men bij dit proces de warmte in de uitlaatgassen na de gasturbine (laagwaardige warmte) gebruiken voor verwarmingsdoeleinden. Dit is de reden waarom een WKK minder energie verbruikt voor dezelfde prestaties. Men drukt de kwaliteit van een WKK uit door middel van de RPE of relatieve primaire energiebesparing. Dit is de relatieve besparing tegenover gescheiden productie. Ze wordt berekend als: RP E = 1 −

αe ηe

1 +

αQ ηQ

Hierbij zijn respectievelijk α en η het elektrisch (e) en thermisch (Q) rendement van de WKK en een referentiecentrale of referentiebrander. Ook aan elektrische zijde biedt warmtekrachtkoppeling voordelen. Een klassieke elektriciteitscentrale levert energie aan zeer vele gebruikers die echter op relatief grote afstand van de centrale gelegen zijn. Gedecentraliseerde productie, zoals bij WKK, vermindert de elektrische verliezen over het transportnet en verbetert de beschikbaarheid van elektriciteit voor de verbruiker (hoewel moderne centrales zeer betrouwbaar zijn). WKK wordt frequent toegepast in industrieën die intensief energie verbruiken: raffinaderijen, chemische bedrijven,... De ge¨ınstalleerde vermogens zijn hier meestal vrij groot (orde MegaWatt). Soms worden elektrische centrales ook als WKK uitgevoerd voor bijvoorbeeld verwarming van meerdere openbare gebouwen (onder andere in Gent). Ook in de tuinbouwsector is warmtekrachtkoppeling wijd verspreid (verwarming en verlichting), zij het met bescheidener vermogens. Kleinere vermogens kunnen ook ge¨ınstalleerd worden in scholen, ziekenhuizen, kantoren, appartementsgebouwen,... en daar dienst doen als centrale verwarming en elektriciteitsbron. Enkele demonstratieprojecten zijn te vinden in [7]. Meer info over de algemeenheden van WKK is te vinden in [2] en [8].

1.2

Uitvoeringen

In principe kan WKK toegepast worden aan de hand van elke technologie die arbeid produceert door middel van warmte. In de praktijk zijn de meest voorkomende technologieën de verbrandingsmotor en de gasturbine. Andere technologieën zoals brandstofcellen en stirlingmotoren bevinden zich nog in een proefstadium. De toepassingen worden geklasseerd volgens vermogen (energie per tijdseenheid). Hiermee wordt het maximaal te produceren elektrisch vermogen bedoeld, ook wel aangeduid als kWe of MWe. Het geleverd thermisch vermogen is een stuk groter, bij verbrandingsmotoren typisch ongeveer het dubbele. Dit vermogen zit vervat in uitlaatgassen, koelvloeistoffen ... Meestal wordt deze warmte vrijgemaakt aan de hand van


4

warm water of stoom. Stoom kan meer energie per kg opslaan maar de bijhorende installatie is veel duurder en de warmte moet op hoge temperatuur beschikbaar zijn.

1.2.1

Verbrandingsmotoren

Ook wel zuigermotoren genoemd. De arbeid in deze motoren wordt opgewekt door het verbranden van aardgas, diesel of zwaardere olie met lucht in een gesloten cilinder. De uitzetting van het ingesloten volume brengt arbeid over op een as. Gekoppeld met een generator wordt dan elektriciteit geproduceerd. Om het materiaal van de cilinders intact te houden moet de gehele motor gekoeld worden. Ook de smeerolie en de generator behoeven koeling. Het verbrande mengsel wordt na de expansie afgevoerd maar bevat nog heel wat warmte op een vrij hoge temperatuur, ongeveer 500°C (figuur 1.3). Daarna wordt verse lucht in de cilinder gebracht voor een nieuwe verbranding. Met de vrijgestelde warmte wordt meestal warm water geproduceerd. Ook de vorming van stoom is mogelijk.

Figuur 1.3: Motortoepassing voor WKK Een belangrijke beperking voor het gebruik van rookgaskoeling is de minimale temperatuur van de rookgassen. Vooral bij zwaardere brandstoffen (diesel,...) moet de temperatuur van de rookgassen boven het dauwpunt van zwavel gehouden worden (173°C). Anders ontstaat vloeibaar H2 SO4 of zwavelzuur, wat tot belangrijke corrosie kan leiden. De resterende warmte is verloren. Bij gebruik van lichtere brandstoffen zoals gas is deze temperatuur minder bepalend en is het thermisch rendement dus hoger. Typische vermogens gaan van 5 kWe tot 4 MWe. Het belangrijkste voordeel van deze machines is de grote beschikbaarheid. Het betreft een gekende technologie en er zijn zeer vele fabrikanten. De kostprijs is relatief laag. De motoren zijn in staat om snel op te starten en variërende belastingen op te vangen. Anderzijds vergen zuigermotoren veel onderhoud. Belangrijkste toepassingen van WKK met verbrandingsmotoren zijn gebouwenverwarming, toepassingen waar warm water of kleine stoomdebieten op lage druk gewenst zijn, en algemeen toepassingen waar de warmtevraag sterk varieert.


1.2.2

5

Gasturbines

Ook de gasturbine gebruikt de expansie van een ontstoken brandstof-lucht mengsel als bron van arbeid. Het verschil met de zuigermotor is dat de verbranding en expansie hier continu verloopt en niet in een afgesloten cilinder. Lucht wordt aangezogen door een compressor en op druk gebracht. In de verbrandingskamer wordt de brandstof toegevoegd en gebeurt de verbranding. De vrijgekomen verbrandingsgassen expanderen doorheen een turbine en deze levert mechanisch vermogen aan een alternator die elektriciteit produceert. Technisch gezien is de uitvoering veel moeilijker wegens de hoge temperaturen (de koeling van een kleine cilinder is veel makkelijker dan deze van een grote, ronddraaiende turbine). Een gasturbine is dan ook zeer duur. Ze kan echter zeer grote luchtdebieten aanzuigen, zodat een kleine machine zeer veel vermogen levert. Ondanks het iets lagere rendement worden deze machines dus toch frequent gebruikt voor hoge vermogens, gezien verbrandingsmotoren in die range zeer grote afmetingen zouden hebben. Gasturbines worden ingezet bij vermogenstoepassingen van 1 MWe tot 250 MWe. De brandstof is meestal aardgas. De koeling gebeurt normaliter met lucht die in de uitlaatgassen terecht komt. Deze uitlaatgassen staan op hoge temperatuur. De geproduceerde warmte wordt beschikbaar gesteld onder de vorm van stoom op hoge druk. De toepassingen zijn dan ook meestal van industriële aard, waar een hoog elektriciteitsverbruik gepaard gaat met een behoefte aan stoom (bijvoorbeeld raffinaderijen). Figuur 1.4 toont de werking van een gasturbinecyclus.

Figuur 1.4: Turbinetoepassing Een uitbreiding hierop vormt de STEG cyclus (SToom En Gas). Hierbij wordt de geproduceerde stoom nog verder geëxpandeerd en afgekoeld in een stoomturbine om extra elektriciteit te produceren. De resterende stoom (of stoom afgetapt uit de turbine) kan dan als warmtebron gebruikt worden. Dit is geschikt voor toepassingen waar stoom op lagere druk gewenst is. Eventueel kan men ook de gasturbine weglaten en de stoom produceren in een klassieke stoomketel. Dit laat toe om goedkopere brandstoffen te gebruiken zoals steenkool, afval of zware olie. Het principe van een STEG-centrale wordt hedendaags, naast nucleaire technologie, het meest toegepast in grote elektriciteitscentrales (zij het dan zonder gebruik van de warmte in de stoom, dus niet als warmtekrachtkoppeling).


1.2.3

6

Andere technologie¨ en

Naast de voorgaande methodes, die reeds hun betrouwbaarheid en efficiëntie bewezen hebben, zijn er nog andere technologieën die in experimentele fase verkeren. Meer informatie hierover is te vinden in [2] en [8]. Stirlingmotoren Zij werken volgens hetzelfde principe als de zuigermotor, alleen wordt de warmte van buitenaf naar de cilinder gebracht. Een Japanse firma brengt binnenkort een micro WKK op de markt op basis van een Stirling motor met een vermogen van 1 kWe. Bedoeling is deze toe te passen voor huishoudelijke doeleinden. [9] Brandstofcellen Een brandstofcel zet chemische energie rechtstreeks om naar elektriciteit (zonder verbranding). De uitlaattemperatuur van een brandstofcel is voldoende hoog (1000°C) om stoom te genereren. Diverse projecten zijn in ontwikkeling om deze technologie praktisch toepasbaar te maken. ...

1.3 1.3.1

WKK in de praktijk Ontwerp

Zoals de naam het al zegt, koppelt WKK de warmteproductie aan de elektriciteitsproductie. Voor alle bovengenoemde technologieën geldt dat de verhouding van thermisch vermogen en elektrisch vermogen zo goed als constant is. Voor zuigermotoren bijvoorbeeld is het thermisch vermogen ongeveer het dubbel van het elektrisch vermogen. Dit vormt moeilijkheden bij het ontwerp van de installatie. De kans dat de warmte- en elektriciteitsvraag in deze verhouding, op hetzelfde moment, optreedt is immers bijzonder klein. De meest gebruikte oplossing is het verkopen van overtollige elektriciteit aan de stroomleverancier. Technisch gezien is dit ook het eenvoudigst. Het opslaan van warmte in grote hoeveelheden is niet vanzelfsprekend (dit wordt besproken in §2.2.1). Opslag van elektrische energie is nog veel moeilijker en duurder. Zoals verder zal blijken is stroomafvoer naar het net echter niet altijd rendabel. Afvoer van warmte is helemaal niet renderend, gezien de zelf geproduceerde elektriciteit bijna altijd duurder zal uitvallen dan deze van de stroomleverancier (gezien de veel grotere schaal waarop hij produceert). Een klassiek ontwerp van een warmtekrachtinstallatie gebeurt met de jaarbelastingsduurcurve, figuur 1.5. Deze grafiek toont hoeveel uren een bepaald thermisch vermogen afgeleverd kan worden. Er valt bijvoorbeeld af te lezen dat gedurende 2000 uur per jaar een vermogen van 144 kW, of meer, aan warmte gevraagd wordt. In de grafiek wordt dan een rechthoek gezocht met maximale oppervlakte (zoals aangeduid). Dit betekent dat, indien men een WKK installeert van 100 kW thermisch vermogen (ongeveer 50 kWe), deze gedurende 3400 uur op vollast zal werken. In de meeste gevallen wordt de installatie, zoals hierboven geschetst, op de warmtevraag ontworpen, de jaarbelastingsduurcurve kan echter even goed met elektrische vermogens opgesteld worden. Omwille van de grote investeringen zijn betrouwbare computersimulaties een dankbaar hulpmiddel om het ontwerp bij te stellen. [8]

1.3.2

Investering

Met de installatie van een WKK gaat een aanzienlijke investering gepaard. Naast deze investering moeten ook onderhouds- en exploitatiekosten in rekening gebracht worden. De meest gangbare vorm van


7

450 400 350 300 250 200 150 100 50 0 0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

Uren

Figuur 1.5: Jaarbelastingsduurcurve

WKK-uitbating is deze met een derde investeerder, meestal de energiemaatschappij zelf. Het energiebedrijf financiert en exploiteert de installatie en draagt tevens alle risico. De geproduceerde elektriciteit is eigendom van het energiebedrijf en de vrijgekomen warmte wordt aan verminderd tarief verkocht aan het bedrijf/bedrijvengroep waar de WKK gevestigd is. Dit beperkt zich echter hoofdzakelijk tot grote installaties (minstens enkele MW). Een besparing op primair energieverbruik heeft nog geen direct effect op de besparing voor de gebruiker. Deze kan zijn kosten slechts reduceren indien de besparing op de elektriciteitsfactuur de prijs van de extra brandstof, gebruikt om deze elektriciteit op te wekken, in voldoende mate overstijgt. Deze besparing moet immers opwegen tegen de grote investering. Een weldoordacht ontwerp en optimale uitbating is nodig, zeker omdat vele installaties sterk be¨ınvloed worden door weersomstandigheden (bijvoorbeeld centrale verwarming) en andere onzekere factoren. De overheid zorgt voor extra stimulansen in het gebruik van WKK. Zij is immers ge¨ınteresseerd in de beperking van de uitstoot van broeikasgassen (opgelegd door de Kyoto-norm). Financieel springt de overheid bij door middel van warmtekrachtcertificaten. Elke elektriciteitsleverancier moet op het einde van het jaar een aantal van deze certificaten voorleggen, zoniet moeten ze een boete betalen. Een WKK met een RPE > 5% krijgt zulke certificaten op basis van de bespaarde primaire energie. Op deze manier zullen elektriciteitsleveranciers verplicht zijn om te investeren in WKK, of om certificaten aan te kopen van particulieren die een WKK in bezit hebben of in gebruik nemen. Meer details hierover vindt u op de website van VREG [18] en in de economische analyse in paragraaf 3.4.

Hoofdstuk 2

Warmtekracht voor gebouwenverwarming 2.1

Problematiek

Een groot potentieel voor warmtekrachttoepassingen ligt in de verwarming en elektriciteitsvoorziening van grote gebouwen, zoals scholen, ziekenhuizen, kantoren, etc. Volgens het IEA (International Energy Agency) wordt 30 tot 40% van de energiebehoefte opgenomen door gebouwen. Deze energie wordt onder andere gebruikt voor verwarming, koeling, verlichting, nutstoestellen enzovoort. Investeringen in warmtekrachtkoppeling kunnen hier dus zeer grote energiebesparingen realiseren op vlak van warmte en elektriciteit. Nochtans worden WKK installaties in deze sector nog niet veel ge¨ınstalleerd. Het vermogen, nodig voor de verwarming van het gebouw, is dermate dat enkel installaties met zuigermotoren in aanmerking komen. Men spreekt hier ruwweg van 100kWe tot 1MWe. Kleinere installaties, zogenaamde micro-wkk, worden niet beschouwd in deze thesis omdat voorlopig nog geen dergelijke huishoudelijke installaties in gebruik zijn (tenzij in onderzoeksprojecten). De klassieke centrale verwarming (of cv) is een zeer eenvoudig en robuust systeem. Eén of meerdere ketels, gestookt met aardgas of stookolie, verwarmen het water dat rondgepompt wordt in het gebouw. De regeling kan vrij eenvoudig gebeuren gezien frequent opstarten van de ketels geen probleem is. De installatie is relatief goedkoop. Hierdoor beperkt het ontwerp zich tot het groot genoeg kiezen van het brandervermogen. In de volgende paragrafen blijkt dat een WKK systeem heel wat meer zorgen met zich mee brengt.

2.1.1

Rendabiliteit

In vergelijking met een klassieke stookplaats, vergt een warmtekrachtkoppeling een erg grote investering. De investering in een aardgasmotor is echter nog altijd vele malen kleiner dan de installatie van een gasturbine. Dit is uiteraard logisch omdat de gasturbine een veel hoger vermogen levert maar heeft als gevolg dat de marges bij WKK voor gebouwen veel geringer zijn. Het is niet mogelijk om uitgebreide studies en simulaties te doen in functie van het ontwerp, zoals dat gebeurt in industriële toepassingen. Hierbij berekent men de optimale grootte en regeling met complexe algoritmen [6]. De dimensionering van de motor en de regeling van een kleinschalige WKK moet echter snel en intu¨ıtief gebeuren, maar moet nog altijd een performant

8

HOOFDSTUK 2. WARMTEKRACHT VOOR GEBOUWENVERWARMING

9

systeem opleveren. Een warmtekrachtkoppeling brengt geld op door het besparen van energie. De kost per draaiuur bestaat uit een investerings-, onderhouds- en brandstofkost. Deze moet gecompenseerd worden door de brandstofbesparing als gevolg van de warmteproductie, en door de besparing op de elektriciteitsfactuur. De brandstofen elektriciteitsprijzen spelen een belangrijke rol , vooral de elektriciteitsprijs gezien deze afhankelijk is van het tijdstip. Bij lage elektriciteitsprijzen zijn de kosten hoger dan de opbrengsten. Anderzijds zorgt de investeringskost ervoor dat de installatie zoveel mogelijk moet draaien. Deze kost is immers vast per jaar zodat de kost per draaiuur sterk oploopt indien de motor te weinig wordt gebruikt. Bijgevolg is het niet rendabel de WKK te groot te kiezen (te weinig draaiuren in vollast) maar ook niet te klein (lager rendement en hogere investering per kW). In vorig hoofdstuk werd al vermeld dat de koppeling van warmte en kracht noodzaakt dat energie wordt opgeslagen of afgevoerd. Afvoeren van warmte is geen optie, voor deze vermogensklasse wordt elektriciteit immers aan een vast dagen nachttarief geleverd, dat nooit hoog genoeg zal zijn om de kosten van generatie, zonder besparing op warmte, te overtreffen. In bijlage A wordt aangetoond dat elektriciteit leveren aan het net met een aardgasmotor niet economisch verantwoord is (gebaseerd op [20]). Dit is een gevolg van het laag rendement van de motor. Slechts een derde van de energie-inhoud van de brandstof wordt omgezet in elektriciteit. Anderzijds is er de onzekerheid van het tijdstip van elektriciteitslevering. Zoals in de volgende paragraaf wordt beschreven is de warmtevraag moeilijk te voorspellen. Als gevolg hiervan is ook de elektriciteitsproductie onbekend, laat staan de hoeveelheid elektriciteit die overbodig is. Gecombineerd met het lage vermogen betekent dit dat de waarde van de elektriciteit voor de netbeheerder zeer gering is. Hij wil immers controle hebben over wie wanneer elektriciteit levert (bijvoorbeeld bij een tekort in de piekuren). De prijs van de verkochte elektriciteit is te laag om de kosten van productie met WKK te dekken. Om dezelfde reden is het verstandig om de WKK enkel in de normale uren te laten draaien, in de stille uren is de elektriciteitsprijs te laag.

2.1.2

Combinatie van warmte en kracht

Zoals in vorig hoofdstuk geschetst, kan de grootte van een WKK installatie geschat worden aan de hand van de jaarbelastingsduurcurve. De grote vraag is met welke gegevens deze curve moet opgesteld worden. In industriële toepassingen is de warmtevraag voorspelbaar gezien deze over het algemeen afhankelijk is van de productie. Deze is voor een deel vastgelegd door de planning waarmee het bedrijf werkt. Bij gebouwenverwarming (en onder andere ook bij tuinbouw) is deze warmtevraag afhankelijk van het weer. Het ontwerp moet dus met methodes gebeuren die proberen de weersinvloed te voorspellen. Het aantal jaarlijkse draaiuren zal veel beperkter zijn, gezien er bij warm weer geen warmtevraag is, en ook veranderlijk van jaar tot jaar. In figuur 2.1 is een typisch verloop van warmte- en elektriciteitsvraag getoond voor openbare gebouwen. Het profiel is gebaseerd op gegevens van mei en januari van de Provinciale Industriële Hogeschool Kortrijk (meer hierover in paragraaf 3.3.2). Het is duidelijk zichtbaar dat de profielen niet gelijk verlopen. De vaste verhouding warmte-elektriciteit indachtig is de elektriciteitsvraag omgerekend naar warmte tijdens de piekuren. Men ziet nu dat, in mei, een WKK die de warmtevraag voldoet tussen 7 en 8 uur elektriciteit moet dumpen in het net, en van 8 tot 21 uur elektriciteit moet bijkrijgen. Een installatie die de elektrische last volgt zal te veel warmte produceren. In januari zal een elektrische regeling niet voldoen aan de warmtevraag. Samengevat kan men zeggen dat het ontwerp van een warmtekrachtinstallatie voor gebouwen door middel van een jaarbelastingsduurcurve niet ideaal is. In de meeste gebouwen is de warmtevraag hoog


Mei 800 700 600 500 elektriciteit eq warmte

400 300 200 100 0 0:00

4:00

8:00

12:00

16:00

20:00

0:00

Uur

Januari 2500

2000

1500 elektriciteit eq totale warmte 1000

500

0 0:00

6:00

12:00

18:00

0:00

Uur

Figuur 2.1: Defasering van elektrische en thermische vraag

10


11

genoeg om ervoor te zorgen dat een WKK ontwerp op basis van warmtevraag een hoger vermogen voorop stelt dan een ontwerp op elektrische vraag. Gezien het niet rendabel is om elektriciteit af te voeren naar het net, zal een dergelijke installatie zeer weinig op volledige belasting draaien en zal de investering zeer moeilijk terug te verdienen zijn. Daarnaast toont deze grafiek niet wanneer de vraag optreedt. Zoals duidelijk te zien is in mei kan de WKK op zich geen hele dag de elektrische vraag volgen zonder dat de warmte afgevoerd wordt. Nochtans rekent de elektrische jaarbelastingsduurcurve hier op een hele dag draaitijd.

2.1.3

Regelproblemen

De regeling van een ketel gebeurt meestal op signaal van de retourtemperatuur van het water in de centrale verwarming. De ketel slaat aan indien een minimum wordt onderschreden en blijft werken tot de temperatuur hoog genoeg is, het debiet wordt zodanig ingesteld dat het vertrekwater ongeveer 20°C warmer is. Deze systemen worden aangeduid als 70/90 of 60/80 systemen (retour/vertrektemperatuur). De temperaturen worden soms aangepast naargelang de buitentemperatuur. Immers, hoe lager de retourtemperatuur, hoe kleiner de verliezen maar hoe minder thermisch vermogen kan overgedragen worden door de verwarmingselementen. Per lokaal wordt de warmtetoevoer geregeld door het debiet te regelen dat door deze warmtewisselaars gaat, op bevel van een thermostaat. Soms wordt de ketel ook rechtstreeks gestuurd door de thermostaat. 80

160

75

140

70

120

65

100

60

80

55

60

50

40

45

20

40

retourtemp ketelbrandstof

0 20.0

20.4

20.8

21.3

21.7

Uur

Figuur 2.2: Defasering van elektrische en thermische vraag Figuur 2.2 toont dat, vooral bij een dalende warmtevraag, de retourtemperatuur sterk kan oplopen. De reden hiervan is de grote vertraging die optreedt in het leidingsysteem. Bij dalende warmtevraag wordt het water minder afgekoeld in de verwarmingselementen, maar het duurt enige tijd vooraleer dit warme water de leidingen heeft doorstroomd en de retourtemperatuur doet stijgen. De reactie om de ketel stil te leggen of naar een lager vermogen te sturen, komt dus te laat. Het gevolg is dat de temperatuur van het retourwater vrij hoog wordt, regeltechnisch spreekt men van overshoot. Voor een ketel is dit geen probleem: hij wordt stilgelegd tot de temperatuur terug gezakt is. Gevaarlijke temperaturen worden niet


12

bereikt gezien de ketel wordt stilgelegd bij een retourtemperatuur van bijvoorbeeld 60°C zodat de maximum bereikbare temperatuur 80°C is. Een motor van een WKK installatie is echter veel minder flexibel. Om excessieve slijtage en onderhoudskosten te vermijden mag de motor niet te frequent opgestart worden, bijvoorbeeld 1 opstart per dag. Ook moet de ingangstemperatuur van de WKK beperkt worden, anders kan de motor zijn warmte niet afgeven en geraakt hij oververhit. Het moet dan ook duidelijk zijn dat de hierboven beschreven regeling niet voldoet: de pieken in retourtemperatuur spreken de oververhittingsbeveiliging van de WKK aan waardoor er opnieuw gestart moet worden. Het is niet eenvoudig om de warmteproductie zo te regelen dat de retourtemperatuur binnen de perken blijft, tenzij men een noodkoeling toepast. De piek is immers zowel afhankelijk van de waterinhoud van het systeem als van de snelheid waarmee de warmtevraag zakt. In de praktijk is dit een belangrijke oorzaak van instabiliteiten in WKK systemen die gecombineerd zijn met ketels. Deze kunnen leiden tot een sterke daling in rendabiliteit en energiebesparing.[16]

2.2

Mogelijkheden van warmteopslag

Om de flexibiliteit van industriële installaties te verhogen, wordt elektriciteit afgevoerd naar het net. Het is ondertussen duidelijk dat dit voor de hier beschouwde kleine installaties niet rendabel is. Dit probleem kan opgevangen worden door het opslaan van overbodige warmte. Het blijkt zelfs dat de meeste van bovenstaande problemen hiermee te omzeilen zijn: De dimensionering vereenvoudigt omdat de WKK enkel nog gebonden is aan het elektriciteitsprofiel. De opgeslagen thermische energie kan afgeleverd worden in functie van de warmtelast, zonder de installatie te be¨ınvloeden. Het probleem van defazering wordt dus beperkt. De warmtekrachtkoppeling krijgt een betrouwbare regeling, bijvoorbeeld op basis van de elektriciteitsvraag. Bij dalende warmtevraag kan het opgeslagen water de retourtemperatuur laag houden tot de maximum opslagcapaciteit bereikt is. Zo wordt het aantal start ups beperkt. Het aantal draaiuren verhoogt omdat nu ook warmte kan geleverd worden buiten de piekuren. De WKK kan hierdoor meer draaien tijdens de piekuren met beperkte warmtevraag (bijvoorbeeld in lente en herfst). In figuur 2.1 betekent dit dat de piek voor 8 uur in mei, wordt opgevuld met warmte die de dag ervoor opgeslagen werd na 8 uur. De installatie kan hierdoor de elektrische last blijven volgen van bijvoorbeeld 7 tot 12 uur in plaats van 7 tot 8 uur.

