Bachelorprojekt 6.B. Optimering af varme og ventilationsanlæg. Forfattere: André Markvardsen (E ), Michael Rothmann (E ) - PDF\nBachelorprojekt 6.B. Optimering af varme og ventilationsanlæg. Forfattere: André Markvardsen (E ), Michael Rothmann (E )\nDownload "Bachelorprojekt 6.B. Optimering af varme og ventilationsanlæg. Forfattere: André Markvardsen (E20122007), Michael Rothmann (E20122009)"\n1 6.B Optimering af varme og ventilationsanlæg Forfattere: André Markvardsen (E ), Michael Rothmann (E ) Antal normalsider: 39,24 ( anslag med mellemrum) Fredericia Maskinmesterskole d\n2 1 Indhold 2 Abstract Indledning Læsevejledning Problemstilling Problemformulering Hypotese Metode Afgrænsning Krav til ventilationsanlæg BR Indeklima Installationer AT - A DS Norm for mekanisk ventilationsanlæg DS 452 Norm for termisk isolering af tekniske installationer DS 474 Norm for specifikation af termisk indeklima KF Nr. 327/2011 om miljøvenligt design af elmotordrevne ventilatorer Analyse af eksisterende ventilationsanlæg Anlægsbeskrivelse Målemetoder Differenstrykmålinger Lufthastighedsmålinger Temperaturmålinger Relativ fugtighedsmålinger Strøm/spændings målinger Varmeforbrugsmålinger Analyse af ventilatormotorer André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 2 af 68\n3 5.3.1 Diskussion Delkonklusion Analyse af ventilatorer Virkningsgrad indblæsningsventilator Virkningsgrad udsugningsventilator Diskussion ventilator virkningsgrader Delkonklusion Opfyldelse af krav fra KF Nr. 327/ Diskussion Delkonklusion Analyse af ventilationsanlæggets specifikke elforbrug Beregning af ventilatormotorenes optagene effekt Beregning af volumenstrøm Beregning af det specifikke elforbrug Diskussion Delkonklusion Analyse af ventilationskanaler Tilførsel af forurening i ventilationskanal Sikring mod spredning af støj, fugt, ild, gas, røg og lugt Varmetab i ventilationskanaler Diskussion Delkonklusion Analyse af varmefladen Opmåling af kantinen U-værdier kantine Beregning af det dimensionerende varmetab Diskussion varmefladen Delkonklusion André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 3 af 68\n4 5.9 Analyse af ventilationsbehov i kantinen Diskussion ventilationsbehovet Delkonklusion Delkonklusion på analyse af ventilationsanlægget Dimensionering af nyt ventilationsanlæg Placering af nyt anlæg Delkonklusion Valg af primær varmekilde & ventilationssystem Ventilationsanlæg som primær varmekilde Radiatorer som primær varmekilde Diskussion Delkonklusion Økonomisk konsekvens Beregning af fremtidigt varme behov Beregning af forventet fremtidigt elforbrug Beregning af årlige besparelser på varme og el Beregning af rentabilitet Diskussion Delkonklusion Kildekritik Konklusion Kilder Hjemmesider Bøger Personer Bilagsoversigt André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 4 af 68\n5 2 Abstract Lindø Industrial Park has an old ventilation system for their canteen. The system lack control of the demand. The indoor climate in the canteen is bad with odors, the temperature fluctuates and sometimes there is draught. We have been asked to make an analysis of the ventilation system, in order to improve the indoor climate and the operating economy. In this analysis we will look on the individual components of the ventilation system. This analysis is based on the requirements from the Building Regulations 2010 and the Commission regulations (EU) No. 327/2011 regarding ventilation systems. Based on the analysis we will conclude, if the old system is worth renovating or Lindø Industrial Park will be better of investing in a new ventilation system. We recommend that the old ventilation system is scrapped and a new system is installed. The new system should be placed on the roof of the canteen, because it is cheaper and easier to install and will not cross any fire zones. Furthermore we recommend that radiators will be installed, to provide the heating of the canteen. This will reduce the ventilation considerably when the canteen is not in use. We have also evaluated the payback time for the investment. Our recommended solution will have a payback time of less than 6 years. André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 5 af 68\n6 3 Indledning Lindø industripark (LIP), ejer, vedligeholder og udlejer produktions arealer i Munkebo. LIP tilbyder udlejning af et mere end 1 million m 2 stort område, hvoraf de m 2 er indendørs produktionsarealer. LIP tilbyder unikke muligheder for at etablere produktion, montage og opbevaring i eksisterende faciliteter til den tunge industri. LIP ejer og driver også portal kranen som er vartegnet for området, kranen kan løfte en byrde på op til 1000 tons. LIP blev dannet da beslutningen om at stoppe med skibsbygnings aktiviteterne på Lindøværftet, blev taget i A. P. Møller gruppen som ejede værftet, ønskede ikke at efterlade et tomt område, men ville gerne sikre at der fortsat var arbejdspladser på området. Den første store lejer kom ind på området i 2011, nemlig Fayard, det tidligere Fredericia Skibsværft. Fayard lejer ca. 25% af arealerne inklusiv 3 tørdokke. Siden hen er andre store lejere kommet til, blandt andet, Mitsubishi Vestas Offshore. Siemens Wind Power, Bladt Industries, dette betyder at ca. 85% af det samlede område er udlejet. LIP er i dag ejet af Odense havn, som købte området den 1. januar Stort set alle bygninger og tekniske installationer i området er fra Lindøværftets tid, de ældste helt tilbage fra slutningen af 1950 erne. Dette gør sig også gældende for ventilationsanlægget i kantinen, hvor luftkvaliteten opleves som dårlig på grund af lugt og træk, ligesom der har været klager over at der er for koldt eller for varmt. Anlægget kører med et konstant luftflow, hele døgnet, alle ugens syv dage, hele året. Ventilationsanlægget er fra sidst i 1950 erne og er lavet efter de gældende regler fra den tid. I forbindelse med værftets lukning, blev behovet for kantinens størrelse reduceret, og der blev opsat en skillevæg, til den del af kantinen der ikke er brug. Bygningsreglementet og Kommissionens forordning Nr. 327/ om miljøvenligt design af elmotordrevne ventilatorer (KF Nr. 327/2011), stiller krav til drift, energiforbrug og opmærkning af ventilationsanlæg. Disse krav gør sig gældende i tilfælde af at et ventilationsanlæg opgraderes, renoveres eller hvis der udskiftes komponenter i anlægget. På denne baggrund er vi blevet bedt om at undersøge muligheden for at lave en optimering af ventilationsanlægget i LIPs kantine André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 6 af 68\n7 3.1 Læsevejledning Denne rapport er opbygget ved at vi starter, med et afsnit omkring de lovmæssige krav der er til ventilationsanlæg. Derefter analyserer vi det eksisterende anlæg, med udgangspunkt i de lovmæssige krav. Efter analysen vurderer vi om vi kan anvende det eksisterende anlæg, eller der skal investeres i et nyt. Sidst i rapporten kommer vi med vores anbefaling til en løsning på ventilations problemerne samt de tilhørende økonomiske konsekvenser. Hvert kapitel starter med en lille indledning hvor vi forklarer formålet med kapitlet. Dette gør sig i nogen tilfælde også gældende for enkelte afsnit. Vi har valgt ved kilde og bilagshenvisninger at indsætte en fodnote, hvor der i brødteksten vil fremgå et nummer med hævet skrift. Lige over sidefoden vil fodnoten beskrive bilaget eller henvisningen. Bilagene er nummereret efter hvornår de første gang anvendes i teksten. Beregninger er med i teksten hvor vi finder det relevant. Beregninger som udføres efter samme metode som tidligere beregninger er med som bilag. Ved anvendelse af billeder og tabeller er der i teksten en henvisning, kilder er med som en del af billede teksten. Der er i teksten også anvendt henvisninger til tidligere afsnit, når vi anvender samme metode eller tidligere beregnet resultater. I den elektroniske udgave fungerer disse henvisninger også som link til det pågældende afsnit. I de tilfælde hvor vi anvender forkortelser er teksten først angivet i sin fulde længde, efterfulgt af en parentes hvor forkortelsen er angivet. I den efterfølgende tekst vil vi kun anvende forkortelsen. Sidst i rapporten har vi en litteraturliste, med angivelse af anvendte bøger og hjemmesider. 3.2 Problemstilling Lindø industripark, har i deres kantine, et gammelt ventilationsanlæg som også anvendes til rumopvarmning. Ventilationsanlægget er oprindeligt dimensioneret til 1500 personer ved anvendelse af kantinens fulde areal. Nu er den ene del af kantinen blændet af og den del der anvendes er godkendt til 210 personer. Kantinen anvendes dagligt i ca. tre timer. Ventilationsanlægget har en gammel Honeywell temperatur regulering, som dog ikke anvendes mere, da det gav for store temperatur udsving i kantinen. Dette indebærer at varmefladen og recirkuleringen nu reguleres manuelt. Derudover kører alle ventilationsmotorer med konstant hastighed, døgnet rundt. André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 7 af 68\n8 Følgende er konstateret: Der er ikke behovsstyring, med øgede driftsomkostninger til følge. Dårligt atmosfærisk indeklima i form af lugtgener og træk. Dårligt termisk indeklima i form af svingende temperaturer. Den manglende behovsstyring er fordyrende, og en anden løsning skal fremlægges, hvori rentabiliteten af det ændrede ventilationsanlæg samt en forbedring af indeklimaet indgår. 3.3 Problemformulering Hvordan løses de konstaterede problemer for ventilationsanlægget, med hensyn til driftsoptimering og forbedring af indeklimaet, når gældende lovkrav skal overholdes. 3.4 Hypotese Vi har opstillet disse to følgende hypoteser. Det forventes ikke at det er muligt at løse problemerne med hensyn til driftsoptimering og forbedring af indeklimaet, med det eksisterende ventilationsanlæg, hvis de gældende lovkrav skal overholdes. Et nyt ventilationsanlæg med behovsstyring vil nedbringe driftsomkostningerne med minimum 40 % og samtidig forbedre indeklimaet (mht. lugtgener, træk og svingende temperaturer). 3.5 Metode I rapporten analyserer vi ventilationsanlæggets relevante enkelte komponenter. Dette gøres for at gøre os i stand til at vurdere komponenterne i forhold til gældende lovkrav. Analysen er baseret på dataindsamling der er foretaget på ventilationsanlægget i forbindelse med vores ophold hos Lindø industripark. Dataindsamlingen indeholder målinger af, lufthastigheder i kanalerne til beregning luftflows, differenstryk til beregning af virkningsgrader, temperaturmålinger til beregning af varmetab og målinger af strømoptag til beregning af effektforbrug. Målingerne er lavet med baggrund i de faglige metoder fra teoribøgerne. En mere detaljeret beskrivelse af målemetoder, kommer senere i særskilt afsnit. Data om driften af anlægget, kommer fra samtaler vi har haft med den driftsansvarlige for anlægget hos Lindø industripark. Fra forsyningsselskabet er der indhentet oplysninger om varmeforbruget for varmefladen. De fagspecifikke metoder forklares i de afsnit hvor de anvendes. André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 8 af 68\n9 Efter analysen af anlægget vil vi i rapporten konkludere, om det eksisterende anlæg kan anvendes i en fremtidig løsning. Derefter vil vi fremlægge mulige løsninger, baseret på empiri fra fagbøger samt tilbud fra Finn Jensen fra Bellinge ventilation. Sidst i rapporten vil vi beregne rentabiliteten af den nye løsning, ud fra en simpel tilbagebetalingstid. 3.6 Afgrænsning Vi har i forbindelse med analysen af ventilationsanlægget, kun beskrevet de lovkrav som vi mener er relevante i forhold til rapporten. Ved analysen af ventilationsanlægget, gennemgår vi ikke spjæld og filtre, ligesom at akustiske og lysforhold ikke bliver behandlet i denne rapport. I forbindelse med luftkvalitet kommer vi ikke ind på kravene vedrørende radon. Ved beregning af det dimensionerende varmetab ses der bort fra infiltrationstab. Der vil heller ikke foretages nogle selvstændige komponentvalg, ligesom vi ikke kigger på styrings og regulerings delen af et fremtidigt anlæg. I forbindelse med økonomiske beregninger vil der ikke blive taget hensyn til inflation. André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 9 af 68\n10 4 Krav til ventilationsanlæg For at finde ud af om det er muligt, at lave ændringer på ventilationsanlægget i forbindelse med driftsoptimering og forbedring af indeklimaet, har vi undersøgt hvilke krav der er gældende i forbindelse med en renovering af et ventilationsanlæg. Vi har i forbindelse med vores research konstateret at der kræves en byggetilladelse fra kommunen og at kravet fra Kommissionens forordning Nr. 327/ om miljøvenligt design af elmotordrevne ventilatorer (KF Nr. 327/2011), ligeledes skal overholdes. Vi har den forbindelse taget kontakt til Kerteminde kommune, hvor vi har haft en samtale med Peter Timm fra den tekniske afdeling. Peter Timm gør det klart for os, at Lindø Industripark skal ansøge om en byggetilladelse i forbindelse med en renovering/udskiftning af deres ventilationsanlæg i kantinen og at Kerteminde Kommune kun vil give en byggetilladelse hvis hele ventilationsanlægget efter renoveringen/udskiftningen overholder Bygningsreglementet 2010 (BR10) 4. Vi er derfor nødsaget til at kontrollere, om det eksisterende ventilationsanlæg vil kunne leve op til de krav som er gældende i BR10 og KF Nr. 327/2011. De relevante BR10 og KF Nr. 327/2011 krav vedrørende renoveringen/udskiftningen af ventilationsanlægget er herefter gennemgået. 4.1 BR Indeklima 5 Generelt gælder det at ventilationsanlægget skal kunne opretholde et sundheds- og sikkerhedsmæssigt tilfredsstillende indeklima i den tid hvor kantinen anvendes. Indeklimaet er opdelt i følgende hovedgrupper: Termiske forhold (lufttemperatur, strålingstemperatur, lufthastighed, luftfugtighed). Luftkvalitet (luftens indhold af forurening som fugt, partikler og gasser, herunder lugt og radon) Akustiske forhold (lydisolation, støjniveau, efterklangstid). Lysforhold (belysningsstyrke, overflade reflektanser eller luminanser, lysfarve, kontraster, reflekser). Akustiske forhold samt lysforhold bliver ikke behandlet i denne rapport Bilag 1 Mail fra Peter Timm, Kerteminde Kommune 5 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 10 af 68\n11 Termiske forhold 6 Det termiske indeklima er bestemt af luftens og overfladernes temperaturer, samt luftens hastighed og turbulensintensitet. Ud over dette er menneskelig aktivitet og beklædning også medvirkende til hvordan det termiske indeklima opleves. Funktionskrav og metoder til specifikation, verifikation og kontrol af termisk indeklima findes i DS 474, som beskrives i afsnit Luftkvalitet 7 Ventilationsanlægget skal projekteres, udføres, drives og vedligeholdes så det altid mindst yder den tilsigtede ydelse. Benyttes der ikke behovsstyring, skal indblæsningen mindst været 5 l/s pr. person i et normal klasseværelse, hvilket vi antager også vil være gældende for en kantine. CO 2 indholdet i luften må ikke overstige 0,1 pct. i længere perioder. Ved behovsstyret indblæsning med udeluft, må ventilationen i brugstiden ikke være mindre end 0,35 l/s pr. m 2 etage areal. Ventilationsanlægget skal overholde de krav som er beskrevet i AT-vejledning A.1.2 og DS 447. Disse er beskrevet i afsnit 4.2 og Energiforbrug 8 Ved ombygning og udskiftning af en installation, skal regler vedrørende installationer i BR 10 overholdes. Kravet gælder kun for den installation der er omfattet af ændringen Installationer Generelt 9 Installationer skal udføres så de ikke medfører brandfare og utilfredsstillende sundhedsmæssige forhold. I den forbindelse skal rørgennemføringer og kanaler sikres sådan at støj, fugt, ild, gas, røg og lugt ikke kan sprede sig. Sikringen skal også hindre indtrængen af rotter og andre skadedyr Varmeanlæg 10 Varmeanlæg skal udføres forsvarligt ud fra sikkerhedsmæssige, energimæssige og indeklimamæssige hensyn. Dette indebærer at varmeanlæg skal dimensioneres og udføres i forhold til bygningens dimensionerede varmetab. Endvidere skal der også være automatisk regulering af varmeydelsen i forhold til varmebehovet og der skal isoleres imod varmetab og kondens i overensstemmelse med DS 452, se afsnit André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 11 af 68\n12 Ventilationssystemer 11 Bestemmelserne i BR10 gælder ved etablering af ventilationsanlæg i eksisterende bygninger og ved renovering af anlæg. Ventilationssystemer skal udføres forsvarligt ud fra sikkerhedsmæssige, energimæssige og indeklimamæssige hensyn. Tilførslen af udeluft skal kunne begrænses i perioder, hvor behovet for ventilation af bygningen er reduceret og anlægget skal udføres med varmegenvinding med en temperaturvirkningsgrad på mindst 70 pct. når afkastningsluftens overskud af varme på rimelig måde kan udnyttes. Anlægget skal udføres, indreguleres og afleveres som anvist i DS 447, se afsnit 4.3. Der er i BR10 fastsat et maks. elforbrug til lufttransport (SEL). CAV anlæg: 1800 J/m³ VAV anlæg: 2100 J/m³ Elforbruget til lufttransport er det samlede elforbrug pr. m 3 flyttet luft regnet fra luftindtag til luftafkast. Luften kan hermed flyttes af flere ventilatorer. 11 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 12 af 68\n13 4.2 AT - A.1.2 Arbejdstilsynets vejledning omkring arbejdsstedets indretning, indeholder en fortolkning af reglerne i arbejdsmiljø-lovgivningen. Vejledningen siger at en temperatur på C er passende ved let fysisk aktivitet i for eksempel skoler, daginstitutioner og kontorer (Vi antager at det samme gælder for kantiner). Ud over kravene til temperaturen stilles der også krav om at forurenet luft skal udskiftes med frisk luft. Dette er for at opnå et behageligt og sundt indeklima. Luftskiftet skal give en tilfredsstillende luftkvalitet og afhænger af forureningskildens art og mængde. Et tilstrækkeligt luftskifte fastsættes ud fra de forureninger, lokalet modtager 12. Hvis luftskiftet sker med mekanisk ventilation skal det sikres at luften tilføres med passende temperatur og fugtighed - uden generende træk. Træk fremkaldt af ventilation skyldes ofte en kombination af kold luft og luftens hastighed. Hvis ventilationsluften indblæses ved lav temperatur og/eller høj hastighed er det vigtigt, at indblæsningsluften ikke rammer eller påvirker de ansatte. 12 AT-A.1.2 Kap André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 13 af 68\n14 4.3 DS Norm for mekanisk ventilationsanlæg Normen skal sikre at mekaniske ventilationsanlæg projekteres og vedligeholdes, blandt andet under hensyntagen til energieffektivitet. Dette indebærer at der skal anvendes ventilatorer, motorer og transmission med høj virkningsgrad. 13 Varme- og køleflader skal dimensioneres, så de er i stand til at holde den ønskede indblæsningstemperatur. 14 Indblæsnings- og udsugningsarmaturer skal dimensioneres og placeres således, at ventilationsluften ved alle forekommende luftstrømme fordeler sig på en sådan måde, at det tilsigtede atmosfæriske og termiske klima opnås i opholdszonen DS 452 Norm for termisk isolering af tekniske installationer Normen indeholder en række bestemmelser som har det formål at opnå en forsvarlig projektering af tekniske installationer. Normen angiver de maksimale energitab, der kan tillades fra sædvanlige bygningsinstallationer, f.eks. varme-, ventilations-, og brugsvandsanlæg samt proces-, forsyningsog industrianlæg. Reglerne siger at ventilationskanaler skal isoleres således, at uønsket energitab forhindres. 4.5 DS 474 Norm for specifikation af termisk indeklima Normen indeholder en række metoder, der skal hjælpe til at specificere kravene samt projektere og kontrollere det termiske indeklima i bygninger, hvor mennesker opholder sig. 16 Bygninger og installationer skal udformes, så flest mulige af brugerne i opholdstiden kan opnå et sundt og acceptabelt termisk indeklima i hvert rum. Der skal tages hensyn til rummets brug, personernes aktivitet og påklædning DS 447 Kap DS 447 Kap DS 447 Kap DS 474 Kap DS 474 Kap.2.1 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 14 af 68\n15 4.6 KF Nr. 327/2011 om miljøvenligt design af elmotordrevne ventilatorer Forordningen sætter krav til ventilatorers energieffektivitet og opmærkning. Normalt er det leverandøren der har ansvaret for at et ventilationsanlæg lever op til kravene i KF Nr. 327/2011, dog gælder det at hvis en virksomhed ombygger en ventilator i forbindelse med en driftsoptimering af et ventilationsanlæg, for eksempel ved at på bygge en frekvensomformer til en motor, så påtager virksomheden sig ansvaret for at det sammensatte eller ombyggede ventilationsanlæg overholder kravene. Fra den 1. januar 2013 er der skærpede krav til oplysninger om ventilatorens egenskaber som skal fremgå af, den tekniske dokumentation for ventilatoren, producentens hjemmeside samt på ventilatorens mærkeplade. Fra den 1. januar 2015 er kravene til ventilatorers energieffektivitet blevet yderligere skærpet og derfor gælder der nu; 18 η target = 2,74 ln(p) 6,33 + N Effektivitetsklassen N 19 = 58 For aksial og centrifugal ventilator typer med fremadrettede skovle når P er: 125 W P 10 kw 18 Kommissionens forordning (EF) Nr. 327/2011 om miljøvenligt design af elmotordrevne ventilatorer. 19 Bilag 2 vejledning til KF Nr. 327/2011 tabel 2 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 15 af 68\n16 5 Analyse af eksisterende ventilationsanlæg Vi vil i dette afsnit analysere det eksisterende ventilationsanlæg ud fra gældende krav i afsnit 4. Afsnittet starter med en general anlægsbeskrivelse, hvorefter hvert enkelt komponent i ventilationsanlægget vil blive analyseret, med undtagelse af anlæggets armaturer, spjæld og luftfiltre. 5.1 Anlægsbeskrivelse Lindø industriparks kantine er ca. 60 år gammel. Kantinen var dengang godkendt til ca personer, men er på grund af reduceret pladsbehov, blevet delt i to, således at den del af kantinen som er i brug nu, er godkendt til 210 personer. Ventilationskanalerne til den ubrugte del af kantinen, er i den forbindelse blevet blændet af ved ventilationskanalernes indgang til kantinen. Ventilationsanlægget er et CAV anlæg som både anvendes til ventilation og til primær opvarmning af kantinen. Varmefladen i ventilationsanlægget blev tidligere styret af en Honeywell regulering, men er på grund af store temperaturudsving i kantinen blevet koblet fra. Varmefladen styres nu manuelt, ved at der reguleres på fjernvarme gennemstrømningen i varmefladen. Spjæld til at styre friskluftforsyning og recirkulering styres ligeledes manuelt og er indstillet til at køre med 100% recirkulering. Ventilationsanlægget kører i døgndrift året rundt og varmen bliver kun manuelt reguleret, når det ikke længere er komfortabelt, at opholde sig i kantinen. Ventilationsanlægget er placeret i kælderen under kantinen og består af følgende komponenter 20 : 1 Ventilatormotor til indblæsning 1 Ventilator til indblæsning 1 Ventilatormotor til udsugning 1 Ventilator til udsugning 3 Spjæld 1 Luftfilter 1 Varmeflade Ventilationskanaler Armaturer 20 Bilag 3 Anlægstegning med flowmålinger André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 16 af 68\n17 Ventilatormotoren til indblæsning, er en to-hastigheds asynkronmotor med adskilte viklinger af typen VEM - KPER 160. Motoren er forbundet direkte til lysnettet og er stjernekoblet i laveste hastighed. Motorens afgivende effekt ved fuld last er på 3,4 kw og den er forbundet via tre dobbelt remtræk til indblæsningsventilatoren. Indblæsningsventilatoren er en dobbelt radialventilator af ukendt type med fremadrettede skovle og er fra Nordisk Ventilator co. Tilførslen af luft til indblæsningsventilatoren kan styres via 3 stk. to-stillings jalousispjæld, således at der kan vælges enten at anvende friskluft eller recirkuleret luft. Friskluftkanalen består af en gammel kældergang som er støbt i beton. Frisklufttilførslen kommer gennem en rist som sidder i en væg ud til det fri. I friskluftkanalen er der også andre tekniske installationer installeret, såsom stålplade ventilationskanaler, kabler og køleanlæg. Luften bliver renset gennem et Konfair Compoplus F7 finfilter og bliver opvarmet af en unavngivet fjernvarmevand-varmeflade som er opdelt i tre moduler. Luftfilteret, varmefladen og indblæsningsventilatoren er bygget ind i tre sammenhængende kælderrum, hvor filteret og varmefladen fungerer som hver deres adskillelse af rummene. Efter indblæsningsventilatoren bliver luften ført via rektangulære galvaniserede stålpladekanaler, op til indblæsningsristene som er placeret under loftet i kantinen. Fra kantinen, bliver luften suget ud igennem udsugningsarmaturerne, som er placeret på gulvet og via udsugningskanalen som er placeret under gulvet, videre til udsugningsventilatoren. Udsugningskanalen under kantinen består af en beton ingeniørgang og skifter umiddelbart lige inde udsugningsventilatoren til en rektangulær galvaniseret stålpladekanal. Ingeniørgangen strækker sig under både den ubrugte og brugte del af kantinen. I ingeniørgangen befinder der sig tekniske installationer, såsom vandrør og kabler. I forbindelse med afspærringen af udsugningsarmaturerne i den ubrugte del af kantinen og rørgennemføringer af de tekniske installationer, er der store utætheder hvorigennem der suges falsk luft ind i ventilationsanlægget. Udsugningsventilatoren er en radialventilator af ukendt type med fremadrettede skovle og er fra Nordisk Ventilator co., denne bliver via dobbelt remtræk drevet af en to-hastigheds 2,2 kw asynkronmotor med adskilte viklinger af typen VEM - KMER. Ventilatormotoren er forbundet direkte til lysnettet og er stjernekoblet i laveste hastighed. André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 17 af 68\n18 5.2 Målemetoder For at undersøge om ventilationsanlægget lever op til kravene beskrevet i afsnit 4, har vi foretaget en rækker målinger. De generelle målemetoder er beskrevet i dette afsnit, og såfremt at målemetoden ved en måling ikke er anvendt, vil målemetoden være beskrevet i forbindelse med målingen Differenstrykmålinger Differenstrykmålinger er fortaget med et KIMO multifunktions instrument AMI300SK. Se Figur 1 for illustration. KIMO anbefaler at instrumentet serviceres en gang årligt, og i samme omgang kalibreres hvis det skulle være nødvendigt. Instrumentet er sidst kalibreret den 4. februar 2013 til en tolerance på ± 0,2%. Vi antager at instrumentet er serviceret og at kalibreringen stadig er gældende. 21 Der er foretaget differenstrykmålinger hvor vi ønsker at kende den statiske trykstigning over ventilatorerne. Selve målingerne er udført ved at den statiske trykstigning Δp s måles direkte over ventilatorerne, ved at der placeres en slange i ventilatorernes indsugningsside og en i udblæsningssiden. I forbindelse med målingerne har vi været særligt opmærksomme på at enderne af slangerne er placeret så de ikke bliver påvirket af de luftstrømme der er omkring dem. Figur 1 - Kimo AMI300SK Kilde; Egen tilvirkning Lufthastighedsmålinger Til at lave lufthastighedsmålinger, har vi anvendt samme KIMO multifunktions instrument. Ved lufthastighedsmålinger har vi dog tilsluttet et varmetrådsanemometer som har en nøjagtighed på ± 3%. Se Figur 2 for illustration. Hvert måleresultat er et gennemsnit af 10 sekunder. Dette gør vi for at minimere de fejl der måtte komme på grund af turbulens og kortvarige ændringer af flowet. For at øge sandsynligheden for at lufthastighedsmålingerne er korrekte, indlægges et måleplan 22 hvor der foretages en række målinger. Måleplanet placeres i en afstand til bagvedliggende strømningshindringer på 6 d h og en afstand på foranliggende forhindringer på 2 d h. Den hydrauliske diameter (d h ) svarer til den nominelle diameter for cirkulære kanaler. Ved rektangulære kanaler er det nødvendigt først at finde den hydrauliske diameter ved at anvende nedenstående formel. Figur 2 - Varmetrådsanemometer Kilde; Egen tilvirkning 21 Bilag 4 Måleapparat certifikater 22 Ventilations ståbi, 2. udgave side 464 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 18 af 68\n19 Den hydrauliske diameter rektangulære kanaler = d h = a = længden på den ene side af kanalen b = længden på den anden side af kanalen 2 a b a + b Denne beregning gør at tryktabet pr. længde enhed, ved en given hastighed, for en rektangulær kanal er lig med en cirkulær kanals tryktab ved samme længde og hastighed. På den måde er det muligt at finde minimums afstandene til forhindringer for begge typer ventilationskanaler. For at finde ventilationskanalernes dimensioner har vi foretaget en opmåling med målebånd. Ventilationskanalernes dimensioner bruges til at vælge ud fra Figur 3 og Figur 4, hvor og hvor mange målinger der skal fortages. Figur 3 anvendes til bestemmelse af målepunkter for rektangulære kanaler og Figur 4 anvendes til bestemmelse af målepunkter for cirkulære kanaler. For denne type måling er der en metodefejl på ca. 5 % 23., Figur 3 - Måleplan for rektangulære kanaler Kilde; Ventilations ståbi, 2. udgave side 465 Figur 4 - Måleplan for cirkulære kanaler Kilde; Ventilations ståbi, 2. udgave side Ventilations ståbi, 2. udgave side 465 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 19 af 68\n20 5.2.3 Temperaturmålinger Temperaturmålinger er fortaget med samme KIMO multifunktions instrument og varmetrådsanemometer som ved lufthastighedsmålinger. Temperaturmålingen er foretaget indtil at instrumentet viser en stabil temperatur i et minut. Målingen har ved en temperatur på -20 til +80 C en usikkerhed på ± 0,3% Relativ fugtighedsmålinger Relativ fugtighedsmålinger er foretaget med samme KIMO multifunktions instrument monteret med en luftkvalitets probe. Målingen har ved en relativ fugtighed på 3 til 98%RH en usikkerhed på ± 0,3% Strøm/spændings målinger Hvor vi har foretaget strøm og spændings målinger, er dette gjort med et Elma CM-07 tangamperemeter. Se Figur 5 for illustration. Strøm og spændings målingerne er lavet for hver fase i motorerne og resultatet af målingen er et gennemsnit taget over 10 sek. Instrumentet har en nøjagtighed på ± 1,5% ved et måleområde på A 50/60Hz. Nøjagtigheden er gældende hvis der anvendes en etårig kalibrerings cyklus. 