In elke installatie is al een zekere vorm van warmteopslag aanwezig. De leidingen van de centrale verwarming zijn immers allemaal gevuld met warm water vooraleer de WKK en/of de ketel uitgeschakeld wordt. Voor vele systemen betreft dit al een behoorlijke opslagcapaciteit, de leidingen bevatten immers enkele kubieke meter water, maar de grote oppervlakte verhoogt de verliezen. Efficiëntere warmteopslaginstallaties worden besproken in de volgende paragraaf.

2.2.1

Warmteopslagmethodes

Voor de opslag van de vrijgekomen warmte zijn er verschillende technieken hanteerbaar. De methode van opslag is vooral afhankelijk van de duur van de opslagperiode. Voor een relatief korte opslagperiode (enkele dagen tot een week) maakt men meestal gebruik van opslagtanks met warm water of eventueel stoom. Voor een langere opslagperiode (weken tot seizoenen) kan men gebruik maken van de warmtecapaciteit van de aarde. Een voorbeeld hiervan vindt men in het TESSAS-project bij het VITO in Mol [17]. De


13

warmte wordt hier gedurende enkele maanden opgeslagen in gesatureerde zandlagen. Nog andere systemen worden onderzocht, die gebruik maken van thermochemische reacties en faseverandering. Een uitgebreide beschrijving van verschillende opslagsystemen is te vinden in [14]. Praktisch gezien zijn enkel de warm water opslagtanks bruikbaar voor centrale verwarming.

Opslagreservoirs Zoals reeds aangehaald worden opslagtanks, ook wel buffervaten genoemd, vooral gebruikt voor relatief korte opslagtermijnen. Daardoor zijn ze uitermate geschikt voor het overbruggen van de periode tussen het economisch verantwoord produceren van elektriciteit enerzijds en de warmtevraag anderzijds. Deze tanks zijn relatief goedkoop gezien ze op lage druk (typisch 3 bar) en lage temperatuur (maximaal 90°C) werken.

Thermische stratificatie Bij de keuze van een buffervat is de plaatsingswijze van belang, dit vooral om het voordeel van thermische stratificatie te behouden. Wanneer warm en koud water in eenzelfde tank gebracht worden, zonder toepassing van enige vorm van menging, dan ontstaan er thermische lagen ten gevolge van het densiteitsverschil. Doordat de massadichtheid van water daalt met stijgende temperatuur, zal het warme water zich boven de koude laag gaan plaatsen. Bij het gebruik van een verticale opslagtank als warmtebuffer zal het warmste water zich dus bovenaan in de tank gaan bevinden.

Figuur 2.3: Thermische gelaagdheid Van dit principe kan men handig gebruik maken voor de toepassing in een centraal verwarmingssysteem. Beschouwen we het volgende voorbeeld: Veronderstel een tank met een inhoud V =2000 liter, inlaattemperatuur Tc =20 °C en uitlaattemperatuur Th =80 °C . Rekening houdend met de specifieke warmtecapaciteit van water cp = 4186 J/kgK en drie thermische lagen met temperaturen T1 = Tc = 20°C, T2 = 50°C en T3 = Th =80 °C bekomen we voor de totale warmteinhoud van het opslagvat Q = 666kg · 4186J/kgK · 0K + 666kg · 4186J/kgK · 30K + 666kg · 4186J/kgK · 60K


14

Q = 70 kW h Als men dezelfde hoeveelheid warmte zou opslaan in een vat dat niet gestratifieerd werkt, dan bekomt men als gemiddelde temperatuur van het warme water Tm =

70000W h · 3600s/h + Tc 2000kg · 4186 Tm = 50 ◦ C

Deze temperatuur is een stuk lager. Dit is nadelig omdat het overgedragen thermisch vermogen bepaald wordt door het temperatuursverschil. Als men bijvoorbeeld een gebouw wil verwarmen met water van 50 °C in plaats van 70°C dan moet men grotere, dus duurdere, warmtewisselaars plaatsen. Een alternatief is bijstoken om de temperatuur terug op 70°C te krijgen. Logischerwijze stijgt dan het brandstofverbruik. Algemeen kan men samenvatten dat het principe van thermische stratificatie ervoor zorgt dan het koude retourwater de temperatuur van het warme aanvoerwater in eerste instantie niet beinvloedt.

2.3

Analyse door dynamische simulatie

De in §2.1.3 beschreven problemen maken duidelijk dat de economisch verantwoorde toepassing van warmtekracht in gebouwen niet vanzelfsprekend is. Het is de bedoeling van deze thesis om na te gaan of men inderdaad een rendabele installatie kan ontwerpen door middel van relatief eenvoudige en snelle ontwerpmethodes. Sterke aandacht wordt gericht op het gebruik van warmteopslag gezien de voordelen ervan (§2.2). De analyse is gebeurd aan de hand van dynamische simulaties. Om de correctheid van de modellen te verifiëren is beroep gedaan op uitgebreide gegevens van een aardgasmotor (ter beschikking gesteld door het PIH Kortrijk, paragraaf 4.1). Om het model voor opslagvaten te valideren is zelfs een volledige proefopstelling gebouwd (paragraaf 4.2). Klassieke simulaties van warmtekrachtkoppeling gebeuren statisch. Per uur wordt bekeken wat de warmte- en elektriciteitsvraag is. Op basis hiervan wordt het vermogen van de motor bepaald volgens een regelprincipe, dat de werkelijke regeling moet nabootsen (bijvoorbeeld op elektrische vraag). Daarna kan gekeken worden of er elektriciteits- of warmteoverschot is, wat eventueel de regeling be¨ınvloed of warmteopslag berekent. Uit het vermogen kan het brandstofverbruik van de motor afgeleid worden, eventueel met oog voor deellast (verlaagd rendement) [20]. Verder kan met deze gegevens een economische evaluatie uitgevoerd worden [10]. Het beschreven statische simulatiemodel besteedt in het geheel geen aandacht aan de dynamische interactie van de WKK eenheid met de verwarmingsinstallatie (ketels en leidingen) en met het opslagvat. Het is dan ook niet mogelijk om de haalbaarheid van regelconcepten te toetsen. Zo kan in een statische simulatie simpelweg de thermische vraag gevolgd worden, terwijl deze in de praktijk zeer moeilijk te bepalen is. Ook de invloed van thermische traagheid van de installatie op de prestatie en regeling wordt niet meegerekend en de werking van een buffervat is afhankelijk van temperatuursniveau’s en regelingen in het systeem. Om een goed inzicht te krijgen in de interactie tussen de motor, het vat en de centrale verwarming, is in deze thesis een dynamische simulatie gebruikt. Met dynamisch wordt bedoeld dat de simulatie de tijdsafhankelijke overgangseffecten, zoals temperatuurstijgingen of opwarmingstijd van de motor, kan modelleren. Men noemt dit ook transiënte effecten. Dit betekent dat een vrij kleine tijdstap wordt gebruikt. Anderzijds is de simulatie in staat om een heel jaar te simuleren met dezelfde precisie. Op deze manier kan


15

de regeling en de prestatie van de installatie zeer gedetailleerd opgevolgd en geëvalueerd worden. In het volgende hoofdstuk wordt uitgebreid besproken hoe de simulatie is opgebouwd.

Hoofdstuk 3

Dynamische simulaties in TRNSYS 3.1

Het programma TRNSYS

TRNSYS staat voor TRaNsient SYstems Simulation programme” en is voornamelijk ontwikkeld door het ” Solar Energy Laboratory van de universiteit van Wisconsin. Het is een volledige simulatie-omgeving waarin tijdsafhankelijke systemen kunnen gesimuleerd worden. Het wordt gebruikt door onderzoekers en ingenieurs over de hele wereld om nieuwe energieconcepten te valideren. Oorspronkelijk betrof dit vooral zonneenergie systemen maar de mogelijkheden zijn veel uitgebreider. Dit komt omdat het programma modulair is opgebouwd (met DLL architectuur): de gebruiker kan naar believen componenten wijzigen en toevoegen in een programmeertaal naar keuze (voor deze thesis is C++ gebruikt).

Figuur 3.1: De TRNSYS studio In de grafische editor (de TRNSYS Studio, zie figuur 3.1) kan de gebruiker componenten uit de bibliotheek, of zelf geprogrammeerde componenten, met elkaar verbinden tot een systeem. Elke component wordt gekenmerkt door zijn inputs, outputs en parameters. Tijdens een simulatie bekijkt TRNSYS de inputs en

16

HOOFDSTUK 3. DYNAMISCHE SIMULATIES IN TRNSYS

17

parameters, zij worden door de achterliggende broncode van de component omgerekend tot outputs die dan weer inputs zijn voor een volgende component. Gedurende elke tijdstap blijft TRNSYS iteraties maken tot alle inputs en outputs overeenstemmen. Vervolgens wordt overgegaan naar een volgende tijdsstap. Hierbij kunnen differentiaalvergelijkingen gebruikt worden om transiënte overgangen tussen de tijdsstappen te modelleren. In de TRNSYS bibliotheek vindt men een groot arsenaal aan componenten voor onder andere HVAC uitrusting (Heating- Ventilation and AirConditioning), zonne-energiesystemen en dataverwerking. Voor deze thesis zijn ook enkele modellen zelf geprogrammeerd, waaronder een model voor WKK motoren. Er zijn reeds modellen aanwezig voor warmwateropslagtanks, zij het op kleine schaal. Deze 2 modellen worden apart besproken in hoofdstuk 4. Een zeer interessant onderdeel van TRNSYS bestaat uit de modellering van gebouwen. Volledige gebouwontwerpen kunnen ingevoerd worden, samen met de HVAC installaties. Door middel van klimaatgegevens berekent TRNSYS nauwkeurig de warmte- en koellasten die het gebouw kenmerken. Eveneens kan de elektrische last via gegevens over bezetting en gebruik gesimuleerd worden. Hoewel deze simulaties in deze thesis nog niet zijn toegepast, biedt dit interessante mogelijkheden. De simulatie van het warmtekrachtsysteem kan gekoppeld worden aan een simulatie van het gebouw, die de warmte- en elektriciteitslast gedetailleerd berekent. Voor een nieuw te ontwerpen gebouw biedt dit de mogelijkheid een simulatie te doen van het volledig HVAC systeem, inclusief WKK. Een dergelijke simulatie neemt wel heel wat tijd in beslag en de resultaten dienen omzichtig gehanteerd te worden.

3.2

Model van de installatie

Alle simulaties zijn uitgevoerd met een tijdstap van 2.5 minuten, een compromis tussen nauwkeurige simulatie van het transiënt verloop en berekeningstijd. Voor gedetailleerde simulaties kan men de tijdsstap kleiner nemen. Er wordt onderscheid gemaakt tussen 3 installaties: zonder WKK, met WKK, met WKK en buffer. Van elke simulatie bestaan 2 versies. In een eerste versie kan het dynamisch gedrag bestudeerd worden over 1 of meer dagen. Hierbij worden om de 2.5 minuten de gegevens weggeschreven naar een spreadsheet. Een tweede versie simuleert een heel jaar, de belangrijkste gegevens worden dan ge¨ıntegreerd per dag. De resultaten van alle simulaties zijn terug te vinden op de bijgevoegde CD-ROM. Hieronder wordt een overzicht gegeven van de voornaamste componenten van de simulaties, en hoe ze onderling verbonden zijn. Daarnaast wordt ook toegelicht hoe de belangrijkste parameters kunnen berekend worden. De volledige simulaties kan u vinden op de bijgevoegde CD-ROM, alsook de broncodes van de zelf geschreven componenten. Een uitgebreide beschrijving van de inputs, parameters en outputs van deze componenten, uitgezonderd het motormodel, vindt u in bijlage B. Dit laatste model wordt besproken in paragraaf 4.1. Uitleg over de componenten van de TRNSYS bibliotheek is terug te vinden in de handleiding van het programma. De besproken simulaties zijn gebruikt om de prestaties te vergelijken van de 3 types installaties met verschillende buffervaten, motoren en lasten. Naast deze zijn nog verscheidene andere simulaties uitgevoerd om onderzoek te doen naar verschillende regelstrategieën. In paragraaf 5.2 wordt verklaard op welke basis een goede regeling bekomen wordt, deze is dan ook toegepast in de simulaties.


18

T

T

Verwarmingsketels met thermostaat

Ventilator FA N

Gebouw Warmtewisselaar Warmtelast

Figuur 3.2: Opbouw van installatie zonder WKK

3.2.1

Simulatie zonder WKK

De opbouw van de installatie wordt getoond in figuur 3.2. De ketels leveren warm water (rood) via een leiding naar een warmtewisselaar. Deze gebruikt de warmte in het water om warme lucht (groen) te leveren aan het gebouw. De ketels worden geregeld op basis van de temperatuur van het gebouw via een klassieke thermostaat: onder Tmin1 wordt ketel 1 ingeschakeld tot Tmax bereikt is. Blijft de temperatuur echter dalen dan wordt onder Tmin2 ook ketel 2 ingeschakeld. Aan de warmtewisselaar is een klep voorzien die het warm water bypasst indien de temperatuur in het gebouw hoger dan Tmax wordt (om te hoge temperaturen in het gebouw te vermijden). Het gebouw is gemodelleerd als een warmtecapaciteit ( kJ K ). Thermische energie wordt toegevoerd via de warme lucht en afgevoerd door de warmtelast. De temperatuur wordt geregeld op 20°C. Meer detail is niet nodig, gezien de effecten van buitentemperatuur, temperatuurschommelingen in het gebouw en ventilatieen recirculatiedebieten vervat zijn in het thermisch profiel (§3.3). De temperatuur van dit blok kan gezien worden als een signaal, opgebouwd uit de signalen van PI regelaars uit de verschillende lokalen van het gebouw (zie ook §5.2). Deze temperatuur stemt dus niet volledig overeen met de werkelijke temperaturen in een gebouw. De warmtewisselaar modelleert het systeem van verwarmingselementen verspreid over het gebouw. Het waterdebiet moet gekozen worden volgens de DT20 regel: de ketels doen de watertemperatuur met 20°C stijgen. Met Q˙ th het geleverd thermisch vermogen van de ketels en cp de warmtecapaciteit van het water, wordt het massadebiet gegeven door: m ˙w=

Q˙ th cp (20)

(3.1)

In de simulatie wordt steeds een minimum debiet aangehouden, ook al werken de ketels niet. Het luchtdebiet m ˙ l is constant en wordt zodanig gekozen dat, bij de maximaal verwachte warmtelast ˙ Qmax (dus het opgestelde thermische vermogen), een bepaalde maximumtemperatuur Tlmax niet over-


19

schreden wordt, bijvoorbeeld 40°C. Dit om de afkoeling van het water zo goed mogelijk te simuleren. De toegevoerde lucht is geregeld op 20°C. m ˙l=

Q˙ max (Tmax − 20)cpl

De grootte van de warmtewisselaar wordt bepaald door zijn globale warmteoverdrachtscoëfficiënt kA in . Hij moet gedimensioneerd worden om de maximum warmtelast Q˙ max over te dragen met een logaritmisch temperatuursverschil ∆Tlm . Dit kan geschat worden aan de hand van lucht- en watertemperatuur. Eventueel kan de bepaling ervan iteratief gebeuren (gezien ∆Tlm afhankelijk is van de prestatie). is een factor die de configuratie van de warmtewisselaar (dwarsstroom bijvoorbeeld) in rekening brengt. W K

Q˙ max = kA∆Tlm ∆Tlm =

(Thi − Tco ) − (Tho − Tci ) −Tco ln TThi ho −Tci

De indices betekenen (h)ot, (c)old, (i)n, (o)ut. Dus Tci is de temperatuur van het ingaande koude water. De warmtecapaciteit mcp van het gebouw kan geschat worden. mcp = 1 kJ K betekent dat bij een warmtelast van 1kW het gebouw 1°C afkoelt per seconde. In de simulatie is 100000 kJ K gebruikt. De eerste ketel slaat aan op 20°C tot de temperatuur 22°C is. De tweede ketel wordt gebruikt vanaf 19°C, er is ook een derde ketel voorzien vanaf 18°C. De keuze van de lengte van de leidingen is uiteraard systeemafhankelijk en zal vooral de regeling en opslagcapaciteit veranderen. Er moet worden opgemerkt dat de invloed op de regeling vervalt indien de leiding niet voldoende capaciteit heeft om het water gedurende 1 tijdstap op te slaan. Een verliesfactor kan in rekening gebracht worden maar deze verliezen zijn normaal gezien vervat in de warmtelast. Volgende componenten zijn zelf geprogrammeerd: ketels, thermostaten, gebouw, pompen. Informatie hierover vindt u in bijlage B.

3.2.2

Simulatie met WKK

Zoals geschetst in figuur 3.3 verandert er niet zo veel aan de installatie. De WKK wordt in parallel met de ketels geplaatst, het waterdebiet wordt gesplitst volgens de vraag van de pompen van WKK en ketels. De motor wordt geregeld op de elektrische last door de component WKK electric control”. Het motormodel ” en de inpassing in het systeem wordt besproken in §4.1. De regeling van de WKK motor volgt de elektrische last tijdens de piekuren. Indien de retourtemperatuur hoger dan een ingestelde waarde wordt (omdat de warmtevraag afneemt), zal het vermogen van de motor lineair verminderd worden tot de maximale retourtemperatuur is bereikt. Na uitschakeling zal de motor pas de volgende dag weer mogen opstarten. Dit regelprincipe wordt ook toegepast in de installatie van het PIH te Kortrijk, waarmee de simulatie gevalideerd werd (zie verder). De ketels kunnen extra warmte leveren indien de gebouwtemperatuur zakt. Het debiet door de WKK kan weer bepaald worden met de DT20 regel. Normaal gezien werkt men met een vast debiet. In de simulatie is dit als minimum debiet gekozen. De grootte van de motor wordt bepaald door het ontwerp. Een bespreking hiervan volgt in §5.3. De componenten die de motor en de elektrische regeling beschrijven, zijn zelf geprogrammeerd. De warmtewisselaars rond de motor (niet aangeduid op de figuur) zijn standaardcomponenten.


20

T

Ventilator FAN

Gebouw

T

Warmtewisselaar Verwarmingsketels met thermostaat

Warmtelast

G WKK

WKK electric control

Figuur 3.3: Opbouw van installatie met WKK

Warmtelast T

Ventilator FAN

Gebouw

T

Warmtewisselaar

Buffercontrol

Verwarmingsketels met thermostaat

Legingspomp

Opslagvat

G WKK Vulklep WKK electric control

Figuur 3.4: Opbouw van installatie met WKK en opslagvat


3.2.3

21

Simulatie met WKK en opslagvat

De inpassing van een opslagvat in de installatie is minder eenvoudig. Figuur 3.4 toont het principe. Zoals reeds uitgelegd in §2.2.1 moet rekening gehouden worden met thermische stratificatie. De component buffercontrol” beslist wanneer er gevuld of geledigd wordt. De inplaatsing van het buffer is gebaseerd op ” [14]. Opvullen gebeurt enkel wanneer de WKK draait. Van zodra de retourtemperatuur boven de 60 graden stijgt wordt koud water uit het buffervat gemengd met het retourwater. Op deze manier kan de temperatuur van het water dat in de WKK stroomt rond de 60°C gehouden worden. Dit lukt niet meer wanneer de temperatuur van de onderste waterlaag in het vat boven de 60° stijgt, vanaf dan wordt het volledige debiet uit het vat gehaald. De motor wordt uitgeschakeld zodra zijn ingangstemperatuur 70°C wordt (de maximum toegelaten temperatuur). Gezien het DT20 principe betekent dit dat na een volledige vulling het vat bovenaan water bevat van 90°C en onderaan 70°C (of iets minder als de retourtemperatuur zeer hoog was). Bij een plaatsing van het vat na de WKK is het mogelijk om het volledige volume tot 90°C te brengen (en dus meer energie op te slaan), anderzijds is een complexe regeling nodig om te zorgen dat de buffer tijdig start met vullen om de retourtemperatuur laag genoeg te houden (de overshoot problemen indachtig). Wat betreft het ledigen gedraagt het opslagvat zich als een ketel. Op vraag van de thermostaten wordt warm water van bovenaan uit het vat naar het gebouw gepompt. De lediging duurt voort tot de temperatuur van de toplaag een zeker minimum bereikt of onder de temperatuur van het retourwater zakt. Dit laatste lijkt de beste oplossing. Zolang de retourtemperatuur lager is kan men de warmte in het opslagvat immers nog benutten. Indien de temperatuur te laag is voor de verwarmingselementen wordt bijgestookt, zodat de retourtemperatuur stijgt en de buffer uitgeschakeld wordt. Het debiet van de ledigingspomp is gelijk genomen aan dit van de WKK pomp. De component buffercontrol” werd zelf geprogrammeerd en is dus terug te vinden in bijlage B. De ” kleppen zijn standaardcomponenten. Ook het opslagvat is een model van de TRNSYS bibliotheek. Omwille van het grote belang van de correctheid ervan, is het model uitgebreid gevalideerd met een zelf ontworpen en gebouwde proefopstelling. De beschrijving hiervan en van de bepaling van de parameters van het model wordt besproken in §4.2 en §4.3.