24 Instrumentet er indkøbt for ca. 6 måneder og regnes derfor for at være kalibreret fra fabrikken af. Figur 5 - Tangamperemeter Kilde; Egen tilvirkning Varmeforbrugsmålinger Varmeforbruget er bestemt ved anvendelse af en Kamstrup Multical 602 varmemåler. 25 Se Figur 6 for illustration. Måleren er sat op af Lindø Industripark og anvendes til aflæsning af intern varmeforbrug. Varmemåleren beregner energiforbruget ud fra P = q (T1 T2) k. Flowet q registres af en Kamstrup Ultraflow føler og temperaturene T1 og T2 registres af to Kamstrup PT 500 følere. Nøjagtigheden for Multical 602 regneværket er ± (0,15 + 2/ΔT) % og er for følerne ± (0,4 + 4/ΔT) %. Varmemåleren har kørt med datalogning siden d. 31/05/12 og forbruget er således hentet her. Figur 6 - Kamstrup varmemåler Kilde; Egen tilvirkning 24 Bilag 5 Uddrag Datablad Elma CM Bilag 6 Uddrag Datablad Kamstrup Multical 602 varmemåler André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 20 af 68\n21 5.3 Analyse af ventilatormotorer DS 447 sætter krav om at ventilatormotorer har en høj virkningsgrad jævnfør afsnit 4.3. For at undersøge om indblæsningsmotoren lever op til kravet om en høj virkningsgrad har vi beregnet motorens teoretiske virkningsgrad ved fuld last. Beregningerne er lavet med udgangspunkt i de data vi har oplyst fra motorernes mærkeplade ved stjernekobling. 26 P 21/1 = 3,3 kw, cosφ = 0,83, U N = 380 V, I N = 7,7 A P 21/1 er oplyst, for at beregne P 11/1 anvender vi følgende formel. P 11/1 = 3 U N I N cosφ = ,7 0,83 = 4,21 kw Hvorefter vi kan beregne virkningsgraden for motoren ved fuldlast. η motorind = P 2 P 1 = 3,3 4,21 = 0,785 Tilsvarende har vi for udsugningsmotoren beregnet virkningsgraden ved fuldlast ud fra oplysningerne på motorens mærkeplade Diskussion P 21/1 = 2,2 kw, cosφ = 0,8, U N = 380 V, I N = 5,6 A P 11/1 = 3 U N I N cosφ = ,6 0,8 = 2,95 kw η motorud = P 2 1/1 P 11/1 = 2,2 2,95 = 0,746 Da beregningerne er foretaget ud fra oplysningerne på mærkepladerne, anser vi dem for at være valide. Dog skal man have for øje at motorerne er gamle og slidte hvilket kan medføre at de reelle virkningsgrader er mindre end beregnet. På bilag 8 er kravene til motorernes virkningsgrader angivet. 27 Her ses at virkningsgraden for en høj effektiv 4 polet motor ved 50 Hz på 3 kw er 85,5 % og at virkningsgraden for en høj effektiv 4 polet motor ved 50 Hz på 2,2 kw er 84,3 % Delkonklusion Da virkningsgraderne blev beregnet til henholdsvis 78,5 % for indblæsningsmotoren og 74,6 % for udsugningsmotoren, kan vi konkludere at ingen af de to ventilatormotorer lever op til kravene for virkningsgrader jævnfør DS Bilag 7 Motor mærkeplader 27 Bilag 8 Table with efficiency classes: IE André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 21 af 68\n22 5.4 Analyse af ventilatorer DS 447 sætter krav om at ventilatorer har en høj virkningsgrad jævnfør afsnit 4.3. For at undersøge om ventilatorerne kan leve op til dette krav har vi udført målinger af lufthastighed, differenstryk og den optagende strøm. Efterfølgende har vi lavet en række beregninger. Disse målinger og beregninger er lavet ved en driftssituation med 100% friskluft. Det vil sige at recirkulationsspjældet er lukket og spjældet til friskluft og afkastet er åbent. På denne måde sikrer vi at de to ventilatorer arbejder uafhængigt af hinanden, og forhindrer dermed at effektoptaget og luftflowet fra de to systemer vil påvirke hinanden og give misvisende resultater. For at beregne ventilatorernes virkningsgrad, beregner vi først den totale virkningsgrad for motor + remtræk + ventilator. For at vi kan beregne den totale virkningsgrad for ventilatorerne, skal vi kende luftflowet, totaltrykket og effektoptaget Virkningsgrad indblæsningsventilator I de følgende afsnit vil vi gennemgå hvordan vi har lavet målingerne og beregninger for indblæsningsventilatoren Luftflow indblæsningsventilator Lufthastighedsmålinger er udført som beskrevet i afsnit 5.2.2, placeringen af måleplanet kan ses på bilag 3 28 og er markeret med nummer 3. Denne placering er ikke helt optimal, fordi som vi beskrev i afsnit 5.2.2, skal der være en hvis afstand til foran og bagved liggende strømningsforhindringer. Da dette desværre ikke var muligt at opfylde, forøgede vi antallet af målepunkter 29 med en ekstra række målinger i det vandrette plan. Hver måling blev foretaget i 10 sekunder hvorefter vi aflæste gennemsnittet og noterede det i måleskemaet 30. Det ses på måleskemaet at hastigheden på luften er højest øverst oppe i højre hjørne af måleskemaet, og langsomst ned i venstre hjørne, dette skyldes at der et par meter inden måleplanet, i flowets retning er en bøjning i kanalen. Vi anser dog målingerne for at være de bedst opnåelige, og derfor de mest valide. Højde og bredde på kanalen blev målt med tommestok og er ligeledes noteret i forbindelse med måleskemaet. Da skemaet oprindeligt blev lavet i Microsoft Excel har vi anvendt programmet til at beregne arealet af kanalen og det samlede gennemsnit af alle lufthastighedsmålinger. Vi kom således frem til at den aritmetiske middelhastighed: v m = 2,13 m/s 28 Bilag 3 Anlægstegning med flowmålinger 29 Ventilations ståbi, 2. udgave side Bilag 9 Måleskema Indblæsningskanal friskluft André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 22 af 68\n23 Måden resultatet er beregnet på, er i princippet ved anvendelse af nedenstående formel. Ved hjælp af formlen: v m = m 1 + m 2 + m 3 + m 4 n m = 10 sekunders gennemsnits målinger, n = antal målinger Med udgangspunkt i lufthastigheden og dimensionerne på kanalen samt en korrektionsfaktor, kan vi nu beregne luftflowet i indblæsningskanalen ved at anvende nedenstående formel. q vind = v A K = v h b K = 2,13 0,8 0,92 0,98 = 1,536 m 3 /s = 5530,8 m 3 /h q vind = Flow i ventilationskanal efter indsug vent K = korrektionsfaktor for liggende kanal h = højde på kanal b = bredde på kanal v = lufthastighed i kanalen Den totale trykstigning over indblæsningsventilator For at beregne den totale virkningsgrad skal vi også bruge den totale trykstigning over ventilatoren Δp total, i den forbindelse har vi bestemt den statiske differens trykstigning over ventilatoren Δp s. Vi målte det statiske differenstryk direkte over indblæsningsventilatoren, denne måling blev udført med KIMO multifunktions instrumentet monteret med en differenstrykmåler, som er beskrevet i afsnit Rent praktisk blev målingen udført ved at vi førte en 6 meter luftslange ind i rummet hvor ventilatoren står, gennem et hul der bliver anvendt til kabelføring. Samtidig førte vi en luftslange ind i indblæsningskanalen igennem et af de huller vi anvendte til måleplanet. Slangerne blev placeret, så de ikke blev påvirket af de luftstrømme der var omkring dem. Derefter blev slangerne tilsluttet differenstrykmåleren og vi kunne aflæse differenstrykket til 120 Pa. Det dynamiske differenstryk skal ligeledes findes for at nå frem til den totale trykstigning over ventilatoren. Hvilket vi kan finde med nedenstående formel. Δp d = p defter p dfør Vi beregner det dynamiske tryk efter ventilatoren ved anvendelse af nedenstående formel. André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 23 af 68\n24 p defter = 0,5 ρ luft ( q 2 v ind ) A udløb Her ses at vi skal bruge arealet af udløbet på ventilatoren, ikke at forveksle med arealet på ventilationskanalen. Vi har målt udløbet på ventilatoren med tommestok og arealet er beregnet til: A udløb = h b = 0,88 1,24 = 1,091 m 2 Det ses også af formlen at vi skal bruge densiteten for luft, som er 1,2 kg/m 3 ved 20 C og en relativ fugtighed på 50 %. Heri ligger også at densiteten er anderledes ved en anden temperatur eller fugtighed. Densiteten falder ved en stigende temperatur, hvilket også er grunden til at varm luft stiger til vejrs. Densiteten falder også ved stigende luft fugtighed på grund af at molarmassen for vanddamp er lavere end for nitrogen og oxygen som er hovedbestanddelene i atmosfærisk luft. Luft med en temperatur på 20 C og en relativ fugtighed på 50 % indeholder 7,3 g vanddamp/kg luft. Derfor har vi vurderet at forskellen på densiteterne er så små at de kombineret med usikkerheden på de målinger vi har lavet, ikke har nogen praktisk betydning. Derfor anvender vi 1,2 kg/m 3 luft i alle efterfølgende afsnit. 31 Vi kan nu beregne det dynamiske tryk efter ventilatoren. p defter = 0,5 ρ luft ( q 2 v ind ) = 0,5 1,2 ( 1,536 2 A udløb 1,091 ) = 1,189 Pa Den lille blå om ventilation 32 siger følgende: Det dynamiske tryk før ventilatoren i et aggregat er ca. 0 Pa på grund af den lave lufthastighed i selve aggregatet. Dette antager vi således, også gør sig gældende inde i lokalet hvor ventilatoren er placeret. Dette medfører at: Δp d = p defter = 1,189 Pa Vi kan nu beregne totaltrykket. Δp total = Δp s + Δp d = ,189 = 121,89 Pa Effektoptag indblæsningsmotoren For at finde det samlede effektoptag fra indblæsningsventilatormotoren har vi målt den optagende strøm og spændingsniveauet for ventilationsmotoren i driftssituationen hvor der køres 100% frisklufts tilførsel. Målingerne er foretaget som beskrevet i afsnit og måleresultaterne kan ses i Tabel Bilag 10 Beregning af densiteter for luft ved forskellige temperaturer 32 Den lille blå om ventilation 2. udgave side 80 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 24 af 68\n25 Tabel 1 - Måleresultater Kilde; egen tilvirkning I fmålt U N målt Indblæsningsmotor 4,4 A 392 V Ud fra en sammenligning mellem motorens mærkeplade 33. Og vores strømmåling som ses i Tabel 1, kan vi se at ventilationsmotorerne ikke kører med fuld last, da: I 1/1 = 7,7 A i følge mærkeplade > I fmålt = 4,4 A for indblæsningsmotoren Da motorenes oplyste cos φ på mærkepladen er givet ved fuld belastning, er det nødvendigt at beregne motorens nye cos φ ved den aktuelle belastning. Strømmen til magnetisering antages at være den samme uanset belastning, hvilket gør at vi kan antage at den wattløse strøm (I wl ) til at være konstant 34. Dette medfører at vi kan beregne I wl ved fuldlast og efterfølgende anvende den til beregning af cos φny. Ved hjælp af sinusrelationerne 35 kan vi nu beregne I wl. Figur 7 viser grafisk hvorledes I wl forholder sig, ved et fald i den optagende strøm. Se nedenstående beregninger: cos φ1/1 = 0,83 ifølge mærkeplade φ = 33,9 I wl antages at være konstant Figur 7 - Tilnærmet vektor diagram Kilde; Elektroteknik bog 3, 4. udgave side 194 sinφ 1/1 = I 1/1 I w I wl = sinφ 1/1 I 1/1 = sin(33,9) 7,7 = 4,295 A 33 Bilag 7 Motor mærkeplader 34 Elektroteknik bog 3, Elektriske maskiner side 194, 4. udgave 35 Formel samling for maskinmesteruddannelsen 18. udgave André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 25 af 68\n26 Ved anvendelse af I wl og I fmålt kan vi nu beregne cos φny. Se nedenstående beregninger. sinφ ny = I wl = 4,295 I fmålt 4,4 = 0,9761 φ ny = sin 1 φny (0,9761) = 77,45 cos φny = cos(77,45) = 0,2173 Vi kan nu med cos φny via nedenstående formel beregne effektoptaget fra indblæsningsmotoren. P indfriskluft = 3 U N I f cosφ = ,4 0,2173 = 649,2 W Det ses her at den optagede effekt er noget lavere, end den fuldlast effekt vi beregnede i afsnit 5.3, dette fortæller os at motoren kører næsten ubelastet, tæt på tomgang Beregning af virkningsgrader Nu kan den totale virkningsgrad for indblæsningsventilatoren beregnes. Dette gør vi ved anvendelse af nedenstående formel: η total = Δp total q v 121,89 1,536 = = 0,2884 P motor 649,2 Den totale virkningsgrad for indblæsningsventilatoren består af følgende virkningsgrader. η total = η motor η rem η ventilator Virkningsgraden for motoren kan findes, ved at anvende motorens belastningsgrad. Den lille blå om systemoptimering, siger at belastningsgraden for en komponent, er komponentens aktuelle belastning i forhold til den nominelle ydelse 36, derved kan vi beregne belastningsgraden for motoren med følgende formel. bg = P ind friskluft P 21/1 = 0,6492 3,3 = 0,1967 Ved hjælp af belastningsgraden kan vi nu skønne motorens virkningsgrad ved at indsætte belastningsgraden på Figur 8. Vi aflæser virkningsgraden for motoren til η motor = 0,6. 36 Den lille blå om systemoptimering 1. udgave, side 10 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 26 af 68\n27 Figur 8 - Virkningsgrad for 4-polede standard asynkronmotor som funktion af belastningsgraden Kilde; Den lille blå om Ventilation 2 udgave 2007 side 43 Virkningsgraden for remtrækket afhænger blandt andet af rem type, belastning og opspænding. Opspændingen har vi selv kontrolleret og vi fandt den i orden. Remtrækket er med flere almindelige kileremme, derfor vurderer vi virkningsgraden til η rem = 0, Således kan vi nu beregne virkningsgraden for ventilatoren med nedenstående formel. η total = η motor η rem η ventilator η ventilator = Virkningsgrad udsugningsventilator η total = 0,2884 η motor η rem 0,6 0,92 = 0,5225 Metoden for udførelse af målinger og beregninger for udsugningsventilatoren, er næsten tilsvarende med metoden for indblæsningsventilatoren. I det tilfælde hvor metoden adskiller sig vil den blive beskrevet, og ellers vises resulter med henvisning til bilag for beregninger og afsnit for metoden Luftflow udsugningsventilator Vi havde de samme udfordringer med placeringen af måleplanet som vi havde i afsnit , dog havde vi her mulighed for at dobbelt tjekke vores resultat. Da der er en ventilationskanal før og efter udsugningsventilatoren, kunne vi således måle lufthastigheden før og efter. Placeringen af 37 Den lille blå om ventilation 2. udgave 2007 side 41 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 27 af 68\n28 måleplanerne er indtegnet på bilag 3 38 og er markeret med nummer 1 og 2. Vi forøgede også her antallet af målepunkter, måleskemaerne kan ses på bilag 11 39, målingerne blev udført og noteret på samme måde som i afsnit Vi kom således frem til at den aritmetiske middelhastighed før ventilatoren er: v m = 1,44 m/s Og at den aritmetiske middelhastighed efter ventilatoren er: v m = 1,41 m/s Da det lukkede recirkuleringsspjæld mod indsugningsventilatoren ikke lukker 100% tæt og der således er noget lækage i spjældet, vurderer vi at med 2 næsten ens målinger udført forskellige steder, at resultaterne er valide. Vi regner dermed videre med v m = 1,44 m/s. og vi kan nu beregne luftflowet. q vud = v A K = v h b K = 1,44 1,28 1,07 0,98 = 1,933 m 3 /s = 6958,8 m 3 /h Den totale trykstigning over udsugningsventilatoren Vi har bestemt Δp total på samme måde som vi gjorde i afsnit Dog havde vi mulighed for at anvende et hul i hvert måleplan til at indføre slangerne til differenstrykmåleren. Først målte vi det statiske differenstryk til Δp s = 55 Pa Dernæst beregnede vi det dynamiske tryk efter ventilatoren. p defter = 0,5 ρ luft ( q 2 v ind ) = 0,5 1,2 ( 1,933 2 A udløb 0,8736 ) = 2,938 Pa Hvor arealet for udløbet af udsugningsventilatoren er beregnet ved: Areal udløb af ventilator = A udløb = h b = 1,12 0,78 = 0,8736 m 2 Ligesom i afsnit antager vi at det dynamiske tryk før ventilatoren er