3.3 3.3.1

Warmte- en elektrische lasten Opstellen van de profielen

De dimensionering en prestatie van een warmtekrachtkoppeling wordt voor het grootste deel bepaald door de elektriciteits- en warmtevraag. Een goed ontwerp moet dan ook ruime aandacht besteden aan de te verwachten elektrische en thermische profielen (met profiel wordt het tijdsverloop van de vraag bedoeld, bijvoorbeeld per uur). Dit lijkt makkelijker dan het in realiteit is. De warmtevraag zal bijvoorbeeld sterk afhangen van de buitentemperatuur. De voorspelling hiervan over een langere periode is zo goed als onmogelijk. De elektrische vraag kan afhangen van de bezetting van lokalen, opnieuw een moeilijk voorspelbaar gegeven. Bij inpassing van een WKK systeem in bestaande gebouwen kunnen de profielen via metingen opgesteld worden. Dit veronderstelt dan wel dat deze metingen minstens een jaar voor het ontwerp gebeuren. Aardgasof elektriciteitsfacturen komen hier van pas. Voor meer gedetailleerde verlopen (per uur) kan dan tijdelijk


22

meetapparatuur geplaatst worden. Deze aanpak is ook gebruikt in deze thesis, zoals besproken wordt in §3.3.2. Een alternatief is werken met vooropgestelde profielen [19]. Voor verschillende sectoren (tuinbouw, residentieel,...) wordt een gemiddeld profiel voorgesteld. Dit bestaat uit een dagverloop, een weekverloop en een jaarverloop zoals getoond in figuur 3.5. Het verloop is uitgedrukt als een fractie van een dag-, week-, of jaarverbruik zodat enkel het jaarverbruik gekend moet zijn om het verbruik per uur te kennen (uit facturen af te leiden). Uiteraard kan een profiel aangepast worden overeenkomstig bekomen gegevens of metingen, gezien de kans reëel is dat het werkelijk profiel aanzienlijk verschilt. Deze laatste strategie kan ook toegepast worden voor het ontwerp in nieuwe gebouwen, het is dan wel moeilijker om het juiste jaarverbruik te kennen. In dit geval zijn simulaties van het gebouw, in TRNSYS bijvoorbeeld, de beste oplossing om het energieverbruik te bepalen. Zoals reeds werd vermeld kan de simulatie van de WKK rechtstreeks gekoppeld worden met deze gebouwensimulaties. Een belangrijk nadeel is echter dat dergelijke simulaties zeer veel gegevens vereisen. Naast invoering van het grondplan, de bouwmaterialen, plaatsing van de vensters enzovoort, moeten er ook schattingen gemaakt worden van klimaat, aanwezigheid van mensen, plaatsing en gebruik van toestellen,... Men begrijpt dat dit zeer veel tijd kost. In de vakgroep worden volledige thesissen gewijd aan deze gebouwensimulaties. De resultaten zijn niet altijd even betrouwbaar.

Graaddagen Er moet opgemerkt worden dat voorgaande methodes nog altijd geen voorspelling maken van de toekomstige energievraag. Wat betreft elektriciteit is dit aanvaardbaar. Het is immers aannemelijk dat de vraag elk jaar ongeveer dezelfde blijft en eventuele invloeden zijn zeer moeilijk te voorspellen. Wat betreft warmtevraag in gebouwen ligt dit anders. Er is immers een belangrijke invloed van het weer waarover veel informatie beschikbaar is uit het verleden. De graaddagen methode kan gebruikt worden om thermische lasten te relateren met weergegevens. De gebouwensimulaties in TRNSYS gebruiken nog veel gedetailleerdere weergegevens met inbegrip van bewolking, wind, enzovoort (standaardjaar van Ukkel). Hierop wordt niet verder ingegaan. De graaddagen methode wordt gebruikt door aardgasleveranciers voor de facturatie en normalisatie van de gasaangiften. Elke dag wordt een equivalente temperatuur Teq berekend, op basis van gemiddelde temperaturen van die dag en de 2 vorige dagen. Men veronderstelt dat een gebouw moet verwarmd worden indien de equivalente temperatuur onder 16,5°C valt. Een graaddag komt overeen met 1 dag waarbij Teq = 16, 5◦ C − 1◦ C = 15, 5°C. Indien op een bepaalde dag Teq 10°C bedroeg, telt deze dag dus 6,5 graaddagen. Meer informatie over de berekening en het historisch verloop van de graaddagen vindt u in [13]. Een bijzonder interessante toepassing van de graaddagen is de definitie van het standaardjaar. Dit is een gemiddelde van de graaddagen per maand over een referentieperiode. Deze referentieperiode wordt om de 5 jaar aangepast (sinds 2006 is de periode 1976-2005 in gebruik). Men kan dit gebruiken om gegevens van de warmtevraag per maand bijvoorbeeld uit de aardgasfactuur om te zetten naar een warmtevraag in het standaardjaar. Op deze manier wordt dus een standaardjaarprofiel gegenereerd. Dit is de beste benadering om de warmtevraag in de komende jaren te voorspellen.


23

Dag 9.00% 8.00%

Fractie dagverbruik

7.00% 6.00% 5.00% 4.00% 3.00% 2.00% 1.00% 0.00% 1

2

3

4

5

6

7

8

9

10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 Uren

Week 20.00% 18.00% 16.00%

Fractie weekverbruik

14.00% 12.00% 10.00% 8.00% 6.00% 4.00% 2.00% 0.00% 1

2

3

4

5

6

7

Dagen

Jaar 16.00% 14.00%

Fractie jaarverbruik

12.00% 10.00% 8.00% 6.00% 4.00% 2.00% 0.00% 1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

Maanden

Figuur 3.5: Voorbeeld van een thermisch profiel (onderwijs)


3.3.2

24

Elektrische en thermische profielen van het PIH Kortrijk

Om een duidelijk beeld te krijgen van de elektrische en thermische profielen in gebouwenverwarming, is een beroep gedaan op gegevens van de Provinciale Industriële Hogeschool (PIH) Kortrijk. Op deze campus is een warmtekrachtkoppeling ge¨ınstalleerd van 288 kWe waarop uitgebreide metingen gebeuren (deze installatie is ook gebruikt ter validatie van het motormodel en van de simulatie). Daarnaast is er ook al onderzoek gebeurd om een warmteopslagvat te integreren [14]. Dit maakt de installatie een interessant voorbeeld voor deze thesis. Een aan de WKK verbonden computer houdt een hele reeks metingen bij. In deze metingen zijn het netvermogen en het elektrisch vermogen van de WKK inbegrepen (inclusief tellerstanden). Op deze manier is het dus vrij eenvoudig om een elektrisch profiel op te stellen. Op basis hiervan is een weekprofiel opgesteld (gemiddelde van dagen uit verschillende weken). Het jaarprofiel is gebaseerd op gegevens van 2004. Een verfijning hiervan kan vakanties in rekening brengen (het weekprofiel houdt enkel rekening met weekends). De profielen zijn getoond in figuur 3.6. Ook het totaal verbruik kan afgeleid worden uit de meetgegevens en is uitgemiddeld van 2000 tot 2004. De thermische profielen zijn moeilijker te bepalen, gezien de meetapparatuur enkel gegevens van de WKK bijhoudt. De warmteproductie komt echter niet alleen van deze motor, maar ook van verwarmingsketels. Daarbij komt ook nog dat de WKK op een apart verwarmingscircuit (PIH2) aangesloten is, waarbij restwarmte naar het andere circuit kan geleid worden (PIH1 en PTI1 ). Het thermisch weekprofiel is gebaseerd op metingen uitgevoerd in de studie van warmteopslag aan het PIH [14]. Deze metingen tonen de volledige warmtevraag van PIH en PTI (aan beide scholen kan immers warmte worden geleverd). Op basis van gegevens van februari en maart ’98 is een weekverloop opgesteld. De maandelijkse gasfacturen zijn bekeken van 2000 tot 2004. Uit metingen is het thermisch rendement van de WKK ηth bekend, en het thermisch rendement van de ketels ηketel kan geschat worden op 0.9. Mits aanname dat het gasverbruik voor sanitair warm water te verwaarlozen is, kan de warmtevraag Q uitgedrukt worden als: Vwkk Hu Vketels Hu Q= + ηth ηketel Hierin is V het gasverbruik in N m3 en Hu de bovenste verbrandingswaarde per N m3 . Met deze gegevens kan dus de maandelijkse warmtevraag geschat worden. Het thermisch jaarprofiel is vervolgens genormaliseerd, met de graaddagenmethode, naar het standaardjaar. Met het aantal graaddagen dat in elke maand van 2000 tot 2004 voorkwam is een correlatie gemaakt tussen warmtevraag en graaddagen, getoond in figuur 3.7. Onder de 60 graaddagen is de warmtevraag 0 genomen. De bekomen correlatie is dan gebruikt om het standaardjaarverloop te genereren dat in figuur 3.8 getoond is. De spreiding op figuur 3.7 is hoofdzakelijk te verklaren door vakantieperiodes.

3.4

Economische analyse

Om een vergelijkende studie tussen de opstellingen met en zonder buffervat te kunnen uitvoeren is er uiteraard nood aan economische analyse van beide systemen. Bij Cogen Vlaanderen VZW [19] zijn uitgebreide rekensheets beschikbaar voor een gedetailleerde haalbaarheidsstudie van een WKK-installatie en door de firma ABC [5] werden uitgebreide gegevens beschikbaar gesteld aangaande onderhoud van de installatie. 1

Het PTI of Provinciaal Technisch Instituut wordt ook gedeeltelijk van elektriciteit en warmte voorzien door de installatie in het PIH


25

Weekprofiel 0.0014

0.0012


0.001

0.0008

0.0006

0.0004

0.0002

0 0

1

2

3

4

5

6

7

Dagen

Jaarprofiel 0.03


0.025

0.02

0.015

0.01

0.005

0 0

10

20

30

40

Weken

Figuur 3.6: Elektrisch profiel van het PIH

50

60


26

900000 800000 700000

Warmtevraag (kWh)

y = 1486.3x 600000 500000 400000 300000 200000 100000 0 0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

Graaddagen

Figuur 3.7: Verband tussen maandelijkse warmtevraag en graaddagen

Om hier een overzichtelijk geheel te behouden wordt gebruik gemaakt van deze gegevens om een beknopte investeringsanalyse van de verschillende systemen te maken. De systemen die vergeleken worden zijn enerzijds de situatie ’gescheiden productie versus WKK zonder warmtebuffer’ en anderzijds ’gescheiden productie versus WKK met warmtebuffer’. Beide systemen werden gebaseerd op de bestaande installatie in het PIH te Kortrijk zodat enige validatie mogelijk is. Ook werd aandacht besteed aan de afzonderlijke investering in een buffervat. Alvorens tot de effectieve vergelijking over te gaan wordt de marktprijs van gas en elektriciteit van dichtbij bekeken.

3.4.1

Elektriciteits- en gasprijzen op de vrije energiemarkt

Op de website van de Federale Overheidsdienst Economie, KMO, Middenstand en Energie [15] zijn de actuele energieprijzen vrij te raadplegen. De laatste aanpassing dateert van februari 2006.

Elektriciteitsprijzen Aangezien de installatie een elektrisch vermogen van 288 kWe heeft is hier de tariefformule boven 30 kVA van kracht. De vaste term in de elektriciteitsprijs is in deze analyse niet van belang aangezien die bij de installatie van een WKK of een warmteopslagreservoir niet wegvalt. Men moet immers ’s nachts en bij onderhoud nog over elektrische energie kunnen beschikken. De WKK-installatie is zo gedimensioneerd dat ze de elektrische last gedurende een deel van de piekuren volgt. De vermeden aankoop van elektriciteit uit het net heeft dus de waarde van die tijdens de piekuren. Momenteel bedraagt deze 10.57 kWc h , taksen niet inbegrepen. Een volledig overzicht van de tarieven is te vinden in bijlage C.

Gasprijzen De bepaling van het gastarief is afhankelijk van het jaarlijkse verbruik. Een volledig overzicht van de tarieven is te vinden in bijlage D. Wat deze simulatie betreft ligt het jaarlijkse verbruik hoger dan 976944


27

Weekprofiel 0.02 0.018 0.016


0.014 0.012 0.01 0.008 0.006 0.004 0.002 0 0

1

2

3

4

5

6

7

Dagen

Standaardjaarprofiel 0.045 0.04


0.035 0.03 0.025 0.02 0.015 0.01 0.005 0 0

10

20

30

40

Weken

Figuur 3.8: Thermisch profiel van het PIH

50


28

kWh zodat tariefformule ND3 van toepassing wordt. Opnieuw is hierbij de vaste kost niet van belang. Enkel het meerverbuik aan gas dient in rekening gebracht te worden. In deze tariefformule is de gasprijs nog eens afhankelijk van het verbruik. Tot 2930556 kWh betaalt men 2.70528 kWc h op jaarbasis. Het resterende saldo wordt aan 2.63389 kWc h gefactureerd. Ook in deze prijzen zijn de taksen niet ingerekend.

3.4.2

Warmtekrachtcertificaten

Om de investering in warmtekrachtkoppeling een stuk interessanter te maken heeft de overheid het systeem van warmtekrachtcertificaten ingevoerd. Men paste voorheen al een soortgelijk principe toe met de groene stroomcertificaten [18]. Het systeem bestaat erin dat per MWh primaire energiebesparing (PEB) 1 certificaat aan de eigenaar van de WKK-installatie wordt toegekend. Omdat de elektriciteitsproducenten verplicht zijn een minimum aantal certificaten voor te leggen aan de overheid ontstaat op die manier een handel in warmtekrachtcertificaten. Geschat wordt dat voor 1 certificaat zo’n 90% van zijn boetewaarde betaald wordt. In de praktijk komt dit neer op zo’n 38 e . Indien de WKK-installatie voldoende primaire energie bespaart kunnen de certificaten dus een groot deel van de investering op zich nemen.

Figuur 3.9: Systeem van certificatenuitwisseling Zoals in 1.3.2 al werd vermeld dient de WKK-installatie aan enkele eisen te voldoen alvorens men van de warmtekrachtcertificaten gebruik kan maken. De relatieve primaire energiebesparing (RPE) moet op zijn minst 5% bedragen. De RPE wordt berekend op basis van de referentierendementen van een gescheiden productie en de rendementen van de WKK-installatie. RP E = 1 −

αQ ηQ

1 +

αE ηE

αQ staat voor het thermisch rendement van de WKK-installatie, αE voor het elektrisch rendement van dezelfde installatie. De waarden van deze rendementen zijn afhankelijk van de mate waarin de installatie al dan niet in deellast draait. ηE slaat op het elektrisch rendement van de referentiecentrale. Wanneer het hem om een spanning lager dan 15 kV gaat bedraagt dit rendement 50%. ηQ staat voor het thermisch rendement van de referentieketel bij gescheiden productie. Omdat de warmte hier wordt vrijgesteld onder de vorm van warm water stelt men dit rendement gelijk aan 90%. Indien men de formule toepast op deze installatie, dan wordt een relatieve primaire energiebesparing van zo’n 22% bekomen. De voorwaarde voor het gebruik van warmtekrachtcertificaten is dus zeker en vast voldaan.


29

Het aantal verworven certificaten wordt berekend op basis van diezelfde referentierendementen en afhankelijk van de geproduceerde hoeveelheid elektrische energie E door de WKK. P EB = E · (

1 αQ 1 + − ) ηE αE · ηQ αE

Het is niet zo dat men gedurende de volledige levensduur van de WKK-installatie gebruik kan maken van alle verworven warmtekrachtcertificaten. Na 4 jaar treedt er een maandelijkse degressie op van het aantal bruikbare certificaten volgens onderstaande formule RP E − 0.2 · (T − 48) RP E Hierin stelt X het percentage aan bruikbare certificaten voor en T is de verstreken periode in maanden. Gedurende de eerste vier jaar zijn alle verworven certificaten bruikbaar, daarna daalt hun waarde maand na maand. Meestal loopt de degressieperiode 8 tot 12 jaar na de installatie door (zie ook [19]). Figuur 3.10 geeft een overzicht van de bruikbare certificaten voor de installatie, dus zonder warmtebuffer. X=

500 450 400 350 300 250

497

497

497

497

470 416

200

362 308

150

254 200

100 50 0 1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

jaar

Figuur 3.10: Aantal bruikbare certificaten op jaarbasis Uit de bepaling van de degressiefactor blijkt dat een WKK die een hogere relatieve primaire energiebesparing tot gevolg heeft, langer van de warmtekrachtcertificaten kan genieten. Het is dan ook een stimulans om een zo performant mogelijke WKK uit te bouwen zodat de investering een maximaal rendement bereikt.

3.4.3

Interne rendementsgraad en netto huidige waarde

Deze twee parameters worden in de economische wereld veelvuldig gebruikt om de waarde van een investering aan te duiden. De interne rendementsgraad, afgekort als IRR, geeft het rendement van de investering weer. Als men als investering het plaatsen van geld op een spaarboekje zou voorstellen, dan zou de IRR van deze investering hedendaags ±2 % bedragen. De netto huidige waarde (Net Present Value of NPV) kleeft daarentegen een geldwaarde op de investering. Rekening houdende met een vooropgesteld rendement (bvb.


30

15 %) en met de tijdswaarde van het geld kan men zo een positieve of negatieve waarde van de investering bekomen.

3.4.4

Gescheiden productie versus WKK-installatie zonder warmteopslag

Om de interne rendementsgraad van de investering in een WKK te bepalen is het enkel noodzakelijk de met de investering gepaard gaande kosten en baten op te sommen. Aan de hand daarvan bepaalt men de netto kasstroom per jaar en heeft men de interne rendementsgraad van de investering als resultaat.

Specifieke investeringskosten Opdat de analyse voor verscheidene installaties met verscheidene vermogens bruikbaar zou zijn wordt hier gebruik gemaakt van specifieke kosten, met andere woorden kosten per kWe. De belangrijkste kosten die met de installatie van een WKK gepaard gaan zijn uiteraard de initiële investering in de gas- of dieselmotor. Naast dit centrale onderdeel dienen natuurlijk nog de nodige warmtewisselunits voorzien te worden alsook de nodige appendages op het leidingwerk. Uit de gegevens van Cogen Vlaanderen [19] en ABC diesels [5] R volgt dat de installatiekost van de motor ongeveer kan gelijk gesteld worden aan 388 EU kW e en de kost van EU R de appendages aan 155.2 kW e . Naast de kosten voor de installatie zelf moet men nog rekening houden met het noodzakelijke onderhoud. Men rekent deze kosten meestal per equivalent draaiuur, dit is de totale elektriciteitsproductie in kWh gedeeld door het maximum vermogen in kW. De onderhoudsintervallen zijn afhankelijk van het aantal draaiuren en van het aantal start-ups. Een WKK-installatie die geregeld opstart is meer onderhevig aan slijtage dan een opstelling die continu in vollast draait. Uit [5] volgt dat per start-up men 4 equivalente EU R draaiuren mag rekenen. In de praktijk komt de kost voor het onderhoud neer op 0.01472 kW he , rekening houdende met de kost van smeerolie en vervangingsonderdelen. De installatie van een brander als bijstook of back-up dient men hier niet in rekening te brengen aangezien men deze sowieso moet aanschaffen. Men moet immers over voldoende warmteproducerende capaciteit beschikken als de WKK niet draait of als deze in onderhoud is. Het is dus geen bijkomende kost die aan de investering gerelateerd is.

Bijkomende gasconsumptie Aangezien in dit geval zowel de branders als de WKK op gas draaien kan men de bijkomende kost voor brandstof eenvoudig bepalen uit het volledige gasverbruik. Het volstaat immers de situaties zonder WKK en met WKK te vergelijken en de gasverbruiken van elkaar af te trekken om de meerconsumptie in het geval van WKK te bekomen. Wel moet erop gewezen worden dat met het meerverbruik aan gas een andere tariefformule van toepassing kan zijn (zie bijlage D). Aangezien in deze situatie reeds de hoogste tariefformule geldt moet hier geen verdere aandacht aan besteed worden. In het geval van branders op stookolie wordt de situatie minder eenvoudig. Om de meerprijs aan brandstof te bepalen dient men het aandeel van de WKK-installatie in de totale warmteproductie te kennen. Op basis daarvan kan men het aandeel van de stookoliebranders bepalen en zo de meerprijs aan gas en de minprijs aan stookolie berekenen. Aangezien dit niet veel voorkomt, wordt hier niet verder op ingegaan.


31

Baten van de WKK-installatie Als eerste winstgevende factor van de installatie kan men de vermeden aankoop van elektriciteit in rekening brengen. Afhankelijk van het tijdstip waarop de WKK in werking is kan men hier het dag- of nachttarief rekenen. De vaste aansluitingskost speelt hierin geen rol. Men moet sowieso een aansluiting op het net hebben om aan de elektrische basisvraag te kunnen voldoen in geval van onderhoud aan de WKK of indien de WKK niet draait. Eventueel kan wel een kleine winst geboekt worden op de vaste aansluitingskost. Deze wordt immers bepaald aan de hand van het vermogen dat de aansluiting moet leveren. In deze analyse wordt met deze factor geen rekening gehouden. De installatie wordt zo geregeld dat ze aan de elektrische vraag voldoet gedurende de piekuren. Daarom kan de vermeden aankoop van elektriciteit aan het dagtarief gerekend worden. In de veronderstelling dat de basisaansluiting een vermogen hoger dan 30 kVA bedraagt, is dit tarief 10.57 kWc h (zie §3.4.1). Als tweede winstgevende factor komen de warmtekrachtcertificaten in aanmerking. De berekeningswijze voor het aantal certificaten werd reeds vermeld in §3.4.2.

3.4.5

Gescheiden productie versus WKK met warmteopslag

Bij de analyse van deze investering komt naast de kost voor de WKK ook de investering in de bufferinstallatie kijken. Samen met deze extra investering komt een extra winst door meer elektriciteitsproductie en meer warmtekrachtcertificaten.

Specifieke investeringskosten Voor de installatie van een warmtebuffer komen er naast de kost van het buffervat zelf nog enkele randapparaten in het kostenplaatje. Bij de opslag van warm water is het vereist een bijkomend expansievat te installeren die de uitzetting van het extra volume water opvangt. Om het buffervat in het systeem in te passen is een aanpassing van het bestaande leidingennet vereist met de nodige appendages. Omdat de kost hier voor het grootste deel bestaat uit kleppen is ze niet afhankelijk van het volume. Aan de hand van de gegevens uit [14] en [3] bekomt men de investeringskosten in tabel 3.1. Een deel van de kost voor buffervat en expansievat is niet evenredig met het volume en is opgenomen als vaste kost. Als plaatsingskost is de kostprijs van het buffervat genomen. Al deze kostprijzen zijn slechts indicatief, in realiteit moeten enkele offertes meer duidelijkheid brengen over de werkelijke kosten.

Tabel 3.1: Kosten van een opslagvat

Buffervat met isolatie

275

e /m 3

Expansievat

71

e /m 3

Appendages + vaste kosten

6300

e

Meerconsumptie gas De installatie van een buffervat in een goed ontworpen systeem heeft als algemeen gevolg dat de WKK meer equivalente draaiuren zal hebben op jaarbasis. Dit komt er op neer dat het gasverbruik op jaarbasis eveneens zal stijgen. Deze extra kost moet in rekening gebracht worden. Omdat het hier eveneens om een meerverbuik gaat, en men reeds in de hoogste klasse valt, heeft dit geen invloed op het gastarief.