ca. 0 Vi kan nu beregne totaltrykket. Δp d = p defter = 2,938 Pa Δp total = Δp s + Δp d = ,938 = 57,94 Pa 38 Bilag 3 Anlægstegning med flowmålinger 39 Bilag 11 Måleskema udsugningskanal friskluft André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 28 af 68\n29 Effektoptag udsugningsmotoren Målingerne er foretaget som beskrevet i afsnit og måleresultaterne kan ses i Tabel 2. Effektoptaget er beregnet på samme måde som i afsnit Tabel 2 - Måleresultater Kilde; egen tilvirkning I fmålt U N målt Udsugningsmotor 3,7 A 393 V cos φny = cos(65,24) = 0,4188 P ud friskluft = 3 U N I f cosφ = ,7 0,4188 = 1055 W Beregning af virkningsgrader Virkningsgraderne er beregnet på samme måde som i afsnit η total = Δp total q v 57,94 1,933 = = 0,1062 P motor 1055 bg = P ud friskluft P 21/1 = 1,055 2,2 = 0,4795 Figur 9 - Virkningsgrad for 4-polede standard asynkronmotor som funktion af belastningsgraden Kilde; Den lille blå om Ventilation 2 udgave 2007 side Bilag 12 Beregninger af cos φny udsugningsmotor André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 29 af 68\n30 Virkningsgrad motor aflæst til η motor = 0,75 på Figur 9 Virkningsgrad remtræk 41 η rem = 0,92 η ventilator = Diskussion ventilator virkningsgrader η total = η motor η rem η ventilator η total = 0,1062 η motor η rem 0,75 0,92 = 0,1539 DS 447 siger jævnfør afsnit 4.3 at der skal bruges ventilatorer med høj virkningsgrad. En sådan type ventilator kunne være en radialventilator med B-hjul med bagudrettede skovle. Denne type ventilator har en virkningsgrad på ca % 42 Sammenholder vi den virkningsgrad med de virkningsgrader vi beregnede i afsnit og afsnit som var: η ventilatorindblæs = 52,25% η ventilatorudsug = 15,39% Ses det at vores beregnede virkningsgrader for ventilatorerne ligger endog meget under, den før nævnte B-hjuls ventilator virkningsgrad. Dog med en væsentlig indbyrdes forskel på de 2 ventilatorer. Det kunne tyde på at specielt udsugningsventilatoren i øjeblikket kører i en drift situation, som ligger langt fra dens optimale driftspunkt. Vi formoder at noget af forskellen i virkningsgraderne, ligger i den teknologiske udvikling de sidste 60 år. Den ventilator type der er anvendt i ventilationsanlægget, kan vi ikke definere ud fra de forskellige typer af ventilatorer der er nævnt i ventilations ståbien 43, som er: Radialventilator med B-hjul (Bagudrettede skovle) Radialventilator med P-hjul (Plane, bagudrettede skovle) Radialventilator med F-hjul (Fremadrettede skovle) Radialventilator med T-hjul (Lige skovle) Aksialventilator Kammerventilator (Radialventilator uden spiralhus) 41 Den lille blå om ventilation 2. udgave 2007 side Den lille blå om ventilation 2. udgave side Ventilations ståbien 2. udgave side André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 30 af 68\n31 Vi vurderer at den minder mest om en radialventilator med T-hjul, dog med skrå fremadrettede skovle. Vi antager således at grunden til at den ikke er nævnt i ventilations ståbien, er at der findes mere effektive typer af ventilatorer i dag. Se Figur 10 for illustration. Figur 10 - Billede af indblæsnings ventilator Kilde; Egen tilvirkning En meget væsentlig faktor i forhold til forskellen på de to ventilatorers virkningsgrader, er at indblæsningsventilatoren er en dobbelt ventilator, hvilket vil sige at den har to skovlhjul siddende på akslen, hvorimod udsugningsventilatoren kun har en enkelt skovl på akslen. Vores metode til beregningerne af totalvirkningsgraderne og målemetoderne var ens for begge ventilatorer, og for udsugningsventilatoren fik vi endda verificeret lufthastigheden, med en måling før og efter ventilatoren. Vores beregninger er dog stadig forbundet med en del usikkerheder. Vores cosφ ny beregninger er lavet med udgangspunkt i de på mærkepladen oplyste cosφ som ikke nødvendigvis er 100 % nøjagtige. Den største usikkerhed i disse beregninger er dog anvendelsen af grafen for virkningsgrad for 4- polede standard asynkronmotor som funktion af belastningsgraden. Denne graf er ikke specifikt udfærdiget til de 2 ventilationsmotorer og kan derfor ikke regnes som 100% retvisende. Samlet set vurderer vi dog vores resultater som meget sandsynlige. André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 31 af 68\n32 5.4.4 Delkonklusion Da virkningsgraderne blev beregnet til henholdsvis 52,25 % for indblæsningsventilatoren og 15,39 % for udsugningsventilatorer, kan vi konkludere at ingen af de to ventilatorer lever op til kravene om høje virkningsgrader jævnfør DS Opfyldelse af krav fra KF Nr. 327/2011 I dette afsnit vil vi undersøge om de to ventilatorer, inklusiv motor og remtræk lever op til KF Nr. 327/2011 om miljøvenligt design af elmotordrevne ventilatorer. Dette er vigtigt da kravene vil være gældende i forbindelse med en energioptimering, hvor der for eksempel installeres frekvensomformer på motorerne, eller ved udskiftning af ventilationsmotoren i forbindelse med vedligeholdelse Diskussion Det vil blive mere end almindeligt svært at leve op til kravene om den tekniske dokumentation fra KF Nr. 327/2011. Der findes ifølge Johan Jepsen fra Lindø industripark 44, ikke længere noget dokumentation for anlægget, hvilket til dels skyldes anlæggets alder, samt at meget dokumentation er gået tabt i forbindelse med overdragelse af bygninger og oprydning i arkiver. Samtidig har vi ved selvsyn kunnet konstatere at der heller ikke er nogen form for dokumentation på ventilatorerne. I foregående afsnit 5.4 beregnede vi de totale virkningsgrader for de to ventilatorer, disse to virkningsgrader vil vi også anvende i dette afsnit, for at undersøge om anlægget lever op til kravene fra KF Nr. 327/2011 med hensyn til virkningsgrader. η totalindblæsning = Δp total q v 121,89 1,536 = = 0,2884 = 28,84% P motor 649,2 η totaludsugning = Δp total q v 57,94 1,933 = = 0,1062 = 10,62% P motor 1055 Ifølge KF Nr. 327/2011 skal ventilatorerne leve op til nedenstående formel. η target = 2,74 ln(p) 6,33 + N Hvor N=58 på grund af de skærpede krav gældende fra 1. januar Bilag 13 Interview med Johan Jepsen LIP 45 Vejledning til KF Nr. 327/2011 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 32 af 68\n33 Hvor P = mærkepladeeffekten for ventilationsmotorerne, som er henholdsvis 2,2 kw for udsugningsmotoren og 3,4 kw for indblæsningsmotoren 46. Herefter kan mindstekravet til ventilatorernes virkningsgrader beregnes. η targetudsug = 2,74 ln(2,2) 6, = 53,83% η targetindblæs = 2,74 ln(3,4) 6, = 54,94% Delkonklusion De to ventilatorer lever ikke op til kravet om dokumentation af ventilationsanlæg, og det vil på grund af anlæggets alder og forholdene på Lindø Industripark, være en umulig opgave at lave denne dokumentation. Det ses af beregningerne af mindstekravet til virkningsgraderne for ventilatorerne, at både indblæsningsventilatoren samt udsugningsventilatoren, ikke kan leve op til kravet fra KF Nr. 327/2011 med hensyn til virkningsgrader. 46 Bilag 7 Motor mærkeplader André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 33 af 68\n34 5.6 Analyse af ventilationsanlæggets specifikke elforbrug For at undersøge om ventilationsanlægget overholder kravet beskrevet i afsnit vedr. et maks. elforbrug til lufttransport på 1800 J/m³, har vi valgt at se på den daglige driftssituation for anlægget, hvor der køreres med 100% recirkulering. På den måde er det muligt, ved at anvende den samlede optagende effekt fra indblæsnings- og udsugningsmotoren, samt den største værdi af den indblæste eller udsugede volumenstrøm at beregne det specifikke elforbrug Beregning af ventilatormotorenes optagene effekt For at finde det samlede effektoptag fra indblæsnings- og udsugningsmotoren har vi målt den optagende strøm og spændingsniveauet for hver ventilationsmotor. Målingerne er foretaget som beskrevet i afsnit og måleresultaterne kan ses i Tabel 3. Tabel 3 Måleresultater Kilde; egen tilvirkning I fmålt U N målt Indblæsningsmotor 4,6 A 392 V Udsugningsmotor 3,8 A 393 V Ud fra en sammenligning mellem motorenes mærkeplader 47, og vores strømmålinger som ses i Tabel 3, kan vi se at ventilationsmotorerne ikke kører med fuld last, da: I 1/1 = 7,7 A i følge mærkeplade > I fmålt = 4,6 A for indblæsningsmotoren I 1/1 = 5,6 A i følge mærkeplade > I fmålt = 3,8 A for udsugningsmotoren Da motorenes oplyste cos φ på mærkepladerne er givet ved fuld belastning, er det nødvendigt at beregne motorenes nye cos φ ved den aktuelle belastning. Dette er gjort som beskrevet i afsnit Bilag 7 Motor mærkeplader André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 34 af 68\n35 Beregning af indblæsningsmotorens nye cos φ og effektoptag 48 cos φ1/1 = 0,83 = 33,9 ifølge mærkeplade cos φny = cos(69,02) = 0,358 Med den nye cos φ er det nu muligt at regne indblæsningsmotorens optagende effekt med nedenstående formel. I fmålt = 4,6 A U N målt = 392 V P ind = 3 U Nmålt I fmålt cos φny = ,6 0,358 = 1118 W Beregning af udsugningsmotorens nye cos φ og effektoptag 49 cos φ1/1 = 0,8 = 36,87 ifølge mærkeplade cos φny = cos(59,49) = 0,5077 Med den nye cos φ er det nu muligt at regne udsugningsmotorens optagende effekt med nedenstående formel. I fmålt = 3,9 A U N målt = 393 V P ud = 3 U Nmålt I fmålt cos φny = ,9 0,5077 = 1348 W Beregning af volumenstrøm For at finde volumenstrømmen har vi målt luftens hastighed før udsugningsventilatoren og efter indblæsningsventilatoren samt opmålt arealet af kanalen på målestedet. Grunden til at vi måler luftens hastighed før udsugningsventilatoren og ikke efter, er at det ikke er praktisk muligt i denne driftssituation, på grund af anlæggets opbygning. Lufthastighedsmålingerne er foretaget som beskrevet i med den undtagelse at det ikke har været muligt at overholde kravet vedr. at måleplanet skal placeres i en afstand til bagvedliggende forhindringer på 6 d h og en afstand på foranliggende forhindringer på 2 d h. Da det ikke var muligt at indlægge et måleplan med de anførte afstande, var vi nødsaget til at forøge antallet af målepunkter i måleplanen 50. For indblæsningsventilatoren gjaldt det at vi indsatte én række målepunkter mere i det vandrette plan og for udsugningsventilatoren gjaldt det at vi forøgede målepunkterne med én række i det vandrette plan og fordoblede målepunkterne i det 48 Bilag 14 Beregning af ny cos φ indblæsningsmotor 49 Bilag 15 Beregning af ny cos φ udsugningsmotor 50 Ventilations ståbi, 2. udgave side 464 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 35 af 68\n36 lodrette plan. Med disse øgede antal målepunkter mener vi at vores målinger set ud fra måleresultaternes ensartethed er valide. Målepunkterne med deres resultater, kanal dimensionerne og beregningerne af de aritmetiske middelhastigheder kan for indblæsningsventilatoren ses i bilag og for udsugningsventilatoren ses i bilag Med de beregnede aritmetiske middelhastigheder er det nu muligt at beregne ventilationsanlæggets volumenstrømme Beregning af volumenstrømme i indblæsningskanalen. q vind = v m A K = v m h b K = 2,9 0,8 0,92 0,98 = 2,092m 3 /s = 7531,2 m 3 /h q vind = Flow i ventilationskanal efter indsug vent K = Korrektionsfaktor for liggende kanal h = højde på kanal b = bredde på kanal v m = Den aritmetiske middelhastighed i kanalen Beregning af volumenstrømme i udsugningskanalen. q vud1,samlet = v A K = v h b K = 1,8 1,3 1,07 0,98 = 2,454m 3 /s = 8834,4 m 3 /h 51 Bilag 16 Måleskema indblæsningskanal drift 52 Bilag 17 Måleskema udsugningskanal drift André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 36 af 68\n37 5.6.3 Beregning af det specifikke elforbrug Som det ses af ovenstående beregninger er volumenstrømmen i udsugningskanalen større end i indblæsningskanalen. At de to luftmænger ikke er overensstemmende, skyldes en kombination af at udsugningskanalen har en del utætheder lige inden udsugningsmotoren og at vi har konstateret lækage over reguleringsspjældene til afkastsluft og friskluft. Da differensen mellem indblæsningsluften og udsugningsluften ikke kommer anlægget til gode, vælger vi at beregne det specifikke elforbrug efter volumenstrømmen i indblæsningskanalen. Se nedenstående formel. SEL = P ind + P ud = = 1178,8 J/m 3 q vud 2, Diskussion Som det ses i nedenstående ulighed ligger det specifikke elforbrug væsentlig under den øvre tilladte grænse: 1178,8 < 1800 j/m 3 Dette resultat betyder at ventilationsanlægget i princippet overholder kravet i BR10 og at ventilationsmotorerne og ventilatorerne således vil kunne anvendes i forbindelse med en ændring af anlægget. I betragtning af ventilationsanlæggets alder er dette resultat overraskende fordi, at ventilationsanlægget er bygget på et tidspunkt hvor kravene vedr. energiforbrug til lufttransport var langt lempeligere end de er i dag 53. Derfor burde ventilationsanlægget i teorien ikke være så energieffektivt som beregningen viser. 53 Bygningsreglementet (1995) kap stk. 9 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 37 af 68\n38 Det kunne derfor tænkes at det gode resultat i første omgang skyldes en måle eller beregnings fejl. Vi mener dog ikke at resultatet skyldes en fejl, men derimod en kombination af følgende ting. Det specifikke elforbrug siger kun noget om energieffektiviteten i den specifikke driftssituation, hvilket betyder at anlægget ikke nødvendigvis vil præstere lige så godt i en anden driftssituation. Ventilationsmotorerne kører stort set i tomgang og optager næsten ingen virkeeffekt. Dette kan ses af nedenstående. 54 cos φny = 0,358 < cos φ1/1 = 0,83 for indblæsningsmotoren cos φny = 0,5077 < cos φ1/1 = 0,8 for udsugningsmotoren Da ventilationskanalerne har meget store dimensioner og lufthastigheden er meget lav, er det muligt at flytte en meget stor mængde luft, med et lavt effektforbrug. Vi mener derfor, ud fra ovenstående betragtninger at vores resultat er validt Delkonklusion Vi kan ud fra det beregnede specifikke elforbrug, konkludere at ventilationsanlægget overholder de gældende krav i BR10. Vi sætter dog spørgsmålstegn ved, om ventilatorerne og deres motorer vil have samme gode resultat, hvis de indgik i et nyt ventilationsanlæg med en anden driftssituation. 54 Elektroteknik bog 3, 4. udgave side 194 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 38 af 68\n39 5.7 Analyse af ventilationskanaler Vi vil i dette afsnit analysere ventilationskanalerne for at finde ud af, om de lever op til de enkelte krav, vedrørende ventilationskanaler beskrevet i afsnit 4. I forbindelse med analysen vil vi løbende diskutere om ventilationskanalerne overholder de enkelte krav. Sidst i afsnittet vil der være en endelig konklusion, som afgør om ventilationskanalerne kan anvendes i forbindelse med en ændring af anlægget Tilførsel af forurening i ventilationskanal Kravet i afsnit fastslår at ventilationsåbninger fra og til det fri, ikke må tilføre forurening til ventilationsanlægget, herunder mikroorganismer som kan medfører et sundhedsmæssigt utilfredsstillende indeklima. For at undersøge om ventilationskanalerne lever op til kravet har vi foretaget en visuel inspektion af ventilationskanalerne. Under inspektionen har vi konstateret at der er et kloakafløb placeret inde i friskluftkanalen, se Figur 11. Kloakslam er noget der i særligt omfang indeholder mikroorganismer, såsom bakterier og svampe og kan i nogle tilfælde lede til sygdomme. 