32

Warmtekrachtcertificaten Een tweede effect van het verhoogde aantal equivalente draaiuren is dat het aantal warmtekrachtcertificaten waar men recht op heeft zal gaan stijgen. Dit aantal wordt immers berekend op basis van de geproduceerde hoeveelheid elektrische energie uit de WKK (zie §3.4.2). Het is wel zo dat het globaal elektrisch en thermisch rendement van de WKK-installatie zal dalen ten opzicht van de situatie zonder warmteopslag. De verhoging van het aantal equivalente draaiuren volgt immers uit het feit dat de WKK meer in deellast draait in de overgangsseizoenen. Dit heeft een licht negatief effect op de globale rendementen.

3.4.6

Volledige uitwerking economische analyse

Voor de volledige uitwerking van de economische analyse voor beide gevallen wordt verwezen naar de bijgevoegde CD-ROM. Bij wijze van voorbeeld wordt de netto kasstroom gedurende tien jaar voor een WKK installatie (300 kWe, opslagvat van 12 m3 ) getoond in figuur 3.11.

Figuur 3.11: Investeringsanalyse

3.5

Validatie van de simulatie

Om te controleren of de simulatie wel degelijk betrouwbare resultaten weergeeft is een vergelijking gemaakt van simulatieresultaten (zonder vat) met de gegevens van het PIH Kortrijk van 2002. Figuur 3.12 vergelijkt het aantal equivalente draaiuren. Een volledige vergelijking van simulatieresultaten en meetgegevens vindt u in bijlage E. Er moet opgemerkt worden dat deze simulatie niet werkt met de hierboven beschreven profielen, maar met een jaarprofiel gebaseerd op de graaddagen per dag (en niet per maand) van 2002 met correctie voor weekends, in combinatie met een dagprofiel. Dit wordt getoond in figuur 5.4 op pagina 55, waar ook wordt beschreven waarom dit profiel de werkelijkheid beter benadert. Er zijn nog andere invloeden die het verschil tussen simulatie en realiteit op het PIH vergroten. Zo zijn vakantieperiodes niet in het profiel meegerekend. Ook wordt de WKK op de hogeschool uitgebreid


33

gemonitord en bijgeregeld, gezien de educatieve functie. Daarbij komt nog dat de integratie in het cv systeem anders is dan in de simulatie (eigen circuit met een verbinding naar de centrale stookplaats). Men kan zien dat de simulatieresultaten vrij goed overeenstemmen met de gegevens. Ondanks alle invloeden levert de simulatie dus toch betrouwbare resultaten. Vooral de overeenkomst in rendementen is belangrijk: ze worden onderschat zodat de simulatie geen verbloemde voorspellingen zal doen. De regeling in de simulatie laat nog enkele draaidagen in juni toe, waar in het PIH de installatie werd stilgelegd. Grote verschillen, zoals in september en december, zijn te wijten aan vakantieperiodes. 300

250

200

150

Metingen Simulatie

100

50

0

Figuur 3.12: Equivalente draaiuren per maand in 2002

Hoofdstuk 4

Modellen 4.1

Model van een verbrandingsmotor

Het belangrijkste onderdeel van een warmtekrachtkoppeling is uiteraard de motor. Zoals eerder uitgelegd, wordt in deze thesis de aandacht gericht op aardgas- en dieselmotoren. Een belangrijke stap in de modellering is dan ook een betrouwbaar model ontwikkelen van dit soort motoren. Enerzijds moet dit model eenvoudig genoeg zijn om bruikbaar te zijn voor verschillende types en vermogensklassen van motoren, anderzijds is de correcte voorspelling van elektriciteits- en warmtelevering cruciaal voor een realistische simulatie. De modellen, beschikbaar in TRNSYS, zijn uiterst eenvoudig. Een ingegeven lineaire functie voorspelt het brandstofverbruik bij een te leveren elektrisch vermogen. Dit model is niet bruikbaar voor een WKK toepassing omdat de warmteontwikkeling in de motor niet bepaald wordt. Het is dus nodig om een nieuw model te programmeren. Ter ondersteuning van de modelbouw zijn metingen verricht op een dieselmotor van 132 kW uit het laboratorium (appendix F). Er is ook gebruik gemaakt van bestaande metingen op een kleine gasmotor [12]. Het ontworpen model is dan geverifieerd met gegevens van de aardgasmotor van de warmtekrachtinstallatie in het PIH Kortrijk (§4.1.3).

4.1.1

Concept

Het opgebouwde model steunt op experimentele data. De benodigde gegevens zijn: Brandstofverbruik. Thermisch vermogen, bevat in de rookgassen, indien afgekoeld tot 0°C. Massadebiet van de rookgassen. Thermisch vermogen, afgegeven door de koeling. Enkele constanten.

De eerste 4 grootheden worden uitgezet in functie van het asvermogen en worden gemeten in stationaire toestand. Uit de metingen op de Volvo motor blijken ze bij benadering een lineair verband te hebben (zie bijlage F). De meeste fabrikanten van WKK motoren verstrekken deze gegevens bij enkele belastingen (bijvoorbeeld 50, 75 en 100% vollast, zie appendix G). Enkele van de constanten worden nu besproken.

34

HOOFDSTUK 4. MODELLEN

35

De eerste constante is de maximale koelwatertemperatuur. Om de verbranding in de motor goed te laten verlopen wordt de temperatuur van het koelwater zo hoog mogelijk gehouden. In de praktijk komt dit neer op een thermostaatkraan die het koelwaterdebiet regelt dat naar de koeling (radiator) gaat. De kraan zorgt ervoor dat de koelwatertemperatuur nooit het maximum overschrijdt. Typisch schommelt de uitlaattemperatuur rond 90°C. Drie andere constanten zijn tijdsconstanten τ . Zij kunnen worden gebruikt om het transiënt thermisch gedrag van de motor te simuleren. Meer informatie hierover vindt u in de volgende paragraaf. Nog een andere belangrijke constante is het elektrisch rendement van de generator. Er wordt aangenomen dat dit rendement constant blijft over de hele vermogenrange. Diesel- en aardgasmotoren beschikken naast de klassieke koeling van het motorblok ook over olie- en turbokoelers. Bij klassieke opstellingen maakt dit niet veel uit omdat de koeling een gesloten circuit vormt. De extra warmte wordt dus bij het thermisch vermogen geteld. Bij WKK toepassingen echter worden deze koelers soms uitgevoerd als aparte warmtewisselaars, zoals getoond in figuur 1.3. Om het model niet te overladen is dit niet in rekening gebracht. Het heeft ook weinig belang voor de simulatie.

4.1.2

Uitvoering

De invoer van het model bestaat uit een controlesignaal en de temperatuur van het koelwater. Het controlesignaal bepaalt welk elektrisch vermogen de motor levert (1 is maximaal vermogen). Er kan ook een minimumvermogen ingesteld worden zodat de motor wordt uitgeschakeld indien het controlesignaal een kleiner vermogen vraagt. Het elektrisch gedrag van de motor wordt stationair verondersteld. Dit wil zeggen dat er geen overgangsverschijnselen zijn. Indien x kW gevraagd wordt, zal de motor x kW leveren. In werkelijkheid zijn de overgangsverschijnselen van generatoren in de orde van milliseconden en dus verwaarloosbaar voor minuutberekeningen. Het brandstofverbruik wordt rechtstreeks uit het elektrisch vermogen berekend met het ingegeven verband. Het bevat dus ook geen transiënte verschijnselen. In werkelijkheid is het verbruik van een motor hoger bij een koude opstart omdat een gedeelte van de brandstof condenseert tegen de koude cilinderwanden. Dit houdt in dat het elektrisch rendement daalt. Omdat de meting hiervan vrij moeilijk is, en gegevens hierover bijna nooit bekend zijn, is er in dit model geen rekening mee gehouden. De invloed op de resultaten zal ook heel klein zijn gezien het aantal opstartsequenties beperkt wordt. Het koelwatercircuit wordt uitgerust met een ideale thermostaatkraan. Indien de motor draait is de uitlaattemperatuur To altijd dezelfde, namelijk het ingestelde maximum (bijvoorbeeld 90°C). Het koelwaterdebiet m ˙ cw wordt bepaald aan de hand van de retourtemperatuur Tr . Deze is bepaald door bijvoorbeeld een aangeschakelde warmtewisselaar en dus niet door de motor zelf. Het model berekent het massadebiet dat nodig is om de motorwarmte Q˙ m af te voeren. Dit debiet wordt dan door TRNSYS doorgegeven als het koelwaterdebiet aan de andere componenten. m ˙ cw =

Q˙ m cp (To − Tr )

Q˙ m wordt berekend met de curve van afgegeven koelwarmte (in functie van het vermogen) en de tijdsconstante τcw . Bij een overgang naar een ander vermogen Q˙ nieuw varieert Q˙ m volgens de differentiaalvergelijking τcw

∂ Q˙ m = Q˙ nieuw − Q˙ m ∂t

(4.1)


36

De oplossing hiervan is een exponentiële functie, getoond in figuur 4.1. Men ziet dat de tijdspanne waarna Q˙ nieuw bereikt wordt (96%) ongeveer 3 keer de tijdsconstante bedraagt. Men kan op deze manier dus het opstarten transiënt gedrag van de motor in rekening brengen.

Figuur 4.1: Verloop van Q˙ m bij Q˙ oud = 0.2Q˙ nieuw Indien de motor stilgelegd wordt verandert het gedrag. Het koelwaterdebiet wordt op 0 kg/s gezet en To zakt volgens een differentiaalvergelijking, analoog aan vergelijking (4.1), naar de buitentemperatuur met een tijdsconstante τcc . Intern wordt Q˙ m evenredig met deze temperatuur verminderd, zodat bij een snelle wederopstart de motor sneller opwarmt dan bij een volledig koude start. Het uitlaatgasdebiet m ˙ ex wordt aan het model meegegeven in functie van het asvermogen, alsook het ˙ vermogen Qex dat erin vervat zit (bij afkoeling tot 0°C) en de warmtecapaciteit van de rookgassen cprg (constant verondersteld). De temperatuur wordt nu bepaald door: Tuitlaat = 0 +

Q˙ ex m ˙ ex cprg

Net zoals bij het koelwater wordt Q˙ ex bepaald door een vergelijking in de vorm van (§4.1) en tijdsconstante τrg . Bij het stilleggen van de motor worden uitlaattemperatuur en -debiet respectievelijk op de buitentemperatuur en 0 kg/s gezet. Het is duidelijk dat vergelijking (4.1) een belangrijke rol speelt in het model. De reden waarom we deze zeer eenvoudige vergelijking gebruiken ligt in de principes van de thermodynamica. De wet van behoud van energie dicteert dat het onevenwicht tussen afgegeven (Q˙ m ) en opgenomen (Q˙ nieuw ) vermogen moet opgeslagen worden. Hierdoor stijgt de temperatuur van het beschouwde voorwerp waardoor het afgegeven ˙m vermogen stijgt ( ∂ Q ∂t > 0). De opslagcapaciteit wordt gemodelleerd door de gepaste tijdsconstante. De exacte waarde van deze tijdsconstantes is moeilijk te bepalen, zij zijn echter ook niet zo belangrijk. Het belangrijkste is dat er een zekere thermische vertraging wordt ingerekend, deze zal immers interageren met de regelingen van de WKK en de ketels. Een uitgebreide beschrijving van het motormodel met al zijn parameters, inputs en outputs vindt


37

u in bijlage H. De broncode is terug te vinden op de bijgevoegde CD-ROM. Het is zeker mogelijk om nog wijzigingen aan te brengen, zoals variabele warmtecapaciteit van de rookgassen, variërend elektrisch rendement of beperkt koelwaterdebiet.

Inpassing in de simulatie Het hierboven beschreven model berekent de warmteafgifte van de motor. Deze warmte moet nog overgedragen worden naar het water van het verwarmingscircuit. Dit gebeurt door 2 warmtewisselaars (standaardcomponenten van de TRNSYS bibliotheek). Eén ervan is verbonden met het koelwatercircuit, de andere met de rookgasafvoer. Het water uit de centrale verwarming (cvwater) doorstroomt eerst de koelwaterwarmtewisselaar en vervolgens de rookgaswarmtewisselaar, zoals aangeduid op figuur 4.2. Naar CV systeem

Rookgassen

CV Retourwater

G Koelwater circuit

Figuur 4.2: Inplanting van de motor in de cv installatie De grootte van de warmtewisselaars (de kA factor) kan worden ingeschat volgens dezelfde regels als beschreven op pagina 19. Er moet worden opgemerkt dat een te kleine warmtewisselaar of een te hoge retourtemperatuur in realiteit tot gevolg heeft dat de motor oververhit. In de simulatie kan deze situatie over het hoofd gezien worden. Het koelwaterdebiet kan immers zeer hoog worden. Uiteindelijk zal geen convergentie meer bereikt worden van zodra de retourtemperatuur hoger wordt dan de maximum koelwatertemperatuur. Om deze reden is het nodig om expliciet een maximum cvwater retourtemperatuur in te geven in de WKK electric control” component, die de motor dan tijdig uitschakelt. Deze temperatuur ” wordt opgegeven door de fabrikant. Tenslotte moet opgemerkt worden dat bij toepassing van een dieselmotor een andere inpassing gebruikt moet worden. De uitlaatgastemperatuur zal immers boven een bepaald minimum moeten blijven. Deze temperatuur ligt in de orde van 180°C. Een mogelijke oplossing is het toepassen van een primair circuit op de rookgaswarmtewisselaar (zoals nu al gebeurt voor de koelwaterwarmtewisselaar) [5]. In dit circuit is het debiet dan regelbaar zodanig dat de warmteafgifte naar het cvwater geregeld kan worden. Deze warmteafgifte moet dan juist groot genoeg zijn om de rookgassen tot de minimum temperatuur te koelen.


38

Het spreekt voor zich dat het thermisch rendement zal dalen, in aardgasmotoren worden de rookgassen meestal gekoeld tot 90 à 100°C (niet te laag om excessieve condensatie te voorkomen).

4.1.3

Validatie van het model

De WKK installatie op de Provinciale Industriële Hogeschool Kortrijk (PIH) wordt nauwkeurig gemonitord. Elke 5 minuten worden gegevens over de elektrische en thermische prestaties weggeschreven en bijgehouden. Deze gegevens zijn uiteraard ideaal om het motormodel te testen. De technische specificaties van de motor op het PIH vindt u in bijlage G. Tijdens de validatie is de elektriciteitsproductie van de motor uit de gegevens als sturing gebruikt. Ook de temperatuur van het ingaand water is overgenomen uit de metingen. Het debiet is gespecifieerd in de technische gegevens. De invloed van aanzuigluchttemperatuur is verwaarloosd (20°C constant). De warmteproducties van de echte motor en de simulatie zijn dan vergeleken: figuur 4.3. De lineaire verbanden voor warmteproductie zijn afgeleid uit de technische specificaties, de tijdsconstantes zijn ’op het zicht’ gekozen om de warmteproducties op elkaar af te stemmen. τcw is geschat op 8 minuten, τrg op 5 minuten en τcc op 1 uur (niet af te leiden uit de metingen). 600

500 warmte sim warmte pih elektriciteit

kW

400

300

200

100

0 6

8

10

12

14

16

18

20

Uur

Figuur 4.3: Resultaten van de motorvalidatie

4.2

Experimentele opstelling: opslagvat

Om de resultaten van de numerieke simulaties te valideren is er nood aan een testopstelling. Aanvankelijk was het de bedoeling om een volledige WKK-opstelling te bouwen. Hiervoor zou gebruik gemaakt worden van de beschikbare Volvo-motor in het labo. Dezelfde motor werd gebruikt voor het opmeten van de karakteristieken van het TRNSYS-model. Omdat een dergelijke opstelling nodeloos veel praktische problemen met zich mee zou brengen en zodoende het doel van de thesis in het gedrang zou brengen, werd besloten de WKK-opstelling achterwege te laten. In plaats daarvan is een testopstelling, specifiek voor een warmwater-


39

buffer, ontwikkeld. Hieronder volgt een beschrijving van de verschillende onderdelen en een totaaloverzicht van de opstelling.

4.2.1

Warmtebron

Om de warmteproductie van de dieselmotor op een afdoende wijze te simuleren werd de voorkeur gegeven aan een warmwaterboiler van het cycloontype. Hiermee is men in staat warm water op een temperatuur van 70 °C te produceren, wat ideaal is voor de simulatie van een 70-50 centraal verwarmingssysteem. Meer gegevens over de gasboiler zijn terug te vinden in bijlage I.

4.2.2

Buffervat

Voor de proefopstelling werd geopteerd voor een vertikaal buffervat met een inhoud van 2000 liter. De keuze voor een grote inhoud werd bewust genomen. De huidig beschikbare modellen in TRNSYS werden al gevalideerd voor kleine volumes, typisch gebruikt in kleinere huishoudelijke zonnecollectorinstallaties. Door een groter volume te installeren werd de mogelijkheid gecreëerd dezelfde validatie te doen voor grotere installaties. Rechtstreeks aan het buffervat is een expansievat met een inhoud van 300 liter gekoppeld. Bij een temperatuurstijging van 50 °C neemt het volume van het water met 3.61 % toe, wat door het expansievat wordt opgevangen.[3]

4.2.3

Waterkoeler

Om volledig dynamische metingen te kunnen uitvoeren was er nood aan een voldoende zware koeling. Hiervoor werd geopteerd voor een luchtgekoelde vinnenwarmtewisselaar, die reeds in het labo aanwezig was. Met deze machine beschikt men over een koelvermogen van ± 15 kW. Hiermee is het mogelijk water te koelen, met een massadebiet van 0.18 kg/s, van 70 °C tot 50 °C wat weerom ideaal is voor de simulatie van een 70-50 systeem.

4.2.4

Toebehoren

Naast de hoofdcomponenten werden nog enkele randapparaten geinstalleerd: Circulatiepomp met bijhorende thyristorsturing Nodige afsluitkleppen op buffervat en boiler Aansluitingen voor makkelijk opvullen en ledigen van het buffervat Magnetische debietsmeting via MAGFLOW 5000 Verschillende thermokoppels (TC) voor het meten van temperaturen

Voor het meten van het thermische stratificatie-effect werden 7 thermokoppels aangebracht in de wand van het buffervat die de temperatuur centraal in het vat opmeten. Samen met de ingangs- en uitgangstemperaturen worden deze signalen ingelezen op de centrale computer in het labo.


4.2.5

40

Overzicht opstelling

Figuur 4.4 geeft een algemeen schema van de volledige opstelling, alle meetpunten zijn met nummers aangeduid. Centraal staat het buffervat met 7 temperatuursmetingen, rechts de koeler en links de warmwaterboiler. Verder vindt u linksonder de circulatiepomp en de debietsmeting (nr. 14 op de figuur). De belangrijkste componenten zijn aangeduid op een foto van de opstelling, figuur 4.5.

Figuur 4.4: Schema volledige opstelling

Expansievat Opslagvat met isolatie

Boiler

Waterkoeler

Pomp

Figuur 4.5: Foto van de proefopstelling


4.3

41

Warmtebuffermodel

4.3.1

Eerste hoofdwet

Voor de simulaties van het dynamisch gedrag van een warmtebuffer wordt gebruik gemaakt van een model dat de toestand van het buffer berekent aan de hand van de eerste hoofdwet. Als input voor iedere tijdstap beschouwt het model: Het massadebiet dat het buffer binnenkomt De temperatuur van het inkomende water De positie waar het water binnentreedt (exacte hoogte) De initiële temperatuur van iedere thermische laag De verliezen naar de omgeving

Aan de hand van deze gegevens stelt het model een behoudsvergelijking op voor iedere thermische laag in het warmtebuffer. Dit levert een stelsel gekoppelde vergelijkingen op, die door TRNSYS worden opgelost. De nieuw bekomen temperatuur per laag wordt doorgegeven aan de berekening in de volgende tijdstap. In formulevorm neemt de energiebalans volgende vorm aan:

(Mi Cp )

λA λA dTi = (Ti+1 − Ti ) + (Ti − Ti−1 ) + (Ui )Awwi (Tenv − Ti ) + m ˙ down Cp Ti−1 dt ∆xi+1→i ∆xi→i−1 −m ˙ up Cp Ti − m ˙ down Cp Ti − m ˙ up Cp Ti+1 + m ˙ 1in Cp T1in − m ˙ 1out Cp T1out + m ˙ 2in Cp T2in − m ˙ 2out Cp T2out

De termen in de energiebalans kunnen als volgt verklaard worden: i (Mi Cp ) dT dt : stelt de verandering voor van de energiehoeveelheid opgeslagen in een bepaalde thermische laag, met Mi de massa water in de thermische laag en Cp de specifieke warmtecapaciteit van water

λA ∆xi+1→i (Ti+1

− Ti ): de hoeveelheid overgedragen energie tussen de aaneenliggende lagen per tijdseenheid door conductie

(Ui )Awwi (Tenv − Ti ): modelleert de verliezen naar de omgeving aan de hand van de verliesfactor van de thermische laag, de omgevingstemperatuur en de beschikbare warmtewisselende oppervlakte m˙up Cp Ti : beschouwt de energieoverdracht door opgaande of neergaande stroming, naargelang de werkingstoestand van het buffer m2out ˙ Cp T2out : houdt rekening met de eventuele in- of uitstroom van water op een bepaalde temperatuur in een bepaalde laag

Het spreekt voor zich dat niet voor iedere laag elke factor van toepassing is. De in-of uitgaande stroming bijvoorbeeld is enkel van toepassing op de lagen waar daadwerkelijk een in- of uitgang is voorzien. Een van de belangrijkste factoren in dit model is de verliesfactor naar de omgeving toe. Men kan deze experimenteel of analytisch gaan bepalen.


4.3.2

42

Statische verliesbepaling

Experimentele bepaling Voor de experimentele bepaling van de verliesfactor naar de omgeving toe wordt een statische meting over een bepaalde periode uitgevoerd. De methode gaat als volgt: Het buffervat wordt aan de hand van de gasboiler opgevuld met heet water via de bovenste klep. Hierdoor wordt het thermisch profiel in de buffer zo weinig mogelijk verstoord. Eens de gemiddelde temperatuur in het buffer 50 °C heeft bereikt worden de temperaturen van de verschillende lagen genoteerd. In dit geval kan men rekenen met 7 thermische lagen. Er zijn immers 7 thermokoppels (TC21 - TC27) in de bufferwand aangebracht. Alle kleppen van het buffer worden gesloten (behalve deze naar het expansievat) en de temperaturen van de lagen worden om de 10 minuten opgemeten. Na 24 uur wordt de meting afgesloten en worden aan de hand van de temperatuursdalingen de verliesfactoren bepaald.