55 Kloakdampene fra afløbet bliver ført ind i ventilationsanlægget og ført videre op i kantinen hvor indeklimaet bliver sundhedsmæssigt utilfredsstillende. Figur 11 - Billede af kloak i friskluftkanal Kilde; Egen tilvirkning 55 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 39 af 68\n40 5.7.2 Sikring mod spredning af støj, fugt, ild, gas, røg og lugt For at kontrollere om kravet i vedr. at rørgennemføringer og kanaler skal være sikret så støj, fugt, ild, gas, røg og lugt ikke kan sprede sig, samt hindre at rotter og andre skadedyr kan trænge ind, har vi ligeledes foretaget en visuel inspektion. Som det fremgår af Figur 13 og Figur 12 er der store huller ind i udsugningskanalen. Igennem disse huller vil rotter og andre skadedyr have mulighed for at komme ind i ventilationsanlægget. Placeringen af utæthederne kan ses på bilag 3 56 mærket utæthed 1 og 2. Figur 12 - Billede af utæthed 2 i udsugningskanal Kilde; Egen tilvirkning Figur 13 Billede af utæthed 1 i udsugningskanal Kilde; Egen tilvirkning Yderligere kan det også konstateres ud fra Figur 14 at udsugningskanalen ikke har nogen former for spjæld eller andet, som kan forhindre udspredelsen af støj, fugt, ild, gas, røg og lugt. Udsugningskanalen går i gennem flere brandzoner, hvilket især er et problem i forhold til udspredelsen af ild, gas og røg. Figur 14 - Billede af udsugningskanal Kilde; Egen tilvirkning 56 Bilag 3 Anlægstegning med flowmålinger André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 40 af 68\n41 5.7.3 Varmetab i ventilationskanaler For at undersøge om kravet i 4.4 vedr. at ventilationskanaler skal isoleres, således at uønsket energitab forhindres, er overholdt har vi undersøgt hvor stort varmetabet er i indblæsningskanalen og udsugningskanalen. Varmetabet er beregnet ud fra luftflowet samt enthalpi ændringen for luften. Til beregning af varmetabet i indblæsningskanalen anvender vi det beregnede luftflow i afsnit Dette luftflow som stammer fra den daglige driftssituation hvor der køres med 100% recirkulation, vil give en god indikation af driftsvarmetabet i indblæsningskanalen. Ved beregning af varmetabet i udsugningskanalen, har vi ikke samme mulighed for at anvende luftflowet fra den daglige driftssituation med 100% recirkulation. Dette skyldes at vi som det fremgår i afsnit har konstateret utætheder i udsugningskanalen, hvorigennem der suges falsk luft. Hvis vi benyttede dette luftflow ville vi ikke få et retvisende varmetab i udsugningskanalen, da luftflowet er en blanding af udsugningsluften fra kantinen og falsk luft fra utætheder. Se bilag 3 57 for konstateret utætheder. For at vi kan finde det reelle varmetab i udsugningskanalen, vælger vi at beregne luftflowene fra de forskellige utætheder, og ved hjælp af disse, finde frem til det reelle varmetab i udsugningskanalen. Luftens enthalpier er fundet ud fra luftens tilstand, ved hjælp af et mollierdiagram. For at finde luftens absolutte fugtighed har vi foretaget en temperatur og relativ fugtighedsmåling i kantinen. Målingerne er foretaget som beskrevet i afsnit og Da vi anvender atmosfærisk luft, hvor vi hverken fjerner eller tilfører fugt, antager vi at luftens absolutte fugtighed er konstant gennem hele ventilationsanlægget. Det er defor de målte temperaturer rundt om i ventilationsanlægget og den absolutte fugtighed fra kantinen, som vi bestemmer luftens enthalpi ud fra i mollierdiagrammet. Temperatur målestederne kan ses på bilag og deres resultater i Tabel Bilag 3 Anlægstegning med flowmålinger 58 Bilag 18 Anlægstegning med temperaturmålinger André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 41 af 68\n42 Temperaturer målt den 23/ Punkt Temperatur Abs. Fugtighed x Rel. Fugtighed - φ Enthalpi h Bemærkninger g/kg kj/kg ,8 0,21 46 Luft temp. afgang Indb. ventilator ,8 0,23 45 Luft temp. Indgang kantinen ,8 0,26 43 Luft temp. 1 afgang kantinen ,8 0,26 43 Luft temp. 2 afgang kantinen 5 24,8 5,8 0,29 40 Luft temp. blandingsluft ,8 0,43 33,8 Luft temp. indgang udsug. ventilator 7 18,3 5,8 0,45 33 Luft temp. kælder 8 15,5 5,8 0,53 30 Luft temp. ubrugt kantine. Tabel 4 - Oversigt over resultater fra mollierdiagram 59 Kilde; Egen tilvirkning Beregning af volumenstrømmen i udsugningskanalen fra kantinen Der er i kantinen 2 stk. udsugningsarmaturer, hvor der i hvert armatur er 4 stk. Ø110 huller. Hullerne fungere som kanal fra kantinen til udsugningskanalen. Målingerne blev udført nede fra udsugningskanalen, hvilket gav mulighed for at anvende måleplan for cirkulære kanaler. Lufthastighedsmålingerne er foretaget som beskrevet i afsnit og målestederne 4 og 5 kan ses på bilag Målepunkter, resultater, og beregninger af den aritmetiske middelhastighed kan ses i bilag Med den beregnede aritmetiske middelhastighed er det nu muligt at beregne volumenstrømmen i udsugningskanalen fra kantinen. Se nedenstående formler. q vud 1,kantine = 4 v m π 4 d2 K = 4 7,8 π 4 0,1102 0,96 = 0,2846 m 3 /s = 1024,56 m 3 /h q vud2,kantine = 4 v m π 4 d2 K = 4 7,6 π 4 0,1102 0,96 = 0,2773 m 3 /s = 998,28 m 3 /h 59 Bilag 19 Mollierdiagram 60 Bilag 3 Anlægstegning med flowmålinger 61 Bilag 20 måleskema udsugning fra kantinen André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 42 af 68\n43 q vsamlet fra kantine = q + q vud 1 v = 1024, ,28 = 2023 m3 ud /h 2 q og q vud1,kantine v ud2,kantine = Flow i ventilationskanal lige efter kantinen. d = diameter = 110 mm K = korrektionsfaktor for kanal Areal = π 4 d2 v m = Den aritmetiske middelhastighed i kanalen Beregning af blandingsluft For at kontrollere om der blev suget falsk luft fra den del af kantinen der ikke er i brug, lavede vi en række målinger inde i udsugningskanalen. Målingerne er lavet med en vis usikkerhed, blandt andet på grund af at der var nødt til at stå en person og holde varmetrådsanemometeret inde i udsugningskanalen. Dette påvirker arealet i selve måleplanet, og skaber noget turbulens omkring personen. I forhold til arealet af kanalen regner vi det som en lille usikkerhed og vi vurderer at målingerne er præcise nok til formålet. Lufthastighedsmålingerne er foretaget som beskrevet i afsnit og målestedet 6 kan ses i bilag Målepunkterne med deres resultater, og beregninger af den aritmetiske middelhastighed kan ses i bilag Med den beregnede aritmetiske middelhastighed er det nu muligt at beregne volumenstrømmen i blandingspunktet. Se nedenstående formel. q vblandingsluft = v m A K = v h b K = 0, ,96 = 0,864 m 3 /s = 3110,4 m 3 /h q vblandingsluft = Flow fra katinen samt ubrugt kantine K = korrektionsfaktor for kanal h = højde på kanal b = bredde på kanal v m = Den aritmetiske middelhastighed i kanalen Som det fremgår af nedenstående ulighed er luftflowet større i blandingspunktet end det samlede luftflow fra kantinen. 62 Bilag 3 Anlægstegning med flowmålinger 63 Bilag 21 Måleskema ingeniørgang André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 43 af 68\n44 q vsamlet fra kantine > q vblandingsluft = 3110,4 m 3 /h > 2023 m 3 /h Dette betyder at der kommer en mængde luft fra utæthed 3 64 og da den del af kantinen ikke er opvarmet, vil luften således have en lavere enthalpi. For at vi kan beregne det korrekte varmetab i udsugningskanalen beregner vi luftflowet fra utæthed 3 med nedenstående formel q vutæthed 3 = q vblandingsluft q vsamlet fra kantine = 3110, = 1087 m 3 /h Ud over den falske luft fra utæthed 3, kan vi yderligere konstatere at der er mere falsk luft i udsugningskanalen. Dette kan vi gøre ud fra, at det beregnede samlede udsugnings luftflow i afsnit lige inden udsugningsventilatoren, er større end luftflowet i blandingspunktet, se nedenstående ulighed. q vud1,samlet > q vblandingsluft = 8834,4 m 3 /h > 3110,4 m 3 /h For at vi også her kan beregne det korrekte varmetab i udsugningskanalen, beregner vi ved hjælp af nedenstående formel den resterende mængde falsk luft fra utæthed 1 og 2. q vutæthed 1+2 = q vud1,samlet q vblandingsluft = 8834,4 3110,4 = 5724 m 3 /h Det er nu muligt med de beregnede luftmængder og enthalpier i Tabel 4 at beregne varmetabene i kanalerne. Se nedenstående afsnit Beregning af varmetab i indblæsningskanal Til beregning af varmetabet i indblæsningskanalen, anvender vi luftflowet fra indblæsningsventilatoren ved 100% recirkulering, samt enthalpi ændringen fra indblæsningsventilatorens afgang til kantinens indgang. Se nedenstående formel. m ind,samlet = q v ind,samlet = 2,092 = 1,743 kg/s ρ luft 1,2 P varmetab ind = m (h 1 h 2 ) = 1,743 (46 45) = 1,743 kw Beregning af varmetab i udsugningskanal Til beregning af varmetabet i udsugningskanalen, anvender vi de effekter som bliver tilført udsugningskanalen fra kantinen og utætheder, i forhold til den samlede effekt lige inden udsugningsventilatoren. Effekterne er beregnet i fohold til de målte luftflow og enthalpier for luften. m ud1,samlet = q v ud1,samlet ρ luft = 8834,4 1,2 = 7361,75kg/h 64 Bilag 18 Anlægstegning med temperaturmålinger André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 44 af 68\n45 m samlet fra kantine = q v samlet fra kantine = 2023 = 1685,83 kg/h ρ luft 1,2 m utæthed 3 = q v utæthed 3 ρ luft = ,2 = 905,83kg/h m utæthed 1+2 = q v utæthed 1+2 ρ luft = ,2 = 4770kg/h P varmetabud = m utæthed 3 h 8 + m utæthed 1+2 h 7 + m ud1,samlet h 6 m samlet fra kantine h = Diskussion 1685, , ,75 33, = 2,291 kw Analysen af ventilationskanalerne viser at den generelle stand af kanalerne er meget dårlig, hvilket kommer til udtryk ved at der er store synlige utætheder i udsugningskanalen. Resultatet af varmetabsberegningerne viser også at der en del tab til omgivelserne. Varmetabsberegningerne, bygger dog på nogle antagelser i forbindelse med beregning af luftflowene og bestemmelse af temperaturerne, hvilket medfører at resultatet indebærer en vis usikkerhed. Vi antager ved beregning af varmetabet i udsugningskanalen, at differencen i luftmængden lige før udsugningsventilatoren og blandingsluften, kommer fra de visuelle utætheder i afsnit Hvis dette ikke er tilfældet, kan luften stamme fra andre utætheder, hvor luftens temperatur og dermed enthalpi vil være anderledes. Dette vil give et andet resultat for varmetabet i udsugningskanalen, for det vi antager som et tab, kan i princippet stamme fra en ukendt utæthed. En del af varmetabet i kanalerne kommer muligvis bygningen til gode. Dette betyder at kanalerne i den del af bygningen hvor de er fremført, bidrager til opvarmning. Hvis kanalerne isoleres, kan det dermed tænkes at varmeforbruget til opvarmning af bygningen stiger, på grund af det manglende tilskud fra ventilationskanalerne. André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 45 af 68\n46 5.7.5 Delkonklusion Ventilationskanalerne lever ikke op til kravene, om at åbninger fra og til det fri, ikke må tilføre forurening til ventilationsanlægget, og at ventilationskanalerne skal være sikret så støj, fugt, ild, gas, røg og lugt ikke kan sprede sig. Med hensyn til varmetabet i ventilationskanalerne, mener vi at tabet i indblæsningskanalen kommer bygningen til gode og dermed bidrager til opvarmningen af bygningen. Tabet i udsugningskanalen, går til opvarmning af kælderen samt den omkringliggende jord, vi mener derfor at der i dette tilfælde, er tale om et uønsket energitab. Samlet set mener vi derfor ikke, at ventilationskanalerne kan genanvendes i forbindelse med et nyt ventilationsanlæg. André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 46 af 68\n47 5.8 Analyse af varmefladen For at kunne undersøge om varmefladen overholder kravene fra afsnit vedr. at varmefladen skal dimensioneres i forhold til bygningens varmetab, er vi nødt til først at undersøge det egentlige varmebehov i kantinen. Derefter vil vi diskutere resultaterne og komme med en konklusion Opmåling af kantinen For at kunne regne varmebehovet i kantinen er vi nødt til at kende arealer og rumfang. Vi har opmålt kantinen ved hjælp af en laserafstandsmåler til de større afstande og en tommestok til at måle vinduer og døre. Da kantinen har loft til kip, har vi beregnet gennemsnitshøjden for kantinen og anvendt den i vores areal beregninger, idet vi antager at rejsningen på taget er i midten af lokalet. Vi har valgt ikke at medtage arealer på vægge, der ligger op ad opvarmede rum, idet vi antager at varmetab hertil ikke er eksisterende. Derimod har vi arealet med, ind mod den uopvarmede del af kantinen. De beregnede arealer ses herunder 65. ΣA vind = 38 m 2 ΣA døre = 8 m 2 A yder = 23,72 m 2 A inder = 81,7 m 2 A loft = 423,3 m 2 A gulv = 373,5 m U-værdier kantine For at kunne regne varmebehovet, er vi også nødt til at kende de relevante u-værdier. For at bestemme u-værdierne for kantinen, har vi haft en samtale med Johan Jepsen, omkring isolering og byggematerialer for kantinen 66. Efterfølgende har vi fundet de relevante u-værdier ved opslag i bilag til håndbog for energikonsulenter. 67 U-værdier for kantinen ses herunder. U værdi for dobbeltglas termoruder, flere fag U W = 2,8 W/(m 2 K) U værdi for ydre døre: U d = 2,8 W/(m 2 K) U værdi for ydermur 30 cm hulmur uisoleret: U m = 1,6 W/(m 2 K) U værdi for indervæg let væg med 50 mm isolering: U i = 0,65 W/(m 2 K) U værdi for loft, brædder på bjælker med 150 mm isolering U l = 0,3 W/(m 2 K) U værdi for gulv, gulv mod jord U g = 1 W/(m 2 K) 65 Bilag 22 Areal beregninger af kantine 66 Bilag 13 Interview Johan Jepsen 67 Bilag 23 Uddrag af bilag til håndbog for energikonsulenter, U-værdier André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 47 af 68\n48 5.8.3 Beregning af det dimensionerende varmetab For at kunne bestemme varmebehovet, størrelsen på en eventuelt ny varmeflade, samt vurdere om den eksisterende varmeflade er passende i størrelsen, laver vi en beregning af det dimensionerende varmetab. Beregningen tager udgangspunkt i en situation hvor det er meget koldt, da det er her der er det største varmebehov. Beregningerne er også uden tilskud af varme fra udefrakommende påvirkninger såsom, personer, belysning og solen. Formlen er således: Φ dim varmtab = Φ t + Φ v + Φ inf Φ t er transmissionstabet Φ v er ventilationstabet Φ inf er infiltrationstabet i bygningen Vi vælger i vores beregninger at se bort fra infiltrationstabet, ligesom vi heller ikke regner linjetabet for samlinger i døre og vinduer med. I beregningerne anvender vi de dimensionerede temperaturer fra DS 418. som angives til følgende, under normale forhold: θ e er den dimensionerende udetemperatur = 12 θ j er den dimensionerende jord temperatur = 10 θ i er den dimesionerende indetemperatur = Beregning af transmissionstabet Transmissionstabet kan nu beregnes ved anvendelse af arealerne og u-værdierne fra afsnit og afsnit samt de dimensionerende temperaturer. Se nedenstående formel. Φ t = (U W ΣA vind + U d ΣA døre + U m A yder + U i A inder + U l A loft ) (θ i θ e ) + U g A gulv (θ i θ j ) = (2, , ,6 23,72 + 0,65 81,7 + 0,3 423,3) (20 ( 12)) ,5 (20 10) = W Beregning af ventilationstabet Ventilationstabet beregnes efter nedenstående formel. Φ v = ρ c (θ i θ e ) (q v q v η vg ) Φ v er ventilationstabet i W André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 48 af 68\n49 ρ er luftens massefylde i kg/m3 c er luftens varmefylde i J/kg K q v er volumenstrøm af udeluft tilført rummet i m 3 /s θ i er den dimensionerende rumtemperatur i C θ e er den dimensionerende udetemperatur i C η vg er virkningsgraden for varmegenvinding Det ses i formlen at det er nødvendigt at kende luftflowet ind til kantinen for at kunne beregne ventilationstabet. Det vil i denne situation, ikke give mening at anvende de luftflows, som vi har beregnet tidligere, da vi jo ikke ved om dimensioneringen passer. For at beregne luftflowet vil vi derfor anvende følgende formel. 