Het bekomen temperatuursprofiel over de volledige meting wordt in figuur 4.6 getoond. Op deze figuur T

Statisch temperatuurverloop

70

65

60

21 22 23 24 25 26 27

55

50

45

0 50 10 0 15 0 20 0 25 0 30 0 35 0 40 0 45 0 50 0 55 0 60 0 65 0 70 0 75 0 80 0 85 0 90 0 95 0 10 00 10 50 11 00 11 50 12 00 12 50

40 min

Figuur 4.6: Temperatuurverloop statische meting worden de temperatuurniveaus van de 7 thermische lagen aangeduid in functie van de tijd. Hieruit kan men opmaken dat de temperatuurdaling voor de bovenste lagen (TC22 tot TC27) nagenoeg lineair dalend verloopt. Wat de onderste laag betreft(TC 21) wordt een initieël snellere daling vastgesteld. Dit fenomeen kan verklaard worden aan de hand van de aard van de opstelling. De onderkant van de tank is anders geisoleerd dan de bovenliggende thermische lagen. Onderaan bevindt zich isolatie op het vloeroppervlak met een bovenliggende luchtlaag tot aan de onderzijde van het buffer. Hierdoor daalt de temperatuur van de onderste laag initiëel sneller, tot de lucht onder het buffer op een voldoend hoge temperatuur is. Daarna stelt zich een evenwicht in met de omgeving en verloopt de temperatuursdaling van de onderste laag gelijkaardig met de bovenliggende lagen.


43

Dit fenomeen is zoals gezegd eigen aan de opstelling en afhankelijk van de wijze van plaatsing van het buffervat. Grotere buffervaten worden met een ge¨ısoleerde, vlakke bodem op de fundering geplaatst zodat het beschreven verschijnsel niet meer voorkomt. In de simulatie wordt het probleem opgelost door de verliesfactor van de onderste laag aan te passen tot een dubbele waarde van de normale verliescoefficiënt. Zo bekomt men aanvaardbare waarden voor een simulatie over 12 tot 24 uur, wat een typische tijdspanne voor warmtebuffering is. Om de verliesfactoren te bepalen wordt opnieuw gebruik gemaakt van de eerste hoofdwet. Per laag wordt een balans opgesteld van de in- en uitgaande energiestromen, nl. Energieverlies door temperatuursdaling Conductie van en naar naburige lagen Warmteverlies naar omgeving

Rekening houdend met deze fenomenen wordt de energiebalans voorgesteld door: ρ · Vi · Cp ·

dTi λ·A λ·A = · (Ti+1 − Ti ) + · (Ti−1 − Ti ) + Ui · Awwi · (Tenv − Ti ) dt ∆xi+1→i ∆xi−1→i

In deze balans is de enige onbekende de verliesfactor naar de omgeving (de temperaturen worden namelijk opgemeten), zodat deze makkelijk kan bepaald worden. Onderstaand schema (figuur 4.7 verduidelijkt de voorgaande werkwijze). Door deze methode toe te passen wordt de verliesfactor op ±1.7 mW 2 K bepaald. De

Figuur 4.7: Energiebalans thermische laag (lambda is hier als k voorgesteld) volledige uitwerking staat in bijlage K.

Analytische bepaling verliesfactor De verliesfactor naar de omgeving kan ook op analytische manier bepaald worden. Dit gebeurt door rekening te houden met de gebruikte materialen en de berekening van de natuurlijke convectiecoëfficiënt aan binnenen buitenzijde van het vat. De totale verliesfactor kan dan berekend worden uit 1 1 1 dstaal 1 = + + + U hbinnen kisolatie λstaal hbuiten


44

De natuurlijke convectiecoëfficiënten (hbinnen en hbuiten ) worden bepaald aan de hand van empirische formules voor vrije convectie over een verticale plaat. De kromming van het buffervat is dusdanig klein dat deze veronderstelling geldig is. De convectiecoëfficiënten worden berekend volgens Grigull [11]. Zo bekomt men √ 3 N u = 0.13 Gr · P r g · γ · ∆t · H 3 ν2 Nu · λ h= H

Gr =

Voor de buitenzijde (medium = lucht 25 °C) geldt: g = 9.81m/s2 ; ∆t = 0.3◦ C; H = 2.1m γ=

1 1 = = 0.003354 · 1/K T∞ 298.15

ρ = 1.188kg/m3 ; η = 17.98 · 10−6 P as 17.98 · 10−6 η = = 15 · 10−6 ; P r = 0.70 ρ 1.188

ν=

⇓ Gr = 6.09 · 109 N u = 210 hbuiten =

Nu · λ 210 · 0.026W/m2 K W = = 2.61 2 H 2.1m m K

Voor de binnenzijde (medium = water 60 °C) geldt: g = 9.81m/s2 ; ∆t = 1◦ C; H = 2.1m γ = 0.00018 · 1/K ρ = 980kg/m3 ; η = 530.1 · 10−6 P as ν=

η 530.1 · 10−6 = = 5.4 · 10−7 ; P r = 3.3 ρ 980 ⇓ Gr = 3.02 · 1011 N u = 1300

hbuiten =

Nu · λ 1300 · 0.6505W/m2 K W = = 403 2 H 2.1m m K

Isolatie :k = ±4

W m2 K


45

Staal:

λstaal 54W/mK W = = 10800 2 dstaal 0.005m m K

De totale verliesfactor naar de omgeving wordt dan 1 1 1 dstaal 1 = + + + U hbinnen kisolatie λstaal hbuiten 1 1 1 1 1 = + + + U 403 4 10800 2.61 ⇓ U = 1.6W/m2 K Deze factor is in redelijke overeenstemming met de experimenteel bepaalde verliesfactor. Uit deze analyse blijkt dat vooral de buitenste convectiecoëfficiënt en de isolatie bepalend zijn voor de verliesfactor naar de omgeving. De bepaling van de convectiecoëfficiënt aan de waterzijde is dus van ondergeschikt belang.

Validatie in TRNSYS Nu de verliescoëfficiënt naar de omgeving gekend is, kan de validatie van het buffermodel in TRNSYS doorgevoerd worden. Hiervoor dienen uiteraard enkele waarden van het buffervat gekend te zijn. De belangrijkste zijn: De initiële temperaturen van de verschillende lagen. Deze zijn beschikbaar uit de meetgegevens. De verliesfactor naar de omgeving van iedere laag. Deze worden bepaald via bovenstaande berekeningen. Zoals eerder vermeld, wordt de verliesfactor voor de onderste laag verdubbeld ten opzichte van de bovenliggende lagen om het fenomeen van opwarming van de lucht onder het buffer op te vangen. Voor dit buffer wordt dit dus 1.7 W/m2 K voor de bovenste lagen en 3.4 W/m2 K voor de onderste laag. De thermische geleidbaarheid van water om de conductieve warmteoverdracht tussen de verschillende lagen te modelleren. Hier wordt deze gelijk gesteld aan 0.64 W/mK. De exacte afmetingen van het buffervat om de volumes van iedere laag te berekenen: H=2.1 m (volledige bufferhoogte), D=1.1 m. De omgevingstemperatuur. Die is eveneens uit de metingen beschikbaar.

De temperatuurmetingen worden om de 10 minuten gelogd, de tijdstap in TRNSYS wordt gelijk genomen aan de tijdsstap die gebruikt is in de simulatie, 2.5 minuten. Het temperatuursverloop dat volgt uit een simulatie over een zelfde tijdspanne (21 uur) wordt getoond in figuur 4.8. Zoals verwacht vertonen de bovenste thermische lagen een gelijkaardig verloop (de maximale afwijking tussen simulatie en expriment bedraagt 0.3 °C). De onderste laag (TC 21) vertoont een ander verloop, wat te verklaren is door de keuze van verliesfactor. De uiteindelijke temperatuur op het einde van de simulatie (wat het belangrijkste is in dit geval) komt wel overeen met de metingen. Er kan besloten worden dat op statisch vlak het buffermodel alleszins voldoet.


46

Figuur 4.8: Temperatuurverloop statische simulatie

4.3.3

Opwarmen en koelen buffervat

Naast het statische gedrag is het dynamische gedrag van het buffer minstens even belangrijk. Daarom wordt via een meting van het opwarmen en koelen van het buffer het dynamische gedrag opgemeten en nadien gevalideerd in TRNSYS.

Opwarmen Voor het opwarmen van het buffer wordt bovenin de tank warm water van ±70 °C toegevoerd. Dit gebeurt bovenaan het buffer zodat de thermische stratificatie niet verstoord wordt. Op deze manier schuiven de thermische lagen stapsgewijs op naar onder toe totdat het hele vat op dezelfde temperatuur staat. Indien het warme water onderaan de tank zou toegevoerd worden, zou door het verschil in dichtheid een drijvende kracht ontstaan die menging tot gevolg heeft. Daardoor zou de opwarming energetisch minder gunstig verlopen.

Koelen Voor het koelen van het buffervat is vooral de beschikbare koellast van belang. In deze opstelling beschikt men over een koelvermogen van zo’n 15 kW. Hierdoor is het mogelijk om water van ±70 °C te koelen tot ±50 °C, een typisch temperatuursprofiel van een centrale verwarmingsinstallatie. Tijdens het koelen wordt warm water bovenaan de tank onttrokken naar de koellast en wordt het koude retourwater onderaan de tank toegevoerd, dit opnieuw om de thermische stratificatie niet te verstoren. Aangezien de thermische stratificatie belangrijk is voor de prestatie van het buffer zal een goed regelsysteem van af- en toevoer bepalend zijn.


47

Volledige buffercyclus In vergelijking met de statische meting worden hier enkele extra grootheden gemeten. Naast de temperaturen van de thermische lagen worden ook het debiet en de temperaturen van af- en toevoer gemeten. Het verloop van de temperaturen in het buffervat wordt weergegeven in figuur 4.9.

Figuur 4.9: Temperatuurverloop volledige cyclus De eerste 90 minuten kan men het typische opwarmprofiel herkennen. De bovenste laag (TC 27) stijgt het eerst in temperatuur, de opwarming gebeurt immers van bovenuit. Daarna volgen de onderliggende lagen. De tank wordt opgewarmd tot de temperatuur van de onderste laag (TC 21) ±50 °C bedraagt. Daarna worden de circulatiepomp en de boiler uitgeschakeld zodat kan overgegaan worden tot een stilstandsmeting gedurende ±21 uur. Men ziet dat de temperaturen van de bovenste lagen relatief weinig veranderen en dat in de onderste laag het gekende fenomeen optreedt. Na ±1350 minuten wordt overgegaan tot koeling van het buffer. Koud retourwater wordt onderaan de tank toegevoerd. De initiële dip in de curve voor de onderste laag is te wijten aan de input van koud water uit de leidingen. Eens de menging in de onderste laag zich voltrokken heeft herstelt de temperatuur zich. Daarna ziet men dat de onderste lagen eerst in temperatuur dalen. Door de thermische stratificatie worden de temperaturen van de bovenste lagen nauwelijks be¨ınvloed door de lagere temperatuur onderaan het vat. De koeling kan verder gaan tot het hele buffer zich op de temperatuur van het retourwater bevindt. Voor de simulatie van een buffercyclus zijn enkele bijkomende gegevens vereist als input voor het buffermodel: 1. Initiële temperaturen van het inkomende water en het bijhorende massadebiet 2. De hoogte van de in- en uitlaatleiding ten opzichte van de grond Het buffermodel in TRNSYS gaat ervan uit dat na iedere tijdstap een volledige menging van de thermische laag plaatsvindt, zodat die laag zich op een uniforme temperatuur bevindt. In werkelijkheid is dit uiteraard niet het geval en duurt het een tijdje vooraleer volledige menging verwezenlijkt is. Hierdoor zal het koelen of opwarmen van het buffer in de simulatie iets sneller verlopen in vergelijking met de werkelijke meting. Aangezien het model werkt op basis van een energiebalans zal de uiteindelijke temperatuur van iedere laag dezelfde zijn als bij de metingen. Het massadebiet en de temperatuur van de ingaande stroming


48

zijn namelijk dezelfde. De belangrijkste factor voor simulaties over lange duur, de temperatuur, wordt correct uit het model berekend. Aan de hand daarvan kan besloten worden dat het model ook op dynamisch vlak aan de vereisten voldoet. Het temperatuursverloop van de simulatie over dezelfde periode als die van de metingen is afgebeeld in figuur 4.10.

Figuur 4.10: Temperatuurverloop volledige simulatie cyclus

Hoofdstuk 5

Resultaten 5.1

Analyse van ontwerp, regeling en prestatie door dynamische simulatie

Het voornaamste resultaat van deze thesis is de ontwikkeling van een simulatie die toelaat het volledig WKK systeem te analyseren. Zowel de gedetailleerde werking en regeling van de installatie, als de uiteindelijke prestatie in variërende omstandigheden kan bestudeerd worden. Door gebruik te maken van TRNSYS is de simulatie vlot uitbreidbaar en aanpasbaar. De uiteindelijke resultaten zullen de werkelijkheid beter benaderen dan tot nu toe mogelijk was in andere simulaties. De belangrijkste modellen van de simulatie, het opslagvat en de motor, zijn met succes gevalideerd. Met behulp van de gegevens van het PIH Kortrijk is een simulatie opgebouwd. Hiermee zijn een aantal resultaten bekomen op vlak van ontwerp, regeling en prestatie van WKK systemen met opslagvaten. Deze worden besproken in de volgende paragrafen. Ook een aantal problemen van §2.1 zijn door de simulatie duidelijk geworden. Dit toont aan hoe de simulatie zowel voor globale als gedetailleerde analyses gebruikt kan worden. Figuur 5.1 toont, bij wijze van voorbeeld, de werking van WKK, ketels en opslagvat over 24 uur. De grote tekortkoming van deze en eigenlijk alle simulaties van warmtekrachtkoppeling is dat ze werken met vaste elektriciteits- en warmteprofielen. Dit vertekent de prestatie die een WKK werkelijk zal leveren, zoals zal blijken in §5.3.2. Door de simulatie in TRNSYS op te bouwen kan dit probleem vermeden worden. De modellen van motor, vat en ketels kunnen gekoppeld worden aan een werkelijke gebouwensimulatie, voorhanden in TRNSYS. Deze simulaties beschrijven gedetailleerd hoe de warmte- en elektrische last verlopen op basis van uitgebreide weerdata. Ze worden reeds gebruikt in de vakgroep en in diverse studiebureaus. Een belangrijke toepassing kan het ontwerp van WKK in nieuwe gebouwen zijn, hiervan zijn immers geen profielen beschikbaar. Het is echter niet verzekerd dat de gebouwensimulatie zelf correcte resultaten genereert. Naast deze uitbreiding met gebouwenmodellen zijn nog andere toepassingen denkbaar. Zo is in TRNSYS een model voorhanden om absorptiekoelmachines te beschrijven. In combinatie met dit WKK model kan dan trigeneratie (productie van warmte, elektriciteit en koeling) in detail bestudeerd worden. De weergegevens in TRNSYS bevatten ook data over zonlicht (logisch, gezien dit programma werd ontworpen om zonneenergie te bestuderen). Dit biedt mogelijkheden voor simulaties in de tuinbouwsector, waar warmtekracht regelmatig toegepast wordt om te verwarmen en te verlichten.

49

HOOFDSTUK 5. RESULTATEN

50

warmte WKK warmte ketels thermostaatsignaal Energie in vat

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

Uren

Figuur 5.1: Enkele resultaten van een simulatie over 24 uur (tijdstap: 2.5 minuten)

5.2

Regeling

De problemen met de combinatie van een klassieke regeling en een warmtekrachtinstallatie zijn reeds beschreven in §2.1.3. Met simulaties in TRNSYS is onderzoek gedaan naar verschillende regelmogelijkheden. Deze zijn gericht op een volledig automatische motorsturing. Er kan immers niet verlangd worden van de gebruikers dat ze de prestaties van hun verwarmingsinstallatie opvolgen. Bij sommige installaties wordt controle uitgeoefend door de constructeur met een verbinding via internet. In simulaties is het natuurlijk niet mogelijk om de instellingen van de WKK aan te passen aan bijvoorbeeld het weer.

5.2.1

Voorspellende regelaars

In essentie zijn de problemen met te hoge retourtemperatuur niets anders dan een te trage reactie van de ketels op de warmtevraag. Het probleem kan dus opgelost worden indien de warmtevraag voorspeld wordt. De meest voor de hand liggende oplossing is dus de installatie van zogenaamd voorspellende regelaars. Deze controllers kunnen op basis van een aantal metingen de sturing van de ketels aanpassen en leren daarbij wat de gevolgen zijn. Hierdoor is de controller in staat zelf de juiste parameters te bepalen om de ketels op tijd uit te schakelen en de retourtemperatuur laag genoeg te houden. Deze controllers (tegenwoordig off the shelf” verkrijgbaar) werken via een regelalgoritme dat hier niet verder besproken wordt. ” De goede werking van deze regeling is echter niet gegarandeerd. De controller moet immers de juiste metingen inlezen om de warmtevraag te kunnen voorspellen. Plotse zonneschijn door grote ruiten van een aula bijvoorbeeld zouden de warmtevraag snel kunnen doen zakken, zonder dat de regelaar actie onderneemt (in de veronderstelling dat geen metingen van zonlicht gedaan worden). Op deze manier zullen de ketels opnieuw te laat reageren en de WKK wordt uitgeschakeld. Met inlezing van buitentemperatuur, vertrek- en retourtemperatuur van het cv water zou de regeling in de meeste omstandigheden moeten voldoen. Eventueel kan een noodkoelinstallatie, die de warmte tijdelijk afvoert, ervoor zorgen dat bij te hoge retourtemperatuur de motor toch nog in werking kan blijven (voor zover de warmtevraag nog hoog


51

genoeg is om de motor achteraf verder te koelen).

5.2.2

Thermostaatregeling

Om een degelijke simulatie uit te voeren, moest een eenvoudig maar performant regelprincipe gevonden worden. Uiteindelijk lijkt de regeling van de ketels met gegevens van thermostaten de meest geschikte, ge¨ınspireerd door de huishoudelijke ketelregeling. De warmtevraag wordt hierbij bepaald door gegevens van de thermostaten in de kamers te combineren in plaats van de plaatselijke gegevens (vertrek- en retourtemperatuur). Met deze regeling reageren de ketels sneller omdat de metingen gebeuren in de kamers zelf. De retourtemperatuur reageert immers veel trager op de wijzigingen van de warmtelast. De temperatuur van het cv water wordt beperkt. De ketels zullen immers enkel werken wanneer de thermostaat erom vraagt zonder dat er een eis is naar watertemperatuur. Het opwarmen gebeurt geleidelijk en bij kleine warmtevraag zal het thermisch vermogen overgebracht kunnen worden met een lage cv water temperatuur. Hierdoor worden de verliezen in de leidingen verminderd. 80 70 60 50 Temperatuur na ketel retourtemperatuur Signaal thermostaat Warmtelast

40 30 20 10 0 1

5

9

13

17

21

Uur

Figuur 5.2: On-off regeling van de ketels met thermostaat In figuur 5.2 is een simulatieresultaat geschetst. Omdat het debiet, nodig om de motor te koelen, behouden blijft wanneer de ketels niet werken, zakt de temperatuur van het retourwater. De temperatuur van het stilstaande water in en na de ketels blijft echter vrij hoog door de isolatie. De ketels slaan aan wanneer de kamertemperatuur ergens te laag wordt, op bevel van de thermostaten, en warmen het cv water op. Hoe hoger de warmtevraag hoe frequenter de ketel wordt opgestart. Men kan zien dat in dit geval de vertrektemperatuur telkens hoger wordt (bij een zeer laag signaal worden 2 ketels opgestart). Op deze manier wordt de temperatuur van het cv water aangepast aan de warmtelast. Om grotere vermogens over te dragen is immers een groter temperatuursverschil tussen de lucht in de kamer en het cv water nodig. Deze regeling zorgt voor een gemakkelijke integratie van de WKK. Door de beperkte temperatuur en de snelle reactie wordt doorschot van de retourtemperatuur vermeden. De WKK wordt pas uitgeschakeld wanneer de warmtelast te klein wordt in vergelijking met de elektriciteitsproductie. Men ziet dit in figuur


52

5.2 rond 21 uur: de retourtemperatuur stijgt omdat er geen afkoeling van het cv water meer is. De thermostaatkleppen in de kamers zijn gesloten omdat de temperatuur hoog genoeg is. De retourtemperatuur stijgt dus tot het maximum van 70° bereikt is en de WKK uitschakelt. Indien de WKK draait is er een verhoging van het niveau van de retourtemperatuur (van 7 tot 21 uur). Men kan zeggen dat de WKK nu een basistemperatuur levert waarbij de ketels bijspringen op vraag van de thermostaten. In de simulatie is een on-off regeling gebruikt. Duurdere ketels kunnen met veranderlijk vermogen werken en zo de temperatuurschommelingen verminderen. Hun vermogen wordt dan gevarieerd naargelang het thermostaatsignaal. Dit regelprincipe kent echter ook enkele nadelen. Zo is er communicatie nodig tussen de stookplaats en de verschillende thermostaten, verspreid over het gebouw. Hiervoor komt tegenwoordig het intern computernetwerk goed van pas. Ook verschuift men nu de vertraging in het systeem naar de kamers. Indien elke thermostaat uit een PI regelaar bestaat, zal slechts een signaal gegeven worden indien de kamertemperatuur te laag is. Op dit moment moeten de ketels nog starten. Ook is het mogelijk, bij een on-off regeling bijvoorbeeld, dat de ketels nog niet aanslaan indien het signaal niet groot genoeg is. Een perfecte temperatuurregeling in de kamers is dus niet mogelijk met dit systeem, maar is in de meeste gebouwen ook niet nodig.

5.2.3

Regeling van de WKK

De regeling van de motor gebeurt het gemakkelijkst op de elektrische vraag. Een elektrisch vermogen is namelijk vrij gemakkelijk en betrouwbaar te meten. Men kan proberen om de motor te regelen op thermische vraag, bijvoorbeeld wanneer de elektriciteitsvraag te hoog is in vergelijking met de warmtevraag. Dit is echter niet vanzelfsprekend. De moeilijkheid zit hem wederom in het correct bepalen van de warmtevraag, maar ook in het meten van warmte. Hiervoor is een debiets- en temperatuursmeting nodig, beide veel minder betrouwbaar dan een spannings- en stroommeting. Er is ook aangetoond (bijlage A) dat het niet rendabel is om elektriciteit te produceren aan lage prijzen. De motor moet dus enkel draaien in normale uren. Hierbij is het aangewezen om enkel te voldoen aan de eigen elektriciteitsvraag. Daarmee vermijdt men de aankoopprijs die veel hoger ligt dan de verkoopprijs. De regeling van het opslagvat is reeds beschreven in §3.2.3. Men kan wel opmerken dat de variabele retourtemperatuur een gunstige invloed heeft op de installatie van een opslagvat. Het vat kan immers geledigd worden tot een minimale temperatuur, tot de thermostaat extra ketels aanspreekt naast het vat. In een 60/80 systeem zou slechts geledigd worden tot maximaal 60°. Dit wil ook zeggen dat er meer energie in het vat kan gestopt worden tijdens het opvullen, meer hierover in de volgende paragraaf.

5.3 5.3.1

Dimensionering Algemeen ontwerp

Er is reeds besproken dat elektriciteit produceren in daluren of leveren aan het net niet nuttig is. Dit beperkt het mogelijk aantal draaiuren van de WKK. Eveneens moet rekening gehouden worden met de koppeling van elektriciteit en warmte, aldus is het niet mogelijk om te produceren in zeer warme maanden (dit moet volgen uit de warmteprofielen) en andere momenten van lage warmtevraag. Dit wijst aan dat een ontwerp het best gebeurt door middel van een jaarbelastingsduurcurve van het elektriciteitsverbruik in de normaleen piekuren, uitgezonderd in de te warme maanden. Deze curve geeft dan aan wat het maximum elektrisch


53

vermogen van de installatie mag zijn. Een hoger vermogen kiezen is nutteloos gezien deze meer in deellast zal draaien en duurder zal zijn. Eventueel kan met simulaties en economische analyses nagegaan worden of een kleinere installatie beter rendeert. Vervolgens moet gekeken worden naar de thermische vraag, in relatie met de elektrische vraag. Zo kan bijvoorbeeld per maand een typisch elektrisch en thermisch dagprofiel opgesteld worden. Het is zeer belangrijk dat deze profielen genormaliseerd worden naar een standaardjaar of een te verwachten profiel (zie ook §5.4). In een spreadsheet (een voorbeeld is toegevoegd op de CD-ROM) kan men dan bekijken hoeveel elektriciteit dagelijks kan geproduceerd worden zonder warmteopslag, hoeveel warmteoverschot er zou zijn indien men het elektrisch profiel zou volgen, enzovoort. Een courant gebruikte eenheid is het equivalent draaiuur, dit is de totale elektriciteitsproductie, gedeeld door het maximum vermogen (en stelt dus een uur werking op vollast voor). Met dezelfde spreadsheet kan dan ook bekeken worden wat de invloed is van warmteopslag. Hierbij moet rekening gehouden worden met de reeds aanwezige warmteopslag in de leidingen (deze kan aanzienlijk zijn). Men kan nu bekijken hoeveel equivalente draaiuren men kan winnen indien een deel van de warmte kan opgeslagen worden en achteraf terug verbruikt (tijdens periodes van hoge warmtevraag of wanneer de WKK niet draait). Dit levert een grafiek zoals figuur 5.3. Men ziet al dat het gebruik van het opslagvat hier beperkt is tot enkele maanden. De grafiek is gebaseerd op de gegevens van het PIH, genormaliseerd naar een standaardjaar. 14

12

10

8 met buffer zonder buffer

6

4

2

0 jan

feb maart april mei

juni

juli

aug sept

okt

nov

dec

Figuur 5.3: Equivalente draaiuren met of zonder opslagvat van 12 m3 Het volume V van het opslagvat moet worden afgeleid uit het aantal opgeslagen kWh. De energieopslag gebeurt door warm water op te slaan in het vat. Dit betekent dat de opslagcapaciteit Q in kWh ongeveer gegeven wordt door: ρcp V (T2 − T1 ) Q= 3600 Hierbij is ρ, cp respectievelijk de massadichtheid en de specifieke warmte van het water. T1 en T2 beduiden de gemiddelde temperatuur in het vat voor en na het vullen. Indien het systeem van variabele retourtemperatuur gebruikt wordt, is het nooit zeker welke temperatuur de onderste laag heeft na het ledigen. Ook


54

de temperatuur in de bovenste laag is onzeker want het ledigen kan gestopt zijn omdat deze temperatuur lager werd dan de retourtemperatuur. Men kan werken met een schatting, bijvoorbeeld ledigen tot gemiddeld 40 °C. Na het opvullen zal de onderste laag water van 70 °C bevatten (uitschakeling WKK) en de bovenste water van 90 °C, gezien het DT20 ontwerp. Met simulaties kan het optimum voor het volume beter berekend worden. Aan de hand van de bekomen gegevens kan een economische analyse opgesteld worden. Men heeft immers een schatting van het aantal draaiuren en dus ook van de geleverde elektrische en thermische energie. Hierin kan dan de grootte van het buffervat aangepast worden tot een optimum bereikt is, of kan men proberen om met een kleinere WKK eenheid te werken, enzovoort. Om het buffervat zelf op een efficiënte manier te dimensioneren worden de voornaamste verliesfactoren opgesomd. Aan de hand van §4.3 kan men twee belangrijke factoren afzonderen. 1. De conductieterm tussen de verschillende thermische lagen:

λ·A ∆x (Ti+1

− Ti )

2. De verliesfactor naar de omgeving toe: U Ai (Ti − Tenv ) D Deze twee verliesfactoren zijn met elkaar verbonden door de ratio r = H , de diameter van het vat ten opzichte van de totale beschikbare bufferhoogte. Als men beide factoren uitdrukt aan de hand van deze ratio dan bekomt men met ∆x = H n en n het aantal beschouwde thermische lagen:

1.

λ·A ∆x (Ti+1

− Ti ) =

nλπr 2 H (Ti+1 4

− Ti )

2

2. U Ai (Ti − Tenv ) = U πr Hn (Ti − Tenv ) Aangezien het temperatuursverschil tussen 2 aaneenliggende lagen beduidend lager is dan het temperatuursverschil tussen een thermische laag en de omgevingstemperatuur, kan men in eerste instantie de conductieterm tussen twee lagen verwaarlozen. De optimalisering van het buffervat met een bepaalde isolatiefactor houdt dan simpelweg in een minimale buitenoppervlakte te bekomen voor een bepaald vereist volume. De uitwerking is terug te vinden in bijlage L. Aan de hand van deze uitwerking blijkt dat de ideale r = 12 . Bij deze ratio is de oppervlakte van de cilindermantel namelijk gelijk aan de oppervlakte van de beide topvlakken en is de totale oppervlakte van het vat minimaal. Uit [21] volgen soortgelijke besluiten.

5.3.2

Vergelijking met simulaties

Er moet opgemerkt worden dat het gebruik van een maandelijks variërend dagverbruik een zeer sterke vereenvoudiging is en de prestatie rooskleuriger voorstelt dan ze in realiteit zal zijn. Dit wordt aangetoond door simulaties te doen met 2 verschillende jaarprofielen. Het eerste is een klassiek jaarprofiel per maand, gecombineerd met een weekprofiel per uur. Het tweede is een jaarprofiel per dag, gebaseerd op een dagprofiel per uur. Beide zijn gebaseerd op de graaddagenverdeling van het jaar 2002. Het verschil tussen beide profielen is getoond in figuur 5.4. Het is duidelijk dat het profiel per dag de werkelijkheid sterker benadert. Het is ook daarom dat een dergelijk profiel gekozen is om de validatie van bijlage E uit te voeren. Anderzijds is het onmogelijk om met een dagelijks variërende warmtevraag te werken zonder simulaties. Er zijn ook geen gegevens van graaddagen per dag in het standaardjaar omdat de dagelijkse fluctuaties, over de jaren heen, te sterk zijn. Met een dergelijk profiel kan dus geen algemeen geldend ontwerp voor de toekomst gemaakt worden. In tabel 5.1 wordt het equivalent aantal draaiuren getoond die voorspeld werden door de simulaties. Er is gewerkt met hetzelfde warmte- en elektrisch verbruik (van 2002) en hetzelfde elektrisch profiel. Het


55

0.012

0.01


0.008

Profiel per dag Profiel per maand

0.006

0.004

0.002

0 0

50

100

150

200

250

300

350

Dagen

Figuur 5.4: Een klassiek jaarprofiel per maand, vergeleken met een jaarprofiel per dag

Tabel 5.1: Equivalente draaiuren

Jaarprofiel:

Per maand

Per dag

Zonder opslagvat:

1816

1601

Met opslagvat:

2032

1855

Winst:

216

254


56

opslagvat heeft een inhoud van 12 m3 . Men ziet dat de prestatie van de WKK sterk overschat wordt door het gebruik van een maandelijks profiel. Anderzijds is de prestatie van het buffervat beter bij het dagprofiel (meer draaiuurwinst). De oorzaak hiervan is het scherpere verloop, dus de verschillen per dag die in het maandelijks profiel uitgemiddeld zijn. Op zeer koude dagen worden geen extra draaiuren gewonnen omdat men reeds in vollast werkt en de extra warmte door de ketels wordt geleverd. Op de warmere dagen vermindert het aantal draaiuren wel indien geen opslag voorzien wordt. Indien wel opslag voorzien wordt, kan men de warmte opslaan tijdens de warme dagen en terug afgeven tijdens koudere dagen zodat de ketels minder warmte moeten leveren. Ook de invloeden van deellastgedrag van de motor, verliezen van het vat, wisselwerking met de ketels en temperatuurseffecten zijn verwaarloosd bij gebruik van de spreadsheet. Met temperatuurseffecten wordt bedoeld dat het vat niet altijd even veel warmte zal bevatten als gevolg van de variërende retourtemperatuur. Het effect hiervan kan gezien worden in figuur 5.5. Hoewel een standaardjaarprofiel per maand gebruikt is met dus dezelfde warmtevraag per weekdag, zit er heel wat spreiding op het aantal equivalente draaiuren. Anderzijds zal men na vergelijking met figuur 5.3 wel zien dat per maand de gemiddelde draaiuren per dag vrij goed overeenstemmen. De spreiding is afkomstig van transiënte effecten: tijdstippen waarop de ketels werken, warmteopslag van de vorige dag, enz. be¨ınvloeden de prestatie van de WKK en het gebruik van het opslagvat. 14

12

10

8

maanden zonder vat met vat

6

4

2

0 0

50

100

150

200

250

300

350

Dagen

Figuur 5.5: Equivalente draaiuren per dag, zonder en met opslagvat van 12 m3 Men kan besluiten dat, op gebied van dimensionering, het werken met elektrische en thermische profielen mogelijk is maar niet zal leiden tot een optimaal ontwerp. De invloed van de accuraatheid van de profielen kan zeer groot zijn, op vlak van aantal draaiuren per jaar en dus ook op vlak van investering zoals hieronder in paragraaf 5.4.2 wordt vermeld. Er moet dus veel aandacht gaan naar het gebruik van correcte en zo gedetailleerd mogelijke profielen, die dan in simulaties worden ingeladen. Eventueel kunnen profielen vermeden worden, bijvoorbeeld door een koppeling met een gebouwensimulatie. In dit geval rijst wel de vraag of de gebouwensimulatie zelf betrouwbare resultaten geeft.


5.4

Analyse van de prestaties

5.4.1

Opslagtank met warm water

57

Als de resultaten van de statische metingen op de proefstand met het opslagvat geanalyseerd worden (zie §4.3.2) dan blijkt dat de afkoeling van het vat over een periode van 21 uur eigenlijk niet zo groot is. De maximale temperatuursdaling vindt plaats in de toplaag en bedraagt zo‘n 7 °C. Dit is logisch want de drijvende kracht achter de afkoeling is het temperatuursverschil tussen de thermische laag zelf en de omgeving en die is het grootst bij de toplaag (want daar bevindt zich het heetste water). Een typische tijdspanne voor een buffervat in werking is echter in de orde van zo‘n 12 uur. Over die periode is de maximale temperatuurval nog kleiner, namelijk ±4 °C. Indien het buffervat voldoende ge¨ısoleerd is (zoals hier duidelijk het geval) dan speelt de afkoeling gedurende de stilstandsperiode dus een ondergeschikte rol. Een veel belangrijker effect voor de werking van het buffervat is de thermische stratificatie. Voor de volledige uitleg van dit fenomeen wordt verwezen naar §2.2.1. Het belangrijkste resultaat van de thermische stratificatie is dat het koudere retourwater de temperatuur van het warmere water in het buffer niet of nauwelijks beinvloed op korte termijn (±12 uur). Voorwaarde hiervoor is dat het buffervat voldoende slank is. Hiermee wordt bedoeld dat de diameter van het vat kleiner dient te zijn dan de totale hoogte. Indien dit niet het geval is dan wordt de oppervlakte waarlangs warmte wordt overgedragen tussen de thermische lagen (gelijk aan de grondoppervlakte van het vat) te groot in vergelijking met de warmtewisselende oppervlakte met de omgeving (gelijk aan de oppervlakte van de cilindermantel). Hierdoor verliezen de bovenliggende thermische lagen sneller hun warmte aan het koude retourwater en zakt de temperatuur van het warme water. Hierdoor daalt de prestatie van het volledige systeem omdat de lediging van het buffervat sneller gestaakt zal worden. De temperatuur van de bovenste waterlaag wordt immers te laag. Dit fenomeen wordt aangetoond door statische simulaties van het buffervat in TRNSYS. Twee situaties werden met elkaar vergeleken. Enerzijds werd een statische simulatie uitgevoerd over een periode van 12 uur met een slank vat en anderzijds werd dezelfde simulatie uitgevoerd met een laag vat. Beide vaten hebben dezelfde inhoud van 2 m3 . In figuur 5.6 wordt het resultaat getoond. Hierop is duidelijk te zien dat bij een laag vat de menging met het koude onderliggende water veel sneller gebeurt dan bij het slanke vat. Om de mate van slankheid enigzins te begroten neemt men een kijkje naar de grootte van de verliesfactoren. De verliesfactor naar de omgeving toe werd in §4.3.2 bepaald op ±1.7 mW 2 K . Het gemiddelde temperatuursverschil met de omgeving bedraagt U = ±60 °C bij een typisch 90-70 systeem. De warmtegeleidingsfactor van water bedraagt λ = ±0.6 W/mK. Als gemiddeld temperatuursverschil tussen twee bovenliggende thermische lagen kan men ±2°C als realistische waarde aannemen. Voor de verklaring van deze waarden wordt verwezen naar de bijgevoegde CD-ROM onder de meetresultaten. Om een goede werking van het buffervat te behouden wil men ervoor zorgen dat de warmteoverdracht tussen twee thermische lagen klein blijft ten opzichte van het verlies naar de omgeving. Rekening houdend met §4.3.1 geeft dit λ · A0 (Ti+1 − Ti ) << U Ab (Ti − Tenv ) ∆x met Ab de warmtewisselende oppervlakte met de omgeving en A0 de oppervlakte tussen de lagen. Met de gemiddelde waarden uit de metingen volgt 0.6 · A0 ◦ · 2 C << 1.7 · Ab · 60◦ C) 0.3 4 · A0 << 102 · Ab


Figuur 5.6: Vergelijking slank (boven) en laag (onder) opslagvat

58


59 A0 << ±25 Ab

met Ab = π · D · H, A0 =

π · D2 4

en r =

D H

A0 r r = → << 25 → r << 100 Ab 4 4 Aangezien de meeste vaten geconstrueerd worden met een ratio r ≈ 12 (wat een minimale buitenoppervlakte oplevert en dus een minimum aan gebruikt materiaal betekent) wordt zeker aan de bovenstaande voorwaarde voldaan. Algemeen kan men hieruit besluiten dat voor de klassiek gebouwde verticale buffervaten de thermische stratificatie gegarandeerd is, wat een gunstige invloed op de prestatie van het systeem geeft. Dit wordt in de volgende paragraaf aangetoond. Daar blijkt dat voor een volledig gemengd vat (dus zonder stratificatie) het intern rendement zoń 6% lager is dan in het geval van volledige thermische stratificatie.

5.4.2

WKK systemen zonder en met warmteopslag

Om een globale beoordeling te doen van de prestatie van het WKK systeem, worden best de invloeden op de investeringsparameters (intern rendement, IRR en netto huidige waarde, NPV) bekeken, zoals beschreven in §3.4. Het is ook met deze methodes dat optimale ontwerpen gezocht kunnen worden. Hierbij is gebruik gemaakt van het Convenant benchmarking” van de Vlaamse regering [4]. Dit stelt dat een analyse met ” afschrijving op 5 jaar en met een levensduur van 10 jaar, minimaal een intern rendement van 15% na belastingen moet halen om rendabel te zijn. Dit indien ze berekend wordt met de huidige energieprijzen. Een dergelijke afschrijving is ook gebruikt in de economische analyse in deze thesis. De hieronder bekomen gegevens zijn afkomstig van simulatieresultaten die zijn ingevoerd in de economische analyse. De parameters van deze analyse (kostprijzen etcetera) zijn echter moeilijk te voorspellen. De kostprijs en installatiekosten van een opslagvat bijvoorbeeld kunnen zeer grote impact hebben op de rendabiliteit. De bekomen resultaten zijn dan ook enkel kwalitatief, maar tonen wel een aantal interessante effecten. In praktijkstudies kan gewerkt worden met offertes, die een beter beeld geven van de reëele kosten en baten.

Optimalisering buffervat In tabel 5.2 wordt getoond hoe een optimale grootte van het buffervat kan bekomen worden. Er is enkel gekeken naar de investering in het vat, de motor wordt als afgeschreven beschouwd. De simulaties zijn uitgevoerd voor een standaardjaarverdeling, met inbegrip van warmtekrachtcertificaten. Men ziet dat het optimum op 20 m3 is bepaald, en een hoog rendement heeft. De tabel toont aan dat de optimale grootte niet al te kritisch is, 5 m3 meer of minder maakt geen drastisch verschil. Ook is zichtbaar dat stratificatie in het vat voordelig is: rij 12 hom” toont dat het intern rendement 6% zakt indien een homogeen gemengd ” vat (bijvoorbeeld een horizontale tank) gebruikt wordt met dezelfde kostprijs. In realiteit zal dit type vat iets goedkoper zijn en makkelijker vergunbaar maar het is weinig waarschijnlijk dat het rendementsverlies op de investering daardoor gecompenseerd wordt. De laatste 2 rijen tonen de investeringsparameters indien een volledige installatie wordt aangekocht. Men ziet dat de invloed van de plaatsing van een buffervat vrij gering is, het intern rendement verhoogt nauwelijks (0.22%). De NPV verhoogt wel met 17.2%, omdat de investering I met opslagvat groter is en N P V (15%) = I(IRR − 0.15). De geringe rendementsverhoging is te wijten aan de vrij lage investeringskosten van het opslagvat, in vergelijking met deze van de motor.


60

Tabel 5.2: Dimensionering buffervat

Investering vat

Inhoud m3

NPV(15%)

IRR

30

1,825.70 e

17.50%

25

3,293.37 e

20.05%

20

4,002.69 e

22.05%

15

3,297.04 e

21.97%

10

2,081.17 e

20.54%

5

-982.86 e

11.24%

12

2,873.25 e

21.89%

83.90 e

15.21%

0

23,328.96 e

19.99%

20

27,331.65 e

20.21%

12 hom Totale investering

Invloeden op de prestaties Er zijn zeer veel parameters die de prestaties van de installatie kunnen be¨ınvloeden. Het effect van de belangrijkste ervan wordt hier besproken. In tabel 5.3 worden de investeringsparameters van enkele simulatieresultaten weergegeven. In tabel 5.4 wordt de invloed van enkele economische parameters bekeken. De standaardprofielen zijn, zowel thermisch als elektrisch, het standaardjaarprofiel per maand, en het weekprofiel van het PIH. Tabel 5.3: Invloeden op de simulatie, vat van 12 m3

Zonder vat NPV

IRR

Met vat NPV

IRR

Alleen vat NPV

IRR

Standaardjaar

23,328 e

19.99%

26,202 e

20.14%

2,873 e

21.89%

2002

17,397 e

18.76%

23,164e

19.57%

5,766 e

28.29%

1996

33,645 e

22.09%

33,808 e

21.57%

163 e

15.41%

Alt. Jaarprofiel 2002

1,644 e

15.37%

10,885 e

17.19%

9,241 e

35.00%

Alt. dagprofiel

10,491 e

17.29%

22,523 e

19.45%

12,033 e

41.04%

De installatie is vrij gevoelig aan weersomstandigheden. Dit wordt aangetoond door het vergelijken van de resultaten in tabel 5.3 van een standaardjaar (2458 graadddagen) met 1996 (zeer koud, 2829 graaddagen) en 2002 (zeer warm, 2090 graaddagen). Deze gegevens zijn gedurende 10 jaar aangehouden om de economische analyse te maken. Men ziet dat de WKK op zich beter presteert in koude jaren, dus hoge warmtevraag. De mindere prestatie in warme jaren, lage warmtevraag, kan voor een groot deel opgevangen worden door installatie van een opslagvat. Voor koude jaren (hoge warmtevraag) is het installeren van een WKK met buffervat niet voordelig gezien het intern rendement zakt. Indien de motor reeds afgeschreven is, is de installatie van een buffervat toch nog rendabel, zij het met weinig overschot. De wijziging van het thermisch jaarprofiel is reeds besproken in §5.3.2, waar de profielen ook te zien zijn (pagina 54). Men ziet nu in tabel 5.3 dat dit ook economische gevolgen heeft: het intern rendement


61

zakt drastisch. Het meerekenen van dagelijks variërende warmtevraag spreekt duidelijk in het voordeel van warmteopslag, het rendement voor bijkomende plaatsing van een vat is 35%. Er is reeds aangetoond dat dit profiel de werkelijkheid veel beter benadert. Wijziging van het elektrisch profiel is mogelijk maar vraagt een volledig nieuwe dimensionering van de motor, wat veel werk met zich mee zou brengen in onze simulatie (warmtewisselaars etcetera). Tenslotte is nog een alternatief dagprofiel doorgerekend in tabel 5.3. Dit is een profiel met meer defasering: de warmtevraag is kleiner gedurende de elektrische pieken normale uren, en groter ’s nachts. In figuur 5.7 is het verschil getoond met het dagprofiel van het PIH. Men kan zien dat een dergelijk profiel het intern rendement van de installatie zonder vat doet afnemen. De installatie met vat ondervindt echter weinig invloed, gezien de totale dagelijkse warmtevraag dezelfde blijft. Alleen moet de warmte overdag opgeslagen worden en ’s nachts weer vrijgegeven. Men kan uit deze resultaten ook afleiden dat de verliezen van het vat weinig invloed hebben op de rendabiliteit (slechts een IRR daling van 20.14 − 19.45 ≈ 0.6%). Uiteraard is de installatie van een vat hier zeer rendabel. 0.018 0.016 0.014 0.012 0.01

Dagprofiel PIH Alternatief profiel Elektrisch profiel

0.008 0.006 0.004 0.002 0 0

5

10

15

20

Uren

Figuur 5.7: Alternatief dagprofiel

Tabel 5.4: Economische invloeden, vat van 20 m3

Rente

Zonder vat NPV

IRR

Met vat NPV

IRR

Alleen vat NPV

IRR

Standaardjaar

15%

23,328 e

20%

27,331 e

20%

4,002 e

22%

Zonder certificaten

5%

34,352e

10%

40,111 e

10%

5,759 e

12%

Gasprijs x 2

5%

32,499 e

10%

37,085 e

10%

4,557 e

11%

Gas- en el. prijs x 2

15%

131,267 e

40%

148,245 e

40%

16,977 e

41%

De economische invloeden uit tabel 5.4 zijn slechts hypothetisch. Het is vooral de bedoeling om uit te zoeken welke effecten worden teweeg gebracht. Over de invloed van elektriciteits- en gasprijzen


62

op warmtekrachtinstallaties is veel te vinden in de literatuur. Hier zijn kort enkele situaties bestudeerd, vooral om te zien hoe de investering met het opslagvat varieert. Een eerste berekening toont dat, zonder warmtekrachtcertificaten, de installatie niet rendabel zal zijn. Gezien de baten van een opslagvat gedeeltelijk voortvloeien uit extra certificaten wegens extra warmtekrachtproductie, is ook de installatie van een vat niet rendabel zonder deze certificaten (volgens het Convenant Benchmarking”). Een IRR van 15% wordt ” ongeveer bereikt vanaf een certificaatwaarde van 20e voor alle investeringen. In een volgende berekening is, gedurende de volledige levensduur, een verdubbeling van de specifieke kost voor aardgas vooropgesteld (terug met certificaten). Dit heeft een halvering van het intern rendement tot gevolg voor alle investeringen. Wordt nu ook de elektriciteitsprijs verdubbeld, dan stijgt dit rendement zeer sterk. Het moet duidelijk zijn dat elke stijging van de gasprijs een slecht effect heeft op de prestatie, maar het positief effect van een stijgende elektriciteitsprijs is een pak sterker. Dit geldt voor alle investeringsmogelijkheden, dus ook voor een installatie van het vat achteraf.