1 q v = n V 3600 = [m3 /s] n er luftskiftet [h 1 ] V er rumvoluminet [m 3 ] Luftskiftet ved opvarmning, kan ifølge varme ståbien erfaringsmæssigt sættes til 2-3 gange pr. time 68. Således mangler vi kun at beregne rumfanget i kantinen, hvilket vi gør med denne formel. V kantine = A gulv h gns = 373,5 4,3 = 1606 m 3 A gulv er arealet for gulvet i kantinen h gns er gennemsnitshøjden i højden Idet vi sætter luftskiftet til 3, beregnes luftflowet til. 1 q v = n V 3600 = = 1,338 m3 /s I tilfælde af en renovering af ventilationsanlægget eller et nyt anlæg, skal der implementeres varmegenvinding, hvilket vi tager højde for i vores ventilationstabs beregning. Da der i følge afsnit er høje krav til effektiviteten af varmegenvindingsanlæg, sætter vi virkningsgraden for varmegenvindingen til 80 %. Vi kan nu beregne ventilationstabet. Φ v = ρ c (θ i θ e ) (q v q v η vg ) 68 Varme ståbi 6. udgave side 398 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 49 af 68\n50 = 1, (20 ( 12)) (1,338 1,338 0,80) = W Beregning af det dimensionerende varmetab Det dimensionerende varmetab kan nu beregnes. Φ dim varmtab = Φ t + Φ v = = 25,2 kw Med udgangspunkt i ovenstående beregning, kan vi konkludere at varmefladen som minimum, skal have en ydelse på 25,2 kw for at kunne opvarme kantinen ved -12 C Diskussion varmefladen Det har ikke været muligt for os at finde ud af hvad den eksisterende varmeflade er dimensioneret til, men vi ved at den leverer en effekt på 20 kw i normal drift hos Lindø industripark 69. Samtidigt er der på 3 afgangsrøret fra varmefladen indsat en 1 strengreguleringsventil, Se Figur 15. Arealet af varmefladen er beregnet til 4,5 m 2, se nedenstående formel A varmeflade = h b = 2,5 1,8 = 4,5 m 2 Figur 15 - fra 3 til 1 strengregulering afg. Varmeflade Kilde; Egen tilvirkning Disse ting kombineret, får os til at antage at varmefladen kan levere en effekt på mindst 100 kw. Ifølge afsnit siger BR10 at varmeanlæg skal dimensioneres efter bygningens dimensionerende varmetab. I afsnit beregnede vi det dimensionerede varmetab til 25,2 kw. Sammenholdt med vores antagelse om at den eksisterende varmeflade kan levere en effekt på 100kW, ses det at varmefladen kan levere næsten 4 gange mere effekt end nødvendigt, hvis temperaturen i kantinen holdes på 20 C ved en ude temperatur på -12 C. I afsnit 4.3 kan vi se at DS 447 stiller krav om at ventilations anlæg er forsynet med et reguleringssystem, der kan opretholde et tilfredsstillende termisk indeklima, hvilket ikke er tilfældet med dette anlæg. 69 Bilag 24, varmeforbrug timebasis, varmeflade André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 50 af 68\n51 5.8.5 Delkonklusion Varmefladen mangler mulighed for at blive reguleret tilfredsstillende. Samtidig er den næsten 4 gange overdimensioneret. Den lever således ikke op til gældende krav fra BR10 og kan ikke anvendes ved en renovering af ventilationsanlægget. 5.9 Analyse af ventilationsbehov i kantinen For at kunne vurdere behovet for ventilation i kantinen, og vurdere om ventilationen lever op til anbefalingerne i afsnit , laver vi i dette afsnit beregninger, der kan give os en ide om ventilationsbehovet i kantinen pr. time samt luftskiftet i kantinen pr. time. Beregningerne foretages i en situation hvor kantinen er fuldt belastet. Da der ikke er et entydigt krav fra BR10 angående minimums ventilationen, vælger vi at beregne 3 mulige ventilationsbehov. Sidst i afsnittet vil vi vurdere de forskellige beregnede ventilationsbehov, og sammenligne med det beregnede luftflow fra afsnit Efterfølgende vil vi konkludere på resultatet. Kantinen er godkendt til 210 personer, af redningsberedskabet i Kerteminde, hvilket bliver udgangspunktet for vores beregning. 70 Den lille blå om ventilation angiver vejledende volumenstrømme til ventilering af forskellige rumkategorier. Her anbefales en vejledende volumenstrøm på l/s pr. person i en personalekantine. 71 Vi vil i den følgende beregning anvende 15 l/s pr. person. Det maksimale luft flow kan herefter beregnes til. q 15l/s = Dette svarer til et maksimalt luftskifte på. n = = m 3 /h q max = = 7,073 h 1 V kantine 1606 Hvis vi anvender 20 l/s pr. person, kan det maksimale luft flow herefter beregnes til. q 20l/s = Dette svarer til et maksimalt luftskifte på = m 3 /h 70 Bilag 25 Flugtvejsoversigt 71 Den lille blå om ventilation 2. udgave side 62 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 51 af 68\n52 n = q max = = 9,415 h 1 V kantine 1606 I afsnit stilles der krav om at udsugningen i et normalklasserum skal være på mindst 5 l/s pr. person, hvis vi anvender dette krav som udgangspunkt, bliver det maksimale flow på. q 5l/s = Dette svarer til et maksimalt luftskifte på. n = = 3780 m 3 /h q max = 3780 = 2,35 h 1 V kantine 1606 Dette flow vil ifølge Finn Jensen 72, også under normale omstændigheder, være tilstrækkeligt til at opfylde kravet om et CO 2 niveau under 0,1 % (under 1000 parts per million (ppm)). Til gengæld kan man godt stille spørgsmålstegn ved, om det er tilstrækkeligt til fjerne de lugte som følger med maden. I forbindelse med opvarmning af kantinen ved brug af ventilationsanlægget, blev det jævnfør afsnit besluttet at anvende et luftskifte på 3 gange i timen. I denne situation skal ventilationsanlægget mindst have et luftflow på Diskussion ventilationsbehovet q minvarme = n V kantine = = 4818 m 3 /h Anlægget leverer som det ses i afsnit i den nuværende driftssituation 7531,2 m 3 luft/h til kantinen. Der er ikke mulighed for at variere flowet efter belastningen. Flowet er stort nok til at sikre en effektiv opvarmning af kantinen, da luftskiftet er. n = q = 7531,2 = 4,689 h 1 V kantine 1606 Luftskiftet er altså noget større end de 3 gange i timen som er anbefalet af varme ståbien. Flowet er også noget større end q 5l/s som antages at være nok til at opfylde CO 2 max kravet. q 5l/s vil til gengæld ikke kunne opfylde kravet om 3 gange luft cirkulation i forbindelse med opvarmning af kantinen, da luftskiftet her er mindre end 3 gange i timen. 72 Bilag 26 Tilbud fra Bellinge ventilation André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 52 af 68\n53 q 15l/s og q 20l/s som er vejledende flows i forbindelse med personalekantine, kan begge levere tilstrækkeligt frisk luft, samt et luftskifte der er egnet til opvarmning af kantinen. Da kantinen højst er i brug 3 timer om dagen, og CO 2 niveauet kan holdes inden for det tilladelige, ved et meget mindre flow, vurderer vi disse to flow til at være overdimensioneret. Det sidste flow vi vil vurdere er q minvarme, dette flow er beregnet efter luftskiftet i forbindelse med opvarmning af kantinen. Samtidigt er det højere end q 5l/s og kan således holde CO2 niveauet inden for det tilladelige. Dette er umiddelbart det mest optimale flow for kantinen, i betragtning af at den kun bliver anvendt 3 timer om dagen Delkonklusion Vi konkluderer at man i kantinen kan nøjes med et luftflow på 4818 m 3 /h, da dette flow både dækker det nødvendige luftflow til opvarmning, samt holder CO 2 niveauet under 1000 ppm. Det eksisterende ventilationsanlæg er således overdimensioneret, hvilket ses af nedenstående ulighed. 7531,2 > 4818 m 3 luft/h André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 53 af 68\n54 5.10 Delkonklusion på analyse af ventilationsanlægget Ud fra de foregående afsnit, kan vi konkludere at det er ikke muligt at bringe ventilationsanlægget i en stand, hvor det lever op til kravene i BR10 og KF Nr. 327/201. Vi har dermed valideret vores hypotese Det forventes ikke at det er muligt at løse problemerne med hensyn til driftsoptimering og forbedring af indeklimaet, med det eksisterende ventilationsanlæg, hvis de gældende lovkrav skal overholdes. Dette skyldes at ventilatorerne og ventilationsmotorerne ikke lever op til de virkningsgrader som er gældende i DS 447 og KF Nr. 327/2011. Yderligere er der heller ikke den fornødne dokumentation på ventilationsanlægget. Anlægget overholder dog kravet vedrørende det specifikke elforbrug til lufttransport, men da vi sætter spørgsmålstegn ved, om ventilatorerne og deres motorer vil have samme gode resultat, hvis de indgik i et nyt ventilationsanlæg med en anden driftssituation, mener vi ikke at det er sandsynligt at de vil overholde kravet hvis der foretages ændringer på anlægget. Ventilationskanalerne er utætte og tilfører forurening til ventilationsanlægget. Yderligere mangler der foranstaltninger mod spredning af støj, fugt, ild, gas, røg og lugt og der forekommer også et uønsket energitab til kælderen og den omkringliggende jord. Det eksisterende ventilationsanlæg er overdimensioneret, da varmefladen er næsten 4 gange for stor i forhold til behovet og luftflowet er væsentligt større end nødvendigt. Ventilationsanlægget mangler også muligheden for at kunne reguleres efter behovet. André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 54 af 68\n55 6 Dimensionering af nyt ventilationsanlæg Da det er konkluderet at det eksisterende ventilationsanlæg, ikke kan bringes i en stand hvor det lever op til kravene fra BR10 og KF Nr. 327/201 vil vi i de følgende afsnit komme med et løsningsforslag til et nyt ventilationsanlæg. Løsningsforslaget indeholder, placering af anlægget, valg af primær varmekilde og ventilationssystem. Løsningsforslaget indeholder ikke, valg af ventilator, varmeflade, filtre og kanaler. Disse punkter dimensioneres af den leverandør som leverer ventilationsanlægget. Sidst i afsnittet vil der være en konklusion, med den løsning for et nyt ventilationsanlæg som vi mener, løser de eksisterende problemer vedrørende høje driftsomkostninger og dårligt indeklima. 6.1 Placering af nyt anlæg I forbindelse med placering af et nyt ventilationsanlæg, er der mulighed for at vælge en anden placering end kælderen, hvor det gamle ventilationsanlæg er installeret. En anden placering for det nye ventilationsanlæg kunne være på kantinens tag. I dette afsnit, vil vi argumentere for og imod en ny placering af ventilationsanlægget. Af fordele ved at placere ventilationsanlægget i kælderen, kan det nævnes at anlægget kommer til at stå i et beskyttet miljø, hvor anlægget ikke udsættes for vind og vejr. Det vil også i nogen grad være muligt, at anvende de eksisterende føringsveje til de nye ventilationskanaler. Her tænkes der på, at de gamle udsugningskanaler som delvist består af ingeniørgange, kan anvendes som føringsvej ind i kantinen. Ulempen ved at placere det nye ventilationsanlæg i kælderen er, at den samlede pris for anlægget bliver væsentligt højere end ved en placering uden for kælderen. Dette skyldes at der ikke er nogen adgangsveje til kælderen, hvor et færdigt samlet ventilationsanlæg vil kunne komme ind. Ventilationsanlægget vil derfor skulle være adskilt, for at komme ind i kælderen og derefter samles på stedet. Dette giver en større udgift til installationen af anlægget, da antallet af mandetimer vil være væsentligt højere her, end ved en installation af et færdigsamlet anlæg. Yderligere vil indkøbsprisen på anlægget også være større, da kanalerne skal sikres mod at en brand kan sprede sig mellem forskellige brandzoner. Dette skyldes at kælderen betragtes som et teknikrum og udgør derfor en anden brandzone end selve kantinen. 73 I det tilfælde at kantinens tag vælges til placering af ventilationsanlægget, følger der en række fordele og ulemper med. Ulemperne ved at placere ventilationsanlægget på taget er, at der skal 73 Eksempelsamling om brandsikring af byggeri 2012, 2 oplag, side 90 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 55 af 68\n56 bygges en konstruktion, hvorpå ventilationsanlægget kan stå. Dette er for at taget kan bære anlæggets vægt, samt for at kunne tilgå anlægget for servicering. En anden ulempe er at ventilationsanlægget kommer til at stå meget udsat i forhold til vind og vejr, hvilket muligvis vil forkorte anlæggets levetid. Fordelene ved at placere ventilationsanlægget på kantinens tag, er at anlæggets samlede pris vil være lavere end hvis anlægget placeres i kælderen. Dette skyldes at anlægget kan leveres samlet fra fabrikanten, og skal således blot placeres og tilsluttes på taget af kantinen. Yderligere er føringsvejene for ventilationskanalerne kortere og nemmere at tilgå og der skal ikke installeres foranstaltninger mod brandspredning, da ventilationskanalerne ikke krydser nogle brandzoner Delkonklusion Ved valg af placering af et nyt ventilationsanlæg anbefaler vi, at det placeres på kantinens tag, da vi foretrækker den samlede mindre pris for anlægget, kombineret med at der ikke krydses nogle brandzoner, frem for fordelene ved at placere det i kælderen. 6.2 Valg af primær varmekilde & ventilationssystem Det eksisterende ventilationsanlæg anvendes som primær varmekilde til opvarmning af kantinen. I forbindelse med det nye ventilationsanlæg er der mulighed for at anvende en alternativ primær varmekilde, såsom radiatorer. Valget af ventilationssystem afhænger af om ventilationsanlægget anvendes til primær opvarmning af kantinen eller ej. Vi vil i det følgende afsnit komme med nogle overvejelser i forbindelse med valg af primær varmekilde og ventilationssystem Ventilationsanlæg som primær varmekilde Luftvarmeanlæg anvendes ofte til store lokaler, men det har den ulempe at der en forholdsvis dårlig temperatur fordeling, med en højere temperatur ved loftet end ved gulvet. For at undgå kuldenedfald bør varmetilførslen ske ved de koldeste flader i kantinen, for eksempel ved vinduer, eller i gulvniveau. I det tilfælde at ventilationsanlægget anvendes som primær varmekilde til opvarmning af kantinen, anbefaler vi at der anvendes et ventilationssystem med fuldstændig opblanding. Fuldstændig opblanding er velegnet til opvarmning af lokaler med store rumhøjder, da ventilationsprincippet gør at luften spredes i rummet, så det er muligt at indblæse luften med en meget stor overtemperatur i André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 56 af 68\n57 forhold til rumtemperaturen. Dette medfører at temperaturforskellene i rummet minimeres og at en varmepude under loftet undgås 74. Systemet virker ved at indblæsningsluften fra ventilationsanlægget tilføres kantinen, med en lav hastighed i nærheden af loftet. I en afstand fra indblæsningen placeres en række jetdyser, som hver især blæser en luftstråle i en ønsket retning. Luftstrålen gør, at indblæsningsluften føres videre ind i rummet, samtidig med at den omkringværende luft medrives. Udsugningen placeres ved gulvet. Se Figur 16 for strømningsbillede. Figur 16 Strømningsbillede, fuldstændig opblanding kilde; Ventilation Ståbi, 2 udgave, Fig Vi kunne i stedet for fuldstændig opblanding, have valgt konventionel opblanding, men da dette ventilationsprincip ikke er velegnet i rum med store loftshøjder, er det ikke muligt Radiatorer som primær varmekilde Den anden mulighed for opvarmning af kantinen er at anvende radiatorer som den primære varmekilde. Hvis radiatorerne placeres under vinduerne, vil de kompensere for kuldestrålingen der måtte komme fra vinduesarealerne, og modvirke at kold luft synker ned langs væggen og forårsager større temperaturforskelle mellem gulv og loft. Hvis der anvendes radiatorer som primær varmekilde anbefaler vi et ventilationssystem med passiv termisk fortrængning. Passiv termisk fortrængning er velegnet til ventilation af store lokaler, hvor forureningen af lokalet ønskes fjernet fra opholdszonen. Dette er ideelt i kantinen, hvor vi ønsker at fjerne madlugte fra opholdszonen. Systemet er ikke velegnet til opvarmning af kantinen, så det er derfor essentielt at radiatorerne anvendes som primær varmekilde til opvarmning. 