Hoofdstuk 6

Besluit De ontwikkelde simulatie kan gebruikt worden om regeling, ontwerp en prestatie te bestuderen van warmtekrachtsystemen met zuigermotoren. Er is door validatie aangetoond dat de resultaten betrouwbaar zijn. De ontwikkeling in TRNSYS biedt vele mogelijkheden om de simulatie uit te breiden, ook naar andere toepassingen toe. Enkele regelproblemen zijn ge¨ıdentificeerd en opgelost door middel van de simulatie. De oplossingen zijn voorstellen, maar tonen wel aan hoe men door middel van deze simulatie tot performantere regelkringen kan komen. In elk geval moet de regeling van WKK installaties in centrale verwarmingsystemen zeer goed bestudeerd worden. Ontwerpen aan de hand van maandelijkse profielen en spreadsheets is mogelijk om het maximum vermogen van de motor te bepalen of om een opslagvat te dimensioneren. Er moet zeker gewerkt worden met genormaliseerde profielen, bijvoorbeeld op basis van de graaddagen. Om echter voorspellingen te doen over prestaties en rendabiliteit, of om een nauwkeurig optimum te bepalen, zijn gedetailleerder simulaties nodig. De validatie toont aan dat werken met een graaddagenverdeling per dag vrij goede resultaten geeft. Anderzijds is het moeilijk om zo een referentiejaar in te voeren. Ook de dynamische interactie tussen de diverse componenten be¨ınvloedt de prestaties en kan met de ontwikkelde simulatie bestudeerd worden. Implementatie van een opslagvat in een origineel ontwerp kan voordelig zijn indien er een beperkte warmtevraag optreedt of indien het elektrisch en thermisch dagprofiel sterk gedefaseerd is. Ook kan een opslagvat de prestaties overeind houden tijdens warmere jaren. Indien de WKK zonder vat al goed presteert, kan de bijkomende investering in een opslagvat het intern rendement doen dalen, zij het in beperkte mate. Een investering in een opslagvat, nadat de WKK is afgeschreven, is in alle scenario’s voordelig. Als algemene conclusie zou men dus kunnen stellen dat, indien men geen problemen verwacht, een investering in WKK kan gebeuren zonder vat. Indien acheraf blijkt dat de prestaties toch aan de magere kant zijn, is de investering in een correct gedimensioneerd opslagvat zeker gerechtvaardigd. Experimenten en simulaties tonen aan dat de bijkomende warmteverliezen van een goed ge¨ısoleerd vat beperkt zijn. Een korte economische analyse toont vooral dat de gehele installatie enkel rendabel is met steun van warmtekrachtcertificaten. Fluctuaties in elektriciteits- en gasprijzen kunnen zeer belangrijke gevolgen hebben voor de investering, waarbij een hogere elektriciteitsprijs sterk positief is, en een hogere gasprijs negatief. De bekomen conlusies zijn niet alleen geldig voor WKK in gebouwen. Zij kunnen ook toegepast worden op andere situaties waar kleinere vermogens gebruikt worden met gedefaseerde profielen. In elk geval is duidelijk dat een ontwerp riskant kan zijn zonder degelijke simulatie.

63

Bijlage A

Elektriciteit leveren aan het net Sinds de vrijmaking van de energiemarkt is het voor de consument mogelijk om overtollige elektriciteit aan het net terug te leveren. In theorie is dit vanuit het standpunt van WKK een interessante zaak. Het wordt immers mogelijk om geproduceerde elektriciteit aan het net terug te leveren terwijl de geproduceerde warmte wordt gebruikt voor gebouwenverwarming. Zo kan de WKK-installatie beter voldoen aan de warmtevraag en nog wat extra opbrengst creeëren door de verkoop aan de elektriciteitsleverancier. In de praktijk is de situatie echter minder rooskleurig. De elektriciteitsproducent is wel bereid te betalen voor de overtollige productie van de WKK maar wil garanties dat dit op een regelmatige basis gebeurt. Alleen zo is het mogelijk een redelijke verkoopsprijs te bekomen. Voor industriële installaties is dit dus een goede zaak. Men kan de WKK dimensioneren op de warmtevraag. Deze is in grote mate constant aangezien het meestal gaat om stoom voor procesdoeleinden. Het gevolg hiervan is dat ook de elektriciteitsproductie tamelijk constant is. In dit geval is het dus mogelijk om redelijke verkoopprijzen te bekomen. In het geval van gebouwenverwarming liggen de kaarten anders. Daar vindt de warmtevraag vooral overdag plaats en is deze in grote mate afhankelijk van de weersomstandigheden. Hier kan men dus niet spreken van een constante warmtevraag en dus ook niet van een constante elektriciteitsproductie. De overtollige elektriciteit is dus voor de producent minder waard. Verscheidene studies, waaronder [20], hebben reeds aangetoond dat het terugleveren van elektrische energie aan het net voor WKK-toepassingen niet of nauwelijks interessant is. Voor de bestudeerde installatie kan men dit inzien door de situatie te beschouwen waarbij de WKK wordt geregeld op warmtelast. Met een totale warmtelast overdag van 3.67 · 106 kW h, waarvan de WKK Q = 2.9 · 106 kW h kan produceren, en een warmte-krachtverhouding van 1.8 bekomt men een totale elektrische productie van Q E = 1.8 = 1.6 · 106 kW h op jaarbasis. De totale elektriciteitsvraag bedraagt 1.33 · 106 kW h. Hierdoor heeft men een overschot aan elektriciteit gelijk aan 2.81 · 105 kW h die aan het net kan verkocht worden. Als gemiddelde verkoopprijs werd gerekend met 0.0284 e/kWh. Deze waarde komt uit [20]. Het overige deel van de warmtelast moet met een gasbrander gecompenseerd worden. Dit komt neer op een extra kost 1 van (3.67 · 106 kW h − 2.9 · 106 kW h) · 0.9 · 0.0263e/kWh= ± 22500 e. In de situatie met gescheiden productie wordt de volledige warmtelast gevoed vanuit een gasbrander. Q Indien men een rendement van 90% aanneemt dan bekomt men in dit geval een gasverbruik van 0.9 = 4.08 · 106 kW h. In het geval van WKK wordt zowel de warmte als elektriciteitsproductie met gas gevoed. Met een thermisch rendement gelijk aan 58% en een elektrisch rendement gelijk aan 32% bekomt men Q E een totaal gasverbruik van 0.58 + 0.32 = 12.8 · 106 kW h. Voor de situatie met WKK betekent dit dus een 6 meerverbruik aan gas gelijk aan 9.2 · 10 kW h. Met een gasprijs (bijlage D) gelijk aan 0.0263 e/kWh komt

64

BIJLAGE A. ELEKTRICITEIT LEVEREN AAN HET NET

65

dit neer op een meerkost van ±250000 e per jaar. Aangezien de WKK in dit geval de volledige elektrische last dekt kan het volledige elektrische verbruik als vermeden kost beschouwd worden. De huidige elektriciteitsprijzen (bijlage C)in rekening brengend komt ˙ overschot aan elektriciteit kan verkocht worden aan het dit neer op een vermeden kost van ±140000 eDe net, wat ±8000 e per jaar opbrengt. Door de hogere elektriciteitsproductie zal er ook een verhoogde inbreng van certificaten zijn. De berekeningswijze wordt geillustreerd in paragraaf 3.4. In dit geval komt dit neer op ±100000 ebijkomende inkomsten op jaarbasis. Naast dit alles dient men ook nog een onderhoudskost in rekening te brengen. Met een onderhoudskost van 0.0147 e/kWhe bekomt men een totale onderhoudskost van ±35000 e. Tabel A geeft een overzicht van de kosten en baten.

Afschrijving (over 5 jaar)

-35000

EUR

Meerconsumptie gas

-250000

EUR

Onderhoud

-35000

EUR

Vermeden aankoop elektriciteit

140000

EUR

Verkochte elektriciteit

8000

EUR

Certificaten

100000

EUR

Totale som

-72000

EUR

Tabel A.1: Kosten en baten Als men de totale som maakt ziet men dat de balans nooit positief wordt. Aangezien de invloed van de certificaten in de loop der jaren afneemt zal de situatie niet verbeteren. Hieruit kan men besluiten dat het terugleveren van elektrische energie aan het net niet rendabel is voor gebouwentoepassingen.

Bijlage B

Componenten In deze bijlage worden de zelf geprogrammeerde componenten beschreven. Eerst zijn de parameters, inputs en outputs opgesomd met een beschrijving ervan, de juiste eenheden worden aangeduid door de TRNSYS Studio (uitzonderingen zijn vermeld). Daarna wordt kort uitgelegd welke berekeningen de component doet. De broncodes en TRNSYS bestanden zijn terug te vinden op de bijgevoegde CD-ROM.

B.1

Verwarmingsketel

Model van een klassieke ketel met brander voor warm water. Gebaseerd op de ketels van ACV International [1].

Parameters 1. cp: warmtecapaciteit van water (bij gemiddelde temperatuur) 2. V: watervolume in de tank 3. UA: verliesfactor: Q˙ loss = U A∆T 4. Hu: bovenste verbrandingswaarde van de brandstof, indien gegeven in m3 stofdebiet in Nhr gegeven.

kJ N m3

wordt ook het brand-

5. Qmax: maximale warmte input dus brandstofdebiet vermenigvuldigd met de verbrandingswaarde. 6. Qmin: minimum warmte input indien het een modulerende ketel betreft. Indien de brander niet regelbaar is moet Qmin=Qmax. 7. n: rendement van de brander 8. Tmax: maximum temperatuur van het ketelwater, indien T > T − max wordt de ketel uitgeschakeld 9. rho: massadichtheid van water (bij gemiddelde temperatuur)

Inputs 1. mc: massadebiet instromend water 2. Tc: temperatuur van het instromend water

66

BIJLAGE B. COMPONENTEN

67

3. Cs: controlesignaal, Q˙ = CsQ˙ max zolang dit niet kleiner is dan Qmin. 4. Tambient: buitentemperatuur (voor verliesbepaling)

Outputs 1. mh: massadebiet uitstromend water (=mc) 2. Th: temperatuur van het uitstromend water (=Tm) 3. Qloss: verliesvermogen naar de omgeving 4. mb: brandstofdebiet, in kg, m3 , N m3 ,... naargelang de dimensie van Hu. 5. Tm: gemiddelde tanktemperatuur De tank wordt opgevat als een volledig gemengd controlevolume water. Hierop wordt een energiebalans uitgeschreven en ge¨ıntegreerd over de tijdstap ts om de nieuwe temperatuur te bepalen, hierbij is Tmo de gemiddelde tanktemperatuur uit de vorige tijdstap.

cp ρV (Tmn − Tmo ) = m ˙ c cp Tc ts − m ˙ h ts cp

Tmo + Tmn 2 − U Ats (

Tmo + Tmn − Tambient ) + CsQ˙ max ts η 2

Tmo + Tmn Q˙ loss = U A( − Tambient ) 2 m ˙b=

B.2

CsQ˙ max Hu

Thermostaat

Parameters 1. Tmin: minimum temperatuur 2. Tmax: maximum temperatuur

Inputs Tcwo: temperatuur

Outputs CS: controlesignaal, 0 of 1. De thermostaat geeft CS = 1 van zodra de temperatuur onder Tmin zakt. Dit signaal blijft behouden tot T ≥ Tmax . Op te merken is dat gewerkt wordt met T , dit is Tcwo uit de vorige tijdstap. De reden hiervoor is dat er anders geen stabiele iteratie mogelijk is (bij 1 wordt de temperatuur te hoog, maar bij 0 niet bijvoorbeeld).


B.3

68

Warmtecapaciteit

Deze component wordt gebruikt om een gebouw te modelleren maar is in feite vrij eenvoudig.

Parameters 1. T0: begintemperatuur 2. mcp: warmtecapaciteit

Inputs warmtelast: thermisch vermogen Q˙ dat onttrokken wordt

Outputs temp: temperatuur De warmtecapaciteit wordt gezien als een homogeen blok waaraan energie onttrokken wordt. Ge¨ıntegreerd over een tijdstap ts wordt de temperatuur als volgt bepaald, met Ti de eindtemperatuur Te uit de vorige tijdstap: ts Te = Ti − Q˙ mcp temp =

B.4

Te + Ti 2

Pomp

Parameters maxdebiet: maximum massadebiet

Inputs CS: controlesignaal tussen 0 en 1

Outputs Debiet: massadebiet Debiet=CS*maxdebiet

B.5

WKK Electric Control

Dit is een sturing voor de WKK motor, gebaseerd op de elektriciteitsvraag.


69

Parameters 1. Pmax: maximum elektrisch vermogen van de WKK eenheid 2. Tmax: maximum ingangstemperatuur van de koelwaterwarmtewisselaar (oververhittingsbeveiliging). 3. dT: in het gebied [Tmax-dT,Tmax] wordt het motorvermogen afgebouwd (om deze regeling uit te schakelen: dT op zeer kleine waarde zetten maar niet 0) 4. Pmin: minimum elektrisch vermogen dat de motor mag leveren 5. dP: veiligheid om te vermijden dat vermogen in het net gestuurd wordt, de WKK levert vraag-dP 6. Pstart: minimum elektriciteitsvraag om WKK op te starten 7. restart: 0: installatie start na uitschakeling terug op bij onoff van 0 naar 1 (1 keer per dag); 1: installatie start na uitschakeling terug op wanneer P > Pstart

Inputs 1. P: gevraagd elektrisch vermogen 2. Tret: temperatuur van intredewater van de WKK 3. onoff: de regeling werkt enkel wanneer onoff=1

Outputs CS: controlesignaal voor de WKK behalve indien Tret > (Tmax − dT ). Dan wordt CS = Het controlesignaal wordt Cs = PP−dP max Tmax −Tret . De overige regelprincipes zijn af te leiden uit de parameters. dT

B.6

Buffercontrol

Vullen en ledigen van een parallel geschakeld vat wordt bestuurd door deze component.

Parameters 1. minvultemp: wanneer de retourtemp boven minvultemp komt, wordt het vat opgevuld indien de WKK in werking is, het aan de WKK aangeboden water wordt geregeld op deze temperatuur 2. maxretourtemp: niet gebruikt 3. mintoptemp: indien de temperatuur van de bovenste laag hieronder valt, wordt geen toestemming gegeven op het vat verder te ledigen


70

Inputs 1. tretour: retourtemperatuur uit het verwarmingssysteem 2. ttop: temperatuur van de bovenste laag van het vat 3. Pwkk: vermogen geleverd door de WKK 4. CSledigen: signaal van thermostaat om opslagvat te ledigen 5. tbodem: temperatuur van de onderste laag van het vat

Outputs 1. CS ledigingspomp: controlesignaal voor ledigingspomp 2. CS vulklep: controlesignaal voor de vulklep Indien in de vorige tijdstap de WKK actief was, indien de retourtemperatuur hoger is dan minvultemp en indien er niet geledigd wordt, mag gevuld worden. Dit gebeurt met een debiet, aangepast om de temperatuur naar de WKK op minvultemp te houden: CSvulklep =

tretour − minvultemp tretour − tbodem

Indien tretour > tbodem wordt CSvulklep = 1. Ledigen gebeurt volgens het controlesignaal van de thermostaat, maar enkel indien aan de voorwaarde van mintoptemp voldaan is en de retourtemperatuur lager is dan ttop.

Bijlage C

Elektriciteitstarieven

71

MINISTERIE VAN ECONOMISCHE ZAKEN BESTUUR ENERGIE AFDELING GAS - ELEKTRICITEIT Koning Albert II laan, 16 B-1000 BRUSSEL

TARIEVEN VOOR ELEKTRISCHE ENERGIE IN LAAGSPANNING MAANDELIJKSE FACTURATIE FEBRUARI 2006 PARAMETERS :

Ne = Nc =

1,4154 1,6150 EUR/jaar

c/kWh

(Zonder taksen)

Normaal tarief vaste term (EUR/jaar) bijkomende vaste term per kVA>10 (EUR/jaar) proportionele term (c/kWh) korting (EUR/jaar)

Tweevoudig uurtarief vaste term (EUR/jaar) bijkomende vaste term (EUR/jaar) bijkomende vaste term per kVA>10 (EUR/jaar) proportionele term (c/kWh) - dag - nacht korting (EUR/jaar)

9,72*NE 3,5*NE (8,214*NE)+(1,698*NC)

9,72*NE 18,51*NE 3,5*NE

(1)

14,37

(1)

Tweevoudig uurtarief vaste term (EUR/jaar) bijkomende vaste term (EUR/jaar) bijkomende vaste term per kVA>0 (EUR/jaar) proportionele term (c/kWh) - dag - nacht

39,99*NE 20,33*NE (5,532*NE)+(1,698*NC)

39,99*NE 26*NE 20,33*NE

14,37 7,32

-13,76

(1)

56,60 28,78 10,57

(1)

56,60 36,80 28,78

(5,532*NE)+(1,698*NC) (3,581*NE)+(1,396*NC)

TARIEF VOOR UITSLUITEND NACHTVERBRUIK vaste term (EUR/jaar) - met normaal tarief 12,39*NE - met tweevoudig tarief 26*NE proportionele term (c/kWh) (2,577*NE)+(1,396*NC) BUITEN SPITS TARIEF vaste term (EUR/jaar)

13,76 26,20 4,95

(8,214*NE)+(1,698*NC) (3,581*NE)+(1,396*NC)

SPECIFIEK SOCIAAL NORMAAL EN TWEEVOUDIG UURTARIEF zie normaal en tweevoudig uurtarief met uitzondering van de vaste term van het normaal tarief 9,72*NE

TARIEVEN VANAF 30kVA Normaal tarief vaste term (EUR/jaar) bijkomende vaste term per kVA>0 (EUR/jaar) proportionele term (c/kWh)

13,76 4,95

26*NE

10,57 7,32

17,54 36,80 5,90

36,80

proportionele term (c/kWh)

(3,246*NE)+(1,698*NC)

7,34

(1) Voor de leveringspunten die bestonden voor 1/09/1999 wordt deze term niet toegepast op de kVA waarvoor een vergoeding voor aansluiting voor groot vermogen werd betaald. (2) die van toepassing is : - op de kVA die het resultaat zijn van een vermogenversterking na 1/09/1999 van een leveringspunt dat voor die datum bestond; - op de nieuwe leveringspunten na 1 september 1999.

OPMERKINGEN : DE FEDERALE BIJDRAGE BEDRAAGT

0,15519 c/kWh

- DE BIJDRAGE OP DE ENERGIE, IN WERKING OP 01/08/1993, BEDRAAGT 0,19088 c/kWh (zonder BTW) EN MOET WORDENTOEGEPAST OP HOGERVERMELDE PRIJZEN, MET UITZONDERING VAN DE PRIJZEN VOOR DE SPECIFIEKE SOCIALE TARIEVEN. - DE BTW BEDRAAGT 21 % - DE PRIJZEN ZULLEN SLECHTS OFFICIEEL WORDEN NA PUBLICATIE VAN DE PARAMETERS Nc EN Ne IN HET BELGISCHE STAATSBLAD

Bijlage D

Gastarieven

74

23/02/2006

FOD Economie Algemene directie Energie Afdeling Gas - Elektriciteit Koning Albert II laan, 16 B-1000 BRUSSEL TARIEVEN VOOR DE OPENBARE GASDISTRIBUTIE MAANDELIJKSE FACTURERING FEBRUARI 2006 PARAMETERS

Iga = 1,1982 Igd = 1,5185

NIET HUISHOUDELIJK GEBRUIK

EUR/jaar

c/kWh

(PRIJZEN ZONDER TAKSEN)

TARIEF ND1 : verbruik van 9722 tot 146389 kWh/jaar. Vaste term Proportionele term

142,22*Igd (2,130002*Iga)+(0,645448*Igd)

215,96 3,53228

TARIEF ND2 : verbruik van 146389 tot 976944 kWh/jaar. Vaste term Proportionele term

364,95*Igd (2,130002*Iga)+(0,493291*Igd)

554,18 3,30123

TARIEF ND3 : VERBRUIK VANAF 976944 kWh/jaar. (2) Vaste termen - basis - bijkomend vastrecht voor max. dagafname Proportionele termen - tot 2930556 kWh/jaar - saldo

1257,61*Igd

1909,68

0,39061*Igd

0,59314

(2,130002*Iga)+(0,100833*Igd) (2,130002*Iga)+(0,100833*Igd)-0,07139

2,70528 2,63389

____________________________ (2) Ook vergezeld van een maandelijkse abonnementsvergoeding, in functie van de capaciteit van de gasmeter, aangepast met Igd.

OPMERKINGEN "- DE FEDERALE BIJDRAGE BEDRAAGT"

0,01252 c/kWh

- DE BIJDRAGE OP ENERGIE, IN WERKING GETREDEN OP 01/08/1993, BEDRAAGT 0,11589 c/kWh (zonder BTW) EN MOET WORDEN TOEGEPAST OP HOGERVERMELDE PRIJZEN, MET UITZONDERING VAN HET SPECIFIEK SOCIAAL TARIEF. - DE BTW BEDRAAGT 21 %. - DE PRIJZEN ZULLEN SLECHTS OFFICIEEL WORDEN NA PUBLICATIE VAN DE PARAMETERS Iga EN Igd IN DE BELGISCH STAATSBLAD.

Bijlage E

Validatie van de simulatie

76

Gegevens PIH <-> simulatieresultaten Maand

jan

Prod. el. netto

[kWh]

Eq draaiuren

[u]

Warmteprod.

[kWh]

K/W Gasverbruik

[GJ]

El. rend. netto

[%]

Therm. rend.