74 Ventilation Ståbi, 2 udgave, side Ventilation Ståbi, 2 udgave, side 151 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 57 af 68\n58 Systemet virker ved at indblæsningsluften fra ventilationsanlægget blæses ind nær gulvet, og via konvektionsstrømme fra personerne i lokalet, videre op under loftet, hvor den forurenede luft suges ud. Konvektionsstrømmene danner sammen med den indblæste luft en grænselinje. Grænselinjen placeres ca. 1,8 m over gulv, da opholdet i kantinen typisk er en blanding af siddende og stående aktivitet 76. Se Figur 17 for strømningsbillede. Figur 17 - Strømningsbillede, passiv termisk fortrængning kilde; Ventilation Ståbi, 2 udgave, Fig Diskussion Hvis ventilationsanlægget anvendes til primær opvarmning af kantinen, vil det medfører at ventilationsanlægget er i drift så længe at der et varmebehov, da varmebehovet for kantinen er uafhængig af ventilationsbehovet. Løsningen er altså meget dyr i vores tilfælde hvor ventilationsbehovet i kantinen ikke er sætligt stort, grundet den korte brugstid. Hvis der anvendes radiatorer til primær opvarmning af kantinen, vil der være mulighed for at behovsstyre ventilationsanlægget, i forhold til personbelastningen. Dermed vil driftsomkostningerne til ventilationsmotorerne blive reduceret betydeligt, grundet den korte brugstid. Ydereligere vil effekten til ventilationsmotorerne også være mindre i driftssituationen, da der vil være behov for et mindre luftflow, når ventilationsanlægget kun anvendes til ventilation. Dette fremgår af udregningerne for nødvendigt ventilationsbehov i afsnit 5.9. og kan ses af nedenstående ulighed. q 5l/s < q minvarme = 3780 < 4818 m 3 /h 76 Ventilation Ståbi, 2 udgave, side 153 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 58 af 68\n59 6.4 Delkonklusion Hvis de efterfølgende anbefalinger følges, mener vi at de eksisterende problemer vedrørende høje driftsomkostninger og dårligt indeklima forbedres. Vi anbefaler at det nye ventilationsanlæg placeres på taget af kantinen. Dette gør vi da kombinationen af den lavere pris og at der ikke krydses nogle brandzoner, er at foretrække frem for fordelene ved at placere det i kælderen. Yderligere anbefaler vi at ventilationsanlægget opbygges som et passivt termisk fortrængningsanlæg, med radiatorer til primær opvarmning. Dette gør vi på grund af muligheden for at kunne behovsstyre ventilationen, samt at der opnås mindre driftsomkostninger end ved at anvende ventilationsanlægget til primær opvarmning af kantinen. Leverandørens tilbud skal således tage udgangspunkt i det dimensionerende varmetab på 25,2 kw fra afsnit og ventilationsbehovet q 5l/s på 3780 m 3 /h fra afsnit André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 59 af 68\n60 7 Økonomisk konsekvens I dette afsnit vil vi undersøge de økonomiske konsekvenser ved en eventuel investering i et nyt ventilationsanlæg. Afsnittet tager udgangspunkt i dimensioneringen fra afsnit 6. For at beregne den mulige besparelse der kan opnås ved at investere i et nyt ventilationsanlæg, skal vi først bestemme det årlige varme og elforbrug ved det nuværende anlæg. Det årlige varmeforbrug er oplyst fra Kerteminde forsyning og er. Q gns.2013/2014 = 109 MWh/år. 77 Det årlige el forbrug er ikke kendt og skal derfor beregnes. Som udgangspunkt anvendes det elforbrug der blev beregnet for indblæsningsmotoren og udsugningsmotoren i afsnit 5.6. Og beregnes således. Årligt elforbrug nuværende = (P ind + P ud ) dage timer = (1, ,348) = kwh/år 7.1 Beregning af fremtidigt varme behov. Dernæst skal det forventede fremtidige varmeforbrug beregnes. Dette beregnes med udgangspunkt i varmetabet fra afsnit Beregningen her er delt i to, da varmetabet gennem klimaskærmen beregnes for sig selv og varmetabet gennem gulvet for sig. For at beregne det årlige varmetab gennem klimaskærmen ganges de samlede arealer og u-værdier med graddagene for et normal år og antal timer på et døgn. Et graddøgn er et udtryk for en forskel på en 1 Kelvin mellem døgnmiddelværdierne af en korrigeret indetemperatur og middel udetemperaturen 78. [K døgn] Ved anvendelse af graddøgn antages det at bygningen udnytter et modtaget varmetilskud, svarende til opvarmning fra 17 til 20 C. Det årlige varmetab gennem klimaskærmen beregnes herunder. U-værdier og arealer kommer fra afsnit 5.7 Q trans årligt = U W ΣA vinduer + U d ΣA døre + U m A ydervæg + U i A inder væg + U l A loft ) normalår h/døgn 77 Bilag 27 Varmeforbrug fra Kerteminde forsyning 78 Varme ståbi 6. udgave side 557 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 60 af 68\n61 = (2, , ,6 23,72 + 0,65 81,7 + 0,3 423,3) = 25,91 MWh For at beregne det årlige varmetab gennem gulvet antager vi at varmetabet gennem gulvet er konstant igennem hele året, at terrændækket er 10 C og gulvet er 17 C. Q gulv årligt = U g A gulv (t 1 t 2 ) dage timer = 1 373,5 (17 10) = 22,9 MWh t 1 = temperatur gulv t 2 = temperatur jord Således kan vi beregne det årlige varmebehov. Q årligt varmebehov = Q trans årligt + Q gulv årligt = 25, ,9 = 48,81 MWh/år 7.2 Beregning af forventet fremtidigt elforbrug. For at kunne lave en sandsynlig beregning har vi som udgangspunkt for beregningen valgt et VEX360 ventilationsaggregat fra Exhausto. Anlægget kan levere et minimums flow på 780 m 3 /h og et maksimalt flow på 5400 m 3 /h og har Premium efficiency motorer. I det optimale driftspunkt er den maksimale totalvirkningsgrad 57,1 % og har et flow på 4551 m 3 /h, samt en optaget effekt på P max = 2,359 kw. 79 I beregningen antages det at den totale virkningsgrad er den samme ved det høje og lave luftflow samt at den totale trykstigning er 745 Pa 80 Først beregnes den optaget effekt ved minimums forbruget, som vil anvendes 21 timer om dagen. Her tager vi udgangspunkt i at der som anført i afsnit i kantinen, som minimum skal være et flow på, se nedenstående formel. q min = 0,35 373, ,6 m 3 /h Her ses at flowet er mindre end det minimums flow, som det valgte ventilationsaggregat kan levere. Dermed bliver minimums flowet beregnet til. q v = q min = = 0,2167 m3 /s 79 Bilag 28 Datablad VEX Den lille blå om ventilation 1. udgave side 60 André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 61 af 68\n62 Effekt forbruget ved minimums flowet kan nu beregnes. P min = q min Δp t 0, = = 282,7 W η total 0,571 Dernæst beregnes det årlige forbrug ved P max, som forudsættes til 3 timer om dagen. Årligt forventet el forbrug = P max timer dage + P min timer dage = 2, , = kwh/år 7.3 Beregning af årlige besparelser på varme og el De årlige besparelse kan herefter beregnes i effekter og procent. Årlig besparelse varme = Q gns.2013/2014 Q årligt varmebehov = ,81 = 60,19 MWh/år Årlig besparelse varme i % = Besparelse før 100 = 60, = 55,22 % 109 Årlig besparelse el = Årligt nuværende elforbrug Årligt forventet el forbrug = = kwh/år Årlig besparelse el i % = Besparelse før 100 = = 78,01 % De årlige besparelse i kroner kan nu beregnes, idet at vi har fået oplyst prisen på en MWh varme til 650 kr. og prisen på en kwh el, til 1 kr. af Michael Gudmundsson. Besparelse varme i kroner = Årlig besparelse varme MWh pris = 60, = kr Besparelse el i kroner = Årlig besparelse el kwh pris = = kr Samlet årlig besparelse = = kr André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 62 af 68\n63 7.4 Beregning af rentabilitet For at vurdere rentabiliteten, laver vi i dette afsnit en beregning af tilbagebetalingstiden samt en beregning af besparelsen over 20 år. Ud fra tilbuddet modtaget fra Finn Jensen vurderer vi at det komplette anlæg med radiatorer kan laves for under kr. 81 Med en simpel tilbagebetalingstid tager det. tilbagebetalingstid år = investering besparelse = = 5,36 år Med den forudsætning, at det antages at driftsudgifterne vil være de samme for det nye anlæg, som de er for det gamle anlæg, kan levetidsbesparelsen udregnes. Med en forventet levetid på 20 år vil det i perioden give en samlet besparelse på. 20 årig besparelse = = kr 7.5 Diskussion Da vi antager at fremtidige radiatorer tilsluttes direkte på fjernvarmenettet vil det ikke kræve nogen yderligere energi tilførsel at opvarme kantinen. Vi har ikke modtaget et tilbud på opsætning af radiatorer, ligesom tilbuddet vi har modtaget fra Bellinge ventilation er på et mindre anlæg, end det vi anvender i vores beregninger. Vi vurderer dog at vores budget pris på kr. er et realistisk bud på en pris med en samlet løsning. Men det kræves selvfølgelig, at der indhentes faste tilbud på hele opgaven, inden en eventuel investering. Hvis der kommer fremtidige prisstigninger og afgiftsforhøjelser på el og varme, vil besparelses potentialet blive endnu større. 7.6 Delkonklusion Vi anbefaler at der investeres i et nyt ventilationsanlæg, da beregningerne viser at anlægget vil være tilbagebetalt på mindre end 6 år. Samtidig viser beregningerne at der i investeringens levetid vil være en samlet på besparelse på driften på over kr., hvilket svarer til en besparelse på 55,22 % på varmen og 78,01 % på elforbruget. Vi har dermed valideret vores hypotese Et nyt ventilationsanlæg med behovsstyring vil nedbringe driftsomkostningerne med minimum 40 % og samtidig forbedre indeklimaet (mht. lugtgener, træk og svingende temperaturer). 81 Bilag 26, tilbud fra Bellinge ventilation André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 63 af 68\n64 8 Kildekritik De anvendte hjemmesider i rapporten, er med undtagelse af alle offentlige myndigheders netsteder. er kun anvendt i forbindelse med historien bag Lindø Industripark, og har derfor ikke nogen betydning i forhold til rapportens resultat. Vi anser derfor disse netsteder som troværdige kilder. De anvendte bøger i rapporten kan deles op i følgende tre kategorier, som vi alle anser som troværdige kilder: Lærerbøger Offentlige myndigheders publikationer Fagtidsskrifter Michael Gudmundsson og Johan Jepsen som er ansat hos Lindø Industripark anser vi som værende en troværdig og ufarvet kilde, da det er i deres egen interesse at give os så korrekte informationer som muligt, så vi kan drage de rigtige konklusioner. Finn Jensen som er direktør hos Bellinge ventilation, har gennem mange år været en troværdig leverandør til Lindø Industripark. Vi har brugt ham i forbindelse med bestemmelse af det nødvendige luftflow i kantinen og til at prissætte hvad et nyt ventilationsanlæg vil koste. Vi mener at hans lange erfaring inden for området gør at vi kan betragte ham som en ekspert, og antager derfor hans udtagelser som en troværdig kilde. Peter Timm er ansat hos en offentlig instans og vi anser ham derfor som værende en troværdig kilde. André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 64 af 68\n65 9 Konklusion Gennem vores analyse af det eksisterende ventilationsanlæg, kan vi konstatere at det ikke er muligt at løse problemerne med hensyn til driftsoptimering og forbedring af indeklimaet, hvis de gældende lovkrav skal overholdes. Vi har dermed valideret vores hypotese Det forventes ikke at det er muligt at løse problemerne med hensyn til driftsoptimering og forbedring af indeklimaet, hvis de gældende lovkrav skal overholdes. Dette skyldes at ventilatorerne og ventilationsmotorerne ikke lever op til de virkningsgrader som er gældende i DS 447 og KF Nr. 327/2011. Yderligere er der heller ikke den fornødne dokumentation på ventilationsanlægget. Anlægget overholder dog kravet vedrørende det specifikke elforbrug til lufttransport, men da vi sætter spørgsmålstegn ved, om ventilatorerne og deres motorer vil have samme gode resultat, hvis de indgik i et nyt ventilationsanlæg med en anden driftssituation, mener vi ikke at det er sandsynligt at de vil overholde kravet hvis der foretages ændringer på anlægget. Ventilationskanalerne er utætte og tilfører forurening til ventilationsanlægget. Yderligere mangler der foranstaltninger mod spredning af støj, fugt, ild, gas, røg og lugt og der forekommer også et uønsket energitab til kælderen og den omkringliggende jord. Det eksisterende ventilationsanlæg er overdimensioneret, da varmefladen er næsten 4 gange for stor i forhold til varmebehovet og luftflowet er væsentligt større end nødvendigt. Ventilationsanlægget mangler også muligheden for at kunne reguleres efter behovet. Da der ikke kan ændres på det eksisterende ventilationsanlæg, anbefaler vi at der investeres i et nyt. Med et nyt ventilationsanlæg, vil de eksisterende problemer med hensyn til høje driftsomkostninger og dårligt indeklima forsvinde. Vi anbefaler at det nye ventilationsanlæg placeres på taget af kantinen. Vi foretrækker denne placering frem for kælderen, da prisen på installationen af anlægget er lavere samt at ventilationskanalerne ikke krydser nogle brandzoner. Ydereligere anbefaler vi at ventilationsanlægget opbygges som et passivt termisk fortrængningsanlæg med radiatorer til primær opvarmning. Dette gør vi på grund af muligheden for at kunne behovsstyre ventilationen, samt at der opnås mindre driftsomkostninger end ved at anvende ventilationsanlægget til primær opvarmning af kantinen. Med en investering i et nyt ventilationsanlæg, viser beregningerne at anlægget vil være tilbagebetalt på mindre end 6 år. Samtidig viser beregningerne at der i investeringens levetid vil André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 65 af 68\n66 være en samlet på besparelse på driften på over kr., hvilket svarer til en besparelse på 55,22 % på varmen og 78,01 % på elforbruget. Vi har dermed valideret vores hypotese Et nyt ventilationsanlæg med behovsstyring vil nedbringe driftsomkostningerne med minimum 40 % og samtidig forbedre indeklimaet (mht. lugtgener, træk og svingende temperaturer). André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 66 af 68\n67 10 Kilder 10.1 Hjemmesider Bøger DS 418: 2011, 7. udgave DS 447: 2005, 2. udgave DS 452: 1999, 2. udgave DS 474: 1993, 1. udgave Kommissionens forordning (EF) Nr. 327/2011 om miljøvenligt design af elmotordrevne ventilatorer. Vejledning til KF Nr. 327/2011 Den lille blå om ventilation 2. udgave Den lille blå om systemoptimering 1. udgave Den lille blå om ventilation 1. udgave Ventilations ståbi, 2. udgave Varme ståbi 6. udgave Eksempelsamling om brandsikring af byggeri 2012, 2 oplag Elektroteknik bog 3, Elektriske maskiner 4. udgave Formelsamling for maskinmesteruddannelsen 18. udgave Bygningsreglementet Personer Michael Gudmundsson, Maskinmester Lindø Industripark Johan Jepsen, Bygningskonstruktør Lindø Industripark Finn Jensen, Direktør Bellinge Ventilation Peter Timm, Teknisk afdeling Kerteminde Kommune André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 67 af 68\n68 11 Bilagsoversigt Bilag 0 Projektskabelon Bilag 1 Mail fra Peter Timm, Kerteminde Kommune... 