[%]

Tot. rend. netto

[%]

61215 69202 220 249 110983 123671 55% 56% 741.04 767.42 32.97 32.46 59.77 58.01 92.74 90.48

feb 64182 60662 231 218 116362 107010 55% 57% 774.34 667.84 33.08 32.70 59.98 57.68 93.06 90.38

maart

april

mei

64343 67816 231 244 116654 119627 55% 57% 791.21 746.78 32.46 32.69 58.84 57.67 91.30 90.36

39186 45362 141 163 71044 81742 55% 55% 486.61 506.39 32.14 32.25 58.27 58.11 90.41 90.36

22205 25416 80 91 39217 45194 57% 56% 263.94 283.49 33.58 32.28 59.30 57.39 92.88 89.67

juni 0 284 0 1 0 483 0% 59% 0.00 3.26 0.00 31.37 0.00 53.42 0.00 84.79

juli 0 0 0 0 0 0 0% 0% 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

aug 0 0 0 0 0 0 0% 0% 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

sept 3865 13203 14 47 6868 23548 56% 56% 46.80 148.33 32.96 32.04 58.57 57.15 91.52 89.19

okt 62166 50243 224 181 113018 89436 55% 56% 765.70 557.23 32.40 32.46 58.91 57.78 91.31 90.24

nov

dec

Totaal

65163 61834 234 222 118140 110045 55% 56% 787.60 684.53 33.02 32.52 59.87 57.87 92.89 90.39

50199 66988 181 241 91011 120025 55% 56% 599.00 744.19 33.45 32.41 60.64 58.06 94.09 90.47

432524 461009 1556 1658 783297 820781 55% 56% 5256.24 5109.45 32.84 32.48 59.48 57.83 92.32 90.31

Bijlage F

Metingen op Volvo TD60B Deze dieselmotor is op een testbank gemonteerd in de machinezaal van het Technicum van de Universiteit Gent. Hij is uitgerust met een groot aantal sensoren die onder andere mogelijk maken om een warmtebalans op te stellen van de motor. De motor is ontworpen als tractiemotor en heeft op zich dus niet veel te maken met warmtekrachtkoppeling. Hij is echter wel geschikt om kwalitatief de belangrijke eigenschappen van zuigermotoren voor WKK te bestuderen. De belangrijkste eigenschappen: 6 cilinders in lijn, cilinderinhoud: 5480 cc, directe injectie met pomp in lijn Maximum vermogen: 132 kW bij 2800 rpm, maximum koppel: 510 Nm bij 1900 rpm Vermogen opgenomen door waterrem met schommelend opgehangen stator voor vermogenbepaling

Volgende metingen zijn uitgevoerd bij een constant toerental van 1750 rpm bij 4 vermogens: Koelwaterwarmte uit koelwaterdebiet, temperatuur van het koelwater voor en na de radiator Rookgaswarmte uit luchtdebiet + brandstofdebiet (= rookgasdebiet), temperatuur van de uitlaatgassen na de turbo Brandstofdebiet uit meting van de massa van de brandstoftank

De voor het model belangrijke meetresultaten zijn voorgesteld in figuur F.1. Men ziet dat de correlaties bij benadering lineair zijn.

78

BIJLAGE F. METINGEN OP VOLVO TD60B

79

Brandstofverbruik kg/hr

Koelwaterwarmte kW

25

80 y = 0.6493x + 11.364 R2 = 0.9985

70

y = 0.2014x + 1.9073 20

60 50

15

40 10

30 20

5 10 0

0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0

10

20

30

40

P as kW

50

60

70

80

90

100

90

100

P as kW

Rookgasdebiet kg/hr

Warmte uit rookgassen (0°C) kW

500

80 y = 0.6756x + 8.7032 R2 = 0.9965

70 450

y = 1.6993x + 297.92 R2 = 0.9968

60

400 50 350

40 30

300 20 250 10 200

0 0

10

20

30

40

50 P as kW

60

70

80

90

100

0

10

20

30

40

50 P as kW

Figuur F.1: Meetresultaten, Volvo dieselmotor

60

70

80

Bijlage G

Motorgegevens

80

Bijlage H

Model van een zuigermotor voor WKK toepassingen In deze bijlage worden de parameters, inputs en outputs van het model besproken. De juiste eenheden worden door de TRNSYS Studio aangeduid en kunnen ermee omgerekend worden, enkele uitzonderingen zijn vermeld. Voor meer uitleg over de precieze berekeningen wordt verwezen naar §4.1 of naar de broncode, die is te vinden op de bijgevoegde CD-ROM.

Parameters 1. Pmax: maximum elektrisch vermogen, geleverd door de generator 2. Tcwset: maximum koelwatertemperatuur (uitgangstemperatuur koelwater) 3. nel: totaal elektrisch rendement ηel van de motor ( BP· el Hu ) 4. ca: specifieke warmtecapaciteit van het koelwater is ca · T + cb met T de temperatuur 5. cb: zie ca el 6. Ba: brandstofverbruik is Ba · P + Bb met P het asvermogen ( Pηel ). Dit brandstofverbruik kan in eenheden naar keuze worden uitgedrukt.

7. Bb: zie Ba 8. Qcwa: thermisch vermogen naar het koelwater is Qcwa · P + Qcwb met P het asvermogen 9. Qcwb: zie Qcwa 10. Qrga: thermisch vermogen naar de rookgassen is Qrga · P + Qrgb met P het asvermogen 11. Qrgb: zie Qrga 12. ma: massadebiet van de rookgassen is ma · P + mb met P het asvermogen 13. mb: zie ma 14. T0: temperatuur van de omgeving 15. taucw: tijdsconstante voor het tijdsgedrag van de koelwaterwarmte

82

BIJLAGE H. MODEL VAN EEN ZUIGERMOTOR VOOR WKK TOEPASSINGEN 16. taurg: tijdsconstante voor het tijdsgedrag van de rookgaswarmte 17. taucc: tijdsconstante voor de afkoeltijd van de motor na uitschakeling 18. cprg: specifieke warmtecapaciteit van de rookgassen 19. Pfrac: de motor wordt uitgeschakeld indien CS < Pfrac

Inputs 1. CS: controlesignaal, Pel = CS · Pmax 2. Tcwi: temperatuur van het ingaande (afgekoelde) koelwater

Outputs 1. B: brandstofverbruik in eenheden volgens Ba en Bb 2. mcw: massadebiet van het koelwater 3. Tcwo: temperatuur van het uitgaande (opgewarmde) koelwater 4. Trg: temperatuur van de rookgassen 5. mrg: massadebiet van de rookgassen 6. El Power: elektrisch vermogen, door de generator geleverd 7. Qcwavg: gemiddeld afgegeven thermisch vermogen aan het koelwater 8. Qrgavg: gemiddeld afgegeven thermisch vermogen aan de rookgassen

83

Bijlage I

Gegevens Cycloonboiler

84

CYCLONEXHE

TM

94% EXTRA HIGH EFFICIENCY TANK-TYPE WATER HEATERS BTH-120, BTH-150, BTH-199 & BTH-250 Exceeds the minimum requirements of ASHRAE/IES 90.1-1999 for thermal efficiency and standby loss. FEATURES 94% THERMAL EFFICIENCY - Fully condensing design is 16% more efficient than the ASHRAE requirement of 80%. FLEXIBLE VENTING – 3" or 4" PVC, ABS or CPVC pipe is recommended. The CYCLONE XHE TM vents vertically, horizontally and is also approved for direct vent sealed combustion applications. 50 equivalent feet maximum using 3" vent, 120 equivalent feet using 4" vent. ADVANCED ELECTRONIC CONTROLS – A microprocessor controls the ignition and thermostat allowing precise setting of water temperatures from 110°F to 180°F. A digital display panel shows the operating mode, all user settings and any failure modes for ease of service. PRESET POWER BURNER – Developed for the CYCLONE XHETM, a turbulent jet flame shoots down the submerged combustion chamber in a spiral action. This turbulence causes a thorough mixing of the gas and air for optimum combustion and high heat transfer efficiencies. SUBMERGED COMBUSTION CHAMBER – Submerging the combustion chamber in the center of the water storage tank minimizes radiant heat loss and improves efficiency. ZERO INCH CLEARANCE – The CYCLONE XHETM jacket is cool and is approved for zero inches to combustibles for unsurpassed installation flexibility. SPIRAL WOUND FLUE TUBE – The continuous spiral flue tube keeps the hot combustion gases moving at a high velocity. The combination of high turbulence and velocity causes an enormous rate of heat transfer into the water.

SCAQMD Approved, Rule 1146.2 Low NOx for California and Texas.

ASME (OPTIONAL)

SCALE FREE – This flue design prevents scale and sediment from forming on the flue tube and reducing efficiency over time. GLASS LINED TANK – Proprietary ceramic coating developed by A.O. Smith's ceramic engineers specifically for this heater is applied after the complete tank has been assembled to give a seamless barrier against corrosion by hot water. The maximum working pressure is 160 psi. HANDHOLE CLEANOUT – Allows easy inspection and cleaning of the tank. FOAM INSULATION – Thick foam insulation protected by a heavy gauge steel jacket contributes to low standby losses. EASY INSTALLATION – All components are factory assembled and 100% tested prior to shipment. Only gas, water, electrical and venting connections need to be made. No major field adjustments are required for proper operation. Includes T&P valve and drain valve. Revised October 2003

LIMITED WARRANTY OUTLINE If the tank assembly which includes the combustion chamber and flue should leak any time during the first three years, under the terms of the warranty, A.O. Smith will furnish a replacement tank assembly. Installation, labor, handling and local delivery are extra. THIS OUTLINE IS NOT A WARRANTY. For complete information, consult the written warranty or A.O. Smith Water Products Company. Warranty does not apply to product installed outside of the United States of America or its territorial possessions and Canada. PATENTS PENDING

A 104.5

ROUGH IN DIMENSIONS INSTALLATION CLEARANCES Sides

0"

Front

4"

Rear

0"

Top

2"

AIR INTAKE 3" PVC, CPVC, ABS, 50' EQUIVALENT MAXIMUM. FLUE EXHAUST 3" PVC, CPVC, ABS, 50' EQUIVALENT MAXIMUM. AIR INTAKE 4" PVC, CPVC, ABS, 120' EQUIVALENT MAXIMUM.

Combustible clearances 0". Approved for combustible floors.

FLUE EXHAUST 4" PVC, CPVC, ABS, 120' EQUIVALENT MAXIMUM.

RECOVERY CAPACITIES

Model BTH-120 BTH-150 BTH-199 BTH-250

Approx. BTU Gallon Input Capacity 125,000 60 150,000 100 199,000 100 240,000* 100

*BTH-250 NOT AVAILABLE IN LP GAS.

A 104.6

Ship. Wt. 350 438 438 438

30 475 570 756 912

40 356 427 567 684

Temperature 50 60 285 237 342 285 453 378 547 456

Rise - Degrees F - Gallons per 70 80 90 100 110 203 178 158 142 129 244 214 190 171 155 324 283 252 227 206 391 342 304 273 249

Hour 120 119 142 189 228

130 110 131 174 210

140 102 122 162 195

1. Direct Vent/Sealed Combustion The ultimate venting system for either horizontal or vertical applications. This system gives the specifier and installer optimum venting flexibility in placing the Cyclone XHE at point of use. The safe, two-vent, system allows clean uncontaminated air to be drawn directly into the unit. The flue gas products are expelled directly through the wall to the outside. This two-vent system protects the unit from harmful flue products being recirculated.

2. Sidewall or Vertical The Cyclone XHE series can be vented directly through an outside wall or vertically up through the roof. Quick and simple. Perfect for retrofit and cost saving installations.

SEALED DIRECT VENT VERTICAL

SEALED DIRECT VENT SIDEWALL

INDOOR CONVENTIONAL VERTICAL

INDOOR CONVENTIONAL SIDEWALL

50' INTAKE, 50' EXHAUST

50' INTAKE, 50' EXHAUST

50' EXHAUST

50' EXHAUST

SEALED DIRECT VENT HORIZONTAL INTAKE VERTICAL EXHAUST

SEALED DIRECT VENT VERTICAL INTAKE HORIZONTAL EXHAUST

SEALED DIRECT VENT SEALED DIRECT VENT w/CONCENTRIC VENT w/CONCENTRIC VENT VERTICAL TERMINATION HORIZONTAL TERMINATION

A 104.7

SPECIAL CONSTRUCTION FEATURES All functional controls are located at the top of the heater for ease of service and protection from water damage in equipment rooms that have potential for flooding. The top cover comes off quickly to provide convenient access for all serviceable parts. This is a fully condensing water heater. The latent heat energy which holds water in the vapor state in the combustion process is effectively scavenged. This means that water which would normally escape up the flue as vapor in a conventional heater is condensed into its liquid state prior to exiting the heater. The spiral flue tube coils downward to permit natural drainage of the condensate. As a result the flue exits at the bottom of the heater. The heater should be located near a drain to enable the condensate to be properly disposed of. The exhaust gases of this heater are less than 140 degrees F, much lower than a standard water heater. In cold climates any water vapor remaining in the flue gases will condense into a cloud of vapor at the point where the vent system exits the building. This vapor can discolor exterior building surfaces over a period of time. The flue exhaust should be located in an area where the water vapor cloud or potential discoloration of the walls is not a concern. Locating the vent termination out from the wall by six or more inches helps prevent the vapor from being trapped in the layer of air that sometimes forms along a buildings face. The vent can also be terminated on the roof to avoid any problems. Always keep the vent above the maximum snow line so it cannot get covered up. Do not locate the exhaust above a walkway. Avoid locating the air intake too close to the exhaust of this unit or any other exhaust terminations that discharge moisture laden air such as clothes dryers, in very cold climates. The intake can freeze over if the moisture is drawn through the screen required to prevent foreign objects from getting sucked into the fan. A separation of three feet is usually adequate to prevent intake freezing. Locate the intake above the maximum snow line also. The heater is equipped with sensors to shut it down if any blockage of the vent or intake occurs. A light on the diagnostic panel will alert the maintenance people to the problem. Avoid locating the exhaust terminals close to bedroom windows or areas where blower noise will be objectionable. Venting into corners or confined areas will amplify the sound. Anchoring the intake or exhaust to walls or ceilings can cause noise to be transmitted to living areas. Where this must be done - use isolation mounts. Consult us if you have any questions. SUGGESTED SPECIFICATIONS Water Heater(s) shall be model BTH-______ as manufactured by A.O. Smith. Water heater(s) shall be of the seamless glass lined steel tank construction in which the glass coating is applied to the water side surfaces of the tank after the tank has been assembled and welded. The condensing flue coil shall be coated on the flue gas side with A.O. Smith's proprietary acid resistant glass lining designed for use in condensing heaters. The heater(s) shall be suitable for venting with (3" or 4")_____ diameter PVC pipe for a total equivalent distance of (50' or 120')_____ feet. [alternative venting: the heater shall be suitable for sealed combustion direct venting using a (3" or 4")_____ diameter PVC air intake pipe and (3" or 4")_____ diameter PVC exhaust pipe for a total distance of (50' or 120')_____ equivalent feet of vent and (50' or 120')_____ equivalent feet of intake.] The heater shall be factory assembled and tested. The power burner shall be of a design that requires no special calibrations on start up. The heater(s) shall be approved for 0" clearances to combustibles. The control shall be an integrated solid state temperature and ignition control device with integral diagnostics, LED fault display capability and a digital display of temperature settings. The tanks shall be foam insulated and equipped with a ASME rated temperature pressure relief valve. The water heater shall be UL listed and exceed the minimum efficiency requirements of ASHRAE/IES 90.1-1999. This heater shall be listed by SCAQMD Rule 1146.2 Low NOx. Operation of the heater in a closed system where thermal expansion has not been compensated for with a properly sized thermal expansion tank will void the warranty. A. O. Smith Water Products Company Ashland City, TN A Division of A. O. Smith Corporation

A.O. Smith Water Products Co., Inc. On Line www.aosmithwaterheaters.com For Technical Information and Automated Fax Service, Phone: 800-527-1953

A 104.8

A. O. Smith Corporation reserves the right to make product changes or improvements at any time without notice. © A. O. Smith Corp., 2003

Printed in U.S.A.

Bijlage J

Gegevens circulatiepomp

89

Bijlage K

Statische verliesbepaling

93

Laaghoogte [m] 21 0,3 Diameter vat Oppervlakte

22 0,3

23 0,3

24 0,3

1,1 m 0,95 m^2

25 0,3 Delta t

26 0,3

27 0,3

117900 s

Laagvolume [m^3] 21 0,29

22 0,29

23 0,29

24 0,29

25 0,29

26 0,29

27 0,29

22 4,20

23 3,56

24 4,09

25 5,72

26 6,49

27 6,47

21 56,58

22 42,51

23 36,04

24 41,40

25 57,90

26 65,69

27 65,49

21 13,06

22 6,50

23 4,32

24 1,60

25 0,45

26 0,32

27 0,00

21 0,00

22 13,06

23 6,50

24 4,32

25 1,60

26 0,45

27 0,32

69,64

35,96

33,86

38,68

56,75

65,56

65,17

21 31,95

22 38,82

23 42,24

24 44,52

25 45,36

26 45,60

27 45,77

Temperatuursverlies laag [C] 21 5,59 Pverlies [W]

Pboven [W]

Ponder [W]

Pomg [W]

Tgem [°C]

Tomg

24,02 °C

Tonder

24,87 °C

WW oppervlakte [m^2] 21 1,99

22 1,04

23 1,04

24 1,04

25 1,04

26 1,04

27 1,99

21 4,95

22 2,34

23 1,79

24 1,82

25 2,56

26 2,93

27 1,51

21 5,54

22 3,57

23 3,74

24 4,20

25 5,24

26 6,16

27 6,26

21 56,11

22 36,14

23 37,86

24 42,52

25 53,02

26 62,34

27 63,35

U [W/m^2K]

DeltaT simulatie [°C]

Pverlies simulatie [°C]

Bijlage L

Bepaling minimale buitenoppervlakte buffervat Beschouw een vertikaal opstaand cilindrisch buffervat. Dan bekomt men voor de buitenoppervlakte van het 2 vat de uitdrukking AB = π · D · H +2 · π ·4D , de som van de oppervlakte van respectievelijk de buitenmantel en de twee topvlakken. Brengt men de uitdrukking voor het totaal beschikbaar volume in dan V =

π · D2 ·H 4 ⇓

4·V π · D2 + D 2 Om de minimaal benodigde oppervlakte te bepalen volstaat het de afgeleide van bovenstaande functie aan nul gelijk te stellen en de overeenstemmende diameter te bepalen AB =

dAb 2·V = 0: − 2 + π · D = 0 dD D ⇓ r 3 2·V D= π Aan de hand van de voorgaande uitdrukkingen kan de optimale ratio r = r

2·V π 4·V H= π · D2 q 3 2·V 1 D π = = r= H 2 = π4··DV 2 D=

3

95

D H

bepaald worden

Bibliografie [1] ACV. Compact A ketels: technische brochure, 2005. [2] VITO BELCOGEN. Handboek warmtekrachtkoppeling. VITO, januari 1999. [3] Carnoy. Installatiegegevens. Carnoy, 2006. [4] Website Comissie Benchmarking. www.benchmarking.be, 2006. [5] Anglo Belgian Corporation. Technische gegevens. ABC Diesel, 2006. [6] Dotzauer E., Holmstr¨ om K., and Ravn H. Optimal unit commitment and economic dispatch of cogeneration systems with a storage. Proceedings of the PSCC ’99 conference in Trondheim, Norway, 1999. [7] Website Energie en Milieu Informatiesysteem voor het Vlaamse gewest. www.emis.vito.be, 2006. [8] Cogen Europe. Educogen, the european educational tool on cogeneration, December 2001. [9] De Ingenieur. Productie kleine wkk in zicht, Oktober 2005. p. 12. [10] Kalina J. and Skorek J. Small scale cogeneration for building applications - energy demand analysis at demonstration site and optimal sizing of the chp plant. Journal of civil engineering and management, 12(1):5–13, 2006. [11] Gieck K. Technische formules. Delta Press, 1989. [12] Voorspools K., Vanoverberghe K., Van den Bulck E., and D’Haeseleer W. Resultaten van een meetcampagne op de senertec gasmotor voor micro wkk. Energie en Milieu, 2001. [13] Website KBVG. www.gasinfo.be, 2006. [14] Sonneville L. and Vanslambrouck B. Optimalisatie van warmtekrachtkoppeling binnen de provinciale campus door implementatie van een warmtebuffer. Thesis, Provinciale Industriële Hogeschool Kortrijk, 2005. [15] Website Ministerie van Economische zaken. mineco.fgov.be, 2006. [16] The Carbon Trust. Small scale chp field trial update. www.thecarbontrust.co.uk, November 2005. [17] Website Vlaams Instituut voor Technologie en Onderzoek. www.vito.be, 2006. [18] Website Vlaamse Reguleringsinstantie voor de Elektriciteits-en Gasmarkt. www.vreg.be, 2006. [19] Cogen Vlaanderen. Persoonlijke communicatie, 2006.

96

BIBLIOGRAFIE

97

[20] Beetersens W. and Cornelissen L. Chp in a liberalised energy market: the use of heat buffers. Thesis, Katolieke Universiteit Leuven, 2005. [21] Lavan Z. and Thompson J. Experimental study of thermally stratified hot water storage tanks. Solar Energy, 19:519–524, December 1976.

Lijst van figuren 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

Principeschema gescheiden productie Principeschets WKK . . . . . . . . . Motortoepassing voor WKK . . . . . Turbinetoepassing . . . . . . . . . . Jaarbelastingsduurcurve . . . . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

2 2 4 5 7

2.1 2.2 2.3

Defasering van elektrische en thermische vraag . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Defasering van elektrische en thermische vraag . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Thermische gelaagdheid . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

10 11 13

3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 3.6 3.7 3.8 3.9 3.10 3.11 3.12

De TRNSYS studio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Opbouw van installatie zonder WKK . . . . . . . . . . . Opbouw van installatie met WKK . . . . . . . . . . . . Opbouw van installatie met WKK en opslagvat . . . . . Voorbeeld van een thermisch profiel (onderwijs) . . . . . Elektrisch profiel van het PIH . . . . . . . . . . . . . . . Verband tussen maandelijkse warmtevraag en graaddagen Thermisch profiel van het PIH . . . . . . . . . . . . . . Systeem van certificatenuitwisseling . . . . . . . . . . . Aantal bruikbare certificaten op jaarbasis . . . . . . . . . Investeringsanalyse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Equivalente draaiuren per maand in 2002 . . . . . . . .

4.1 4.2 4.3 4.4 4.5 4.6 4.7 4.8 4.9 4.10

Verloop van Q˙ m bij Q˙ oud = 0.2Q˙ nieuw . . . . Inplanting van de motor in de cv installatie . Resultaten van de motorvalidatie . . . . . . . Schema volledige opstelling . . . . . . . . . Foto van de proefopstelling . . . . . . . . . . Temperatuurverloop statische meting . . . . Energiebalans thermische laag (lambda is hier Temperatuurverloop statische simulatie . . . Temperatuurverloop volledige cyclus . . . . . Temperatuurverloop volledige simulatie cyclus

5.1

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

. . . . .

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

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

. . . . .

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

16 18 20 20 23 25 26 27 28 29 32 33

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . als k voorgesteld) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

. . . . . . . . . .

36 37 38 40 40 42 43 46 47 48

Enkele resultaten van een simulatie over 24 uur (tijdstap: 2.5 minuten) . . . . . . . . . .

50

98

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

. . . . .

LIJST VAN FIGUREN 5.2 5.3 5.4 5.5 5.6 5.7

On-off regeling van de ketels met thermostaat . . . . . . . . . . . . . . . Equivalente draaiuren met of zonder opslagvat van 12 m3 . . . . . . . . . Een klassiek jaarprofiel per maand, vergeleken met een jaarprofiel per dag Equivalente draaiuren per dag, zonder en met opslagvat van 12 m3 . . . . Vergelijking slank (boven) en laag (onder) opslagvat . . . . . . . . . . . Alternatief dagprofiel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

99 . . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

. . . . . .

51 53 55 56 58 61

F.1 Meetresultaten, Volvo dieselmotor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

79

Lijst van tabellen 3.1

Kosten van een opslagvat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

31

5.1 5.2 5.3 5.4

Equivalente draaiuren . . . . . . . . . . Dimensionering buffervat . . . . . . . . Invloeden op de simulatie, vat van 12 m3 Economische invloeden, vat van 20 m3 .

. . . .

55 60 60 61

A.1 Kosten en baten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

65

. . . .

. . . .

. . . .

100

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

Warmteopslag bij WKK in gebouwen:

Recommend Documents