4 Bilag 2 vejledning til KF Nr. 327/2011 tabel Bilag 3 Anlægstegning med flowmålinger... 6 Bilag 4 Måleapparat certifikater... 7 Bilag 5 Uddrag Datablad Elma CM Bilag 6 Uddrag datablad Kamstrup Multical 602 varmemåler Bilag 7 Motor mærkeplader Bilag 8 Table with efficiency classes: IE Bilag 9 Måleskema Indblæsningskanal friskluft Bilag 10 Beregning af densiteter for luft ved forskellige temperaturer Bilag 11 Måleskema udsugningskanal friskluft Bilag 12 Beregninger af cosφ udsugningsmotor Bilag 13 Interview med Johan Jepsen LIP Bilag 14 Beregning af ny cosφ indblæsningsmotor Bilag 15 Beregning af ny cosφ udsugningsmotor Bilag 16 Måleskema indblæsningskanal drift Bilag 17 Måleskema udsugningskanal drift Bilag 18 Anlægstegning med temperaturmålinger Bilag 19 Mollierdiagram Bilag 20 måleskemaer udsugning fra kantinen Bilag 21 Måleskema ingeniørgang Bilag 22 Areal beregninger af kantine Bilag 23 Uddrag af bilag til håndbog for energikonsulenter, U-værdier Bilag 24 Varmeforbrug timebasis, varmeflade Bilag 25 Flugtvejsoversigt Bilag 26 Tilbud fra Bellinge ventilation Bilag 27 Varmeforbrug, varmeflade Bilag 28 Datablad VEX André Brandt Markvardsen & Michael Rothmann Side 68 af 68\n69 Bilag 0 Projektskabelon Emne Optimering af varme og ventilationsanlæg Skribenter Vejledere Michael Rothmann, maskinmester studerende, André Brandt Markvardsen, maskinmester studerende, Leif Roest, teknisk vejleder FMS, Claus Pedersen, teknisk vejleder FMS, Rikke Andreassen, metode vejleder FMS, Michael Gudmundson, Facility manager Lindø industripark, Problemstilling Lindø industripark, har i deres kantine, et gammelt ventilationsanlæg som også anvendes til rumopvarmning. Ventilationsanlægget er oprindeligt dimensioneret til 1500 personer ved anvendelse af kantinens fulde areal. Nu er den ene del af kantinen blændet af og den del der anvendes er godkendt til 210 personer. Kantinen anvendes dagligt i ca. tre timer. Ventilationsanlægget har en gammel Honeywell temperatur regulering, som dog ikke anvendes mere, da det gav for store temperatur udsving i kantinen. Dette indebærer at varmefladen og recirkuleringen nu reguleres manuelt. Derudover kører alle ventilationsmotorer med konstant hastighed, døgnet rundt. Følgende er konstateret: Der er ikke behovsstyring, med øgede driftsomkostninger til følge. Dårligt atmosfærisk indeklima i form af lugtgener og træk. Dårligt termisk indeklima i form af svingende temperaturer. Den manglende behovsstyring er fordyrende, og en anden løsning skal fremlægges, hvori rentabiliteten af det ændrede ventilationsanlæg samt en forbedring af indeklimaet indgår. Problemformulering Hvordan løses de konstaterede problemer for ventilationsanlægget, med hensyn til driftsoptimering og forbedring af indeklimaet, når gældende lovkrav skal overholdes. Hypotese 1\n70 Vi har opstillet disse to følgende hypoteser. Det forventes ikke at det er muligt at løse problemerne med hensyn til driftsoptimering og forbedring af indeklimaet, hvis de gældende lovkrav skal overholdes. Et nyt ventilationsanlæg med behovsstyring vil nedbringe driftsomkostningerne med minimum 40 % og samtidig forbedre indeklimaet (mht lugtgener, træk og svingende temperaturer). Metode Måle temperatur i kantinen ved indblæsning, til beregning af varmetab. Måle temperatur i kantinen ved udsugning, til beregning af varmetab. Måle temperatur lige efter indlæsnings ventilator, til beregning af varmetab. Måle temperatur i udsugningskanal/ingeniør gang inden huller i væg, til beregning af varmetab. Måle temperatur lige inden udsugningsventilator, til beregning af varmetab. Opmåling af kanal tværsnit for udregning af måleplaner. Måle lufthastigheder i måleplaner ved den aktuelle drift situation, for beregning af luft flow. Måle lufthastigheder i måleplaner for de 2 ventilatorer i en situation hvor de flytter luft uafhængigt af hinanden, for beregning af luft flow. Måle den optagede strøm på de 2 ventilationsmotorer, for beregning af effekt optaget. Beregning af cos phi for hver af de 2 ventilationsmotorer, for beregning af effekt forbruget. Beregning af effekt forbruget, for beregning af virkningsgrader på ventilatorer og det specifikke el forbrug. Beregning af virkningsgrader, til vurdering af ventilationsanlægget. Beregning af det specifikke elforbrug, anvendes i forbindelse med BR10 krav. Aflæse varmeforbruget for varmefladen, til beregning af varmetab. Afklare myndigheds krav i forhold til ventilationsanlæg, ved at klarlægge krav fra BR10. Opmåling af kantine, beregning af U-værdier i kantine, beregning af varmetab og undersøge person belastning i kantinen for at kunne lave en behovsanalyse, for at afklare det årlige varmesplid, samt for at kunne dimensionere et nyt anlæg. Indhente pris på et nyt ventilations anlæg fra 2 forskellige leverandører. Beregne tilbage betalingstiden for nyt anlæg, ud fra besparelse i varme og el udgifter, i forhold til det eksisterende anlæg 2\n71 Projektets delopgaver Anlægsbeskrivelse Krav til ventilationsanlæg Analyse af eksisterende ventilationsanlæg Målemetoder Beregninger Diskussion af beregninger Behovsanalyse af kantine Opmåling af kantine Beregning af U-værdier Beregning af varmetab Person belastning Dimensionering af ventilationsanlæg Størrelse på ventilatorer, varmeflade Økonomisk konsekvens Pris på anlæg tilbagebetalingstid 3\n72 Bilag 1 Mail fra Peter Timm, Kerteminde Kommune Fra: Peter Timm Sendt: 17. april :31:52 Til: Kære Michael Jeg kan bekræfte, at BR-10 skal overholdes i forbindelse med renovering/udskiftning af ventilationsanlæg, og der skal ansøges om byggetilladelse. Venlig hilsen Peter Timm Byggesagsbehandler Key Account Manager Miljø-og kulturforvaltningen Kerteminde Kommune Mail: Tlf: Fra: Sendt: 17. april :29:12 Til: Hej Peter, Angående ændring af eksisterende ventilationsanlæg, til kantinen hos Lindø industripark. I forlængelse af telefonsamtale, må du meget gerne bekræfte følgende: Hvis vi ændrer ventilationsanlægget, for eksempel ved at montere frekvensomformer på ventilatormotor, er der krav om byggetilladelse fra kommunen. Byggetilladelsen gives kun af Kerteminde kommune, hvis hele anlægget lever op til kravende i BR10. Ser frem til at høre dig. Med venlig hilsen Michael Rothmann Maskinmester studerende 4\n73 Bilag 2 vejledning til KF Nr. 327/2011 tabel 2 5\n74 Bilag 3 Anlægstegning med flowmålinger 6\n75 Bilag 4 Måleapparat certifikater 7\n79 Bilag 5 Uddrag Datablad Elma CM-07 11\n80 Bilag 6 Uddrag datablad Kamstrup Multical 602 varmemåler 12\n82 Bilag 7 Motor mærkeplader Mærkeplade for udsugningsmotor Mærkeplade for indblæsningsmotor 14\n83 Bilag 8 Table with efficiency classes: IE\n84 Bilag 9 Måleskema Indblæsningskanal friskluft Vi startede med at måle lufthastigheden i kanalen ved hjælp af nedenstående måleplan, hver måling blev foretaget i 10 sekunder og gennemsnittet blev noteret i skemaet. Drift uden recirkulation 10s gns bredde højde Areal Måleskema Indblæs. Kanal 0,8 0,92 0,736 a b c d e f Højde/bredde ,04 2,35 2,49 2,46 2,67 2, ,93 1,91 2,26 2,10 2,49 2, ,99 1,08 1,89 2,26 2,24 2, ,26 1,59 1,82 1,57 2,10 2,35 2,13 i gennemsnit Bilag 10 Beregning af densiteter for luft ved forskellige temperaturer ρ 0 = ρ 10 = ρ 20 = ρ 30 = M = molarmassen målt i kg mol p = Trykket målt i Pascal R = gaskonstanten T = temperatur i Kelvin M p 0, = = 1,295 kg/m3 R T 8,314 ( ) M p 0, = = 1,249 kg/m3 R T 8,314 ( ) M p 0, = = 1,206 kg/m3 R T 8,314 ( ) M p 0, = = 1,166 kg/m3 R T 8,314 ( ) 16\n85 Bilag 11 Måleskema udsugningskanal friskluft Vi startede med at måle lufthastigheden i kanalen ved hjælp af nedenstående måleplan, hver måling blev foretaget i 10 sekunder og gennemsnittet blev noteret i skemaet. Drift uden recirkulation Kanal bredde højde Areal Måleskema recirc. Kanal inden ventilator 10s gns. 1,28 1,07 1,37 Højde/bredde ,66 1,65 1,65 1,43 1,41 1,43 1,44 1,24 1,39 1,34 1, ,52 1,54 1,49 1,47 1,29 1,37 1,38 1,29 1,21 1,33 1, ,54 1,72 1,57 1,43 1,53 1,42 1,40 1,24 1,32 1,27 1, ,52 1,61 1,69 1,60 1,53 1,42 1,51 1,42 1,44 1,42 1,35 1,44 i gennemsnit Drift uden recirkulation bredde højde Areal Måleskema afkast Kanal 10s gns. 1,28 1,07 1,37 Højde/ Bredde ,61 1,56 1,23 1,27 1,12 1,05 1,11 1,27 1,45 1,79 1, ,87 1,83 1,44 1,28 1,05 1,01 1,04 1,40 1,66 1,89 1, ,48 1,35 1,12 0,98 1,09 1,07 1,21 1,54 1,73 2,12 2, ,78 0,87 0,57 0,98 0,77 1,08 1,19 1,61 1,86 2,27 2,33 1,41 i gennemsnit 17\n86 Bilag 12 Beregninger af cosφ udsugningsmotor I 1/1 = 5,6 A i følge mærkeplade cos φ1/1 = 0,8 ifølge mærkeplade φ 1/1 = 36,87 sinφ 1/1 = I 1/1 I w I fmålt = 3,7 A I wl antages at være konstant I wl = sinφ 1/1 I 1/1 = sin(36,87) 5,6 = 3,36 A sinφ ny = I wl = 3,36 I fmålt 3,7 = 0,9081 φ ny = sin 1 (0,9081) = 65,24 cos φny = cos(65,24) = 0,4188 Bilag 13 Interview med Johan Jepsen LIP Interview med Johan Jepsen, som er bygningskonstruktør hos Lindø Industripark. Interviewet omhandler kantinens bygningsmaterialer og tekniske installationer. Interviewer: Hvad findes der af dokumentation på ventilationsanlægget i kantinen? Johan: Der findes ikke længere noget dokumentation for anlægget hvilket til dels skyldes anlæggets alder men også fordi meget af dokumentationen er gået tabt i forbindelse med overdragelse af bygninger og oprydning i arkiver. Interviewer: Kan du fortælle noget om hvordan kantinen er isoleret? Johan: Jeg tror at der originalt er 50mm isolering i loftet men der er i forbindelse med renovering af taget er blevet lagt yderligere 100mm så der i alt er 150mm. Interviewer: Er der isolering i væggene? Og i så fald hvor meget? Johan: Ja, I indervæggene er der isoleret med 50mm og i ydervæggene er der ikke nogen isolering, men der er ca. 30cm hulmur. Interviewer: Ved du hvilke type vinduer der sidder i kantinen? Johan: Ja, der sidder nogle gamle termoruder. Nærmere bestemt ved jeg ikke. 18\n87 Bilag 14 Beregning af ny cos φ indblæsningsmotor sinφ 1/1 = I 1/1 I w I 1/1 = 7,7 A i følge mærkeplade cos φ1/1 = 0,83 ifølge mærkeplade I fmålt = 4,6 A φ = 33,9 I wl antages at være konstant I wl = sinφ 1/1 I 1/1 = sin(33,9) 7,7 = 4,295 A sinφ ny = I wl = 4,295 I fmålt 4,6 = 0,9337 φ ny = sin 1 (0,9337) = 69,02 cos φny = cos(69,02) = 0,358 Bilag 15 Beregning af ny cos φ udsugningsmotor I 1/1 = 5,6 A i følge mærkeplade cos φ1/1 = 0,8 ifølge mærkeplade φ 1/1 = 36,87 sinφ 1/1 = I 1/1 I w I fmålt = 3,9 A I wl antages at være konstant I wl = sinφ 1/1 I 1/1 = sin(36,87) 5,6 = 3,36 A sinφ ny = I wl = 3,36 I fmålt 3,9 = 0,8615 φ ny = sin 1 (0,8615) = 59,49 cos φny = cos(59,49) = 0,\n88 Bilag 16 Måleskema indblæsningskanal drift Beregning af aritmetisk middelhastighed i indblæsningskanalen ved drift med 100% recirk. Drift recirkulation Kanal bredde højde Areal Måleskema Indblæs. Kanal 0,8 0,92 0,736 a b c d e f Højde/bredde , ,35 3,35 3,05 2,6 2,95 2,85 3,0 2,87 2,35 2,85 3,0 3,0 i gennemsnit Bilag 17 Måleskema udsugningskanal drift 2,4 2,6 2,9 3,2 2,25 2,65 2,75 3,05 3,1 3,05 3,15 3,6 Den aritmetiske middelhastighed er = v m = 2,9 m/s Beregning af aritmetisk middelhastighed i udsugningskanalen ved drift med 100% recirk. Drift recirkulation Kanal bredde højde Areal Måleskema recirc. Kanal 1,28 1,07 1,37 a b c d e f g h i j k Højde/bredde ,75 1,95 2,15 1,8 1,8 2,0 2,0 1,7 1,7 1,65 1, ,75 1,8 1,8 1,8 1,7 1,9 1,75 1,65 1,75 1,85 1,7 63 1,55 1,65 1,9 1,85 1,75 1,6 1,8 2,0 2,05 1,7 1, ,75 1,9 2,0 1,95 1,9 1,65 1,75 1,95 1,95 1,65 1,75 i 1,8 gennemsnit Den aritmetiske middelhastighed er = v m = 1,8 m/s m = gennemsnits målinger n = antal målinger Ved hjælp af formlen: v m = m 1 + m 2 + m 3 + m 4 n 20\n89 Bilag 18 Anlægstegning med temperaturmålinger 21\n90 Bilag 19 Mollierdiagram Mollierdiagram med indsatte resultater 22\n91 Bilag 20 måleskemaer udsugning fra kantinen Beregning af aritmetiske middelhasigheder fra kantinen Måleskema udsugning kantine 1 Måleskema udsugning kantine 2 1 Ø110 6,2 8,1 8,2 8,4 1 Ø110 7,2 8 7,6 7,4 2 Ø110 8,2 8,4 8,9 9 2 Ø110 7,4 7,5 7,2 7,8 3 Ø110 7,2 7,9 7,4 8,6 3 Ø110 7,2 7,9 8 7,6 4 Ø110 6,6 7,2 7,3 7,5 4 Ø110 7,6 7,8 7, ,82 i gennemsnit 7,6 i gennemsnit m = gennemsnits målinger n = antal målinger Den aritmetiske middelhastighed i den ene ende = v m = 7,8 m/s Den aritmetiske middelhastighed i den anden ende = v m = 7,6 m/s Beregnet ved hjælp af formlen: v m = m 1 + m 2 + m 3 + m 4 n Bilag 21 Måleskema ingeniørgang Beregning af aritmetisk middelhastighed ved blandingsluft Højde/bredde ,48 0,50 0, ,47 0,40 0, ,50 0,58 0, ,55 0,43 0,45 i gennemsnit m = gennemsnits målinger n = antal målinger Den aritmetiske middelhastighed = v m = 0,45 m/s beregnet ved hjælp af formlen: v m = m 1 + m 2 + m 3 + m 4 n 23\n92 Bilag 22 Areal beregninger af kantine Arealer Beregning af gennemsnitshøjde i kantinen. h = h vindue + h center h vindue 2 5,8 2,8 = 2,8 + = 4,3 m 2 Beregning af flader i kantinen Bygningsdel Længde bredde højde antal Areal i m 2 Vinduer 1 0, Døre Ydervæg - Vinduer og døre 1 24,9 2,8 1 23,72 Inder væg, mod ubrugte del af kantine ,3 1 81,7 Loft 24, ,3 Terrændæk 24, ,5 ΣA vinduer = 38 m 2 ΣA døre = 8 m 2 A ydervæg = 23,72 m 2 A inder væg = 81,7 m 2 A loft = 423,3 m 2 A gulv = 373,5 m 2 24\n93 Bilag 23 Uddrag af bilag til håndbog for energikonsulenter, U-værdier 25\n100 Bilag 24 Varmeforbrug timebasis, varmeflade Uddrag fra målinger pr time, oplyst fra Kerteminde Forsyning. Dato Energi tilvækst pr. time i MW T frem T retur Måler nr T13:00:00+02:00 0,02 66,71 21, T12:00:00+02:00 0,02 67,91 21, T11:00:00+02:00 0,03 68,73 20, T10:00:00+02:00 0,02 66,16 20, T09:00:00+02:00 0,02 67,64 20, T08:00:00+02:00 0,02 67,98 20, T07:00:00+02:00 0,03 68,75 20, T06:00:00+02:00 0,02 68,88 20, T05:00:00+02:00 0,03 69,46 20, T04:00:00+02:00 0,02 70,03 20, T03:00:00+02:00 0,03 68,54 20, T02:00:00+02:00 0,02 67,55 21, T01:00:00+02:00 0, , T00:00:00+02:00 0,02 67,13 21, T23:00:00+02:00 0,02 66,05 21, T22:00:00+02:00 0,02 65,72 21, T21:00:00+02:00 0,03 64,26 21, T20:00:00+02:00 0,02 62,83 21, T19:00:00+02:00 0,02 62,65 21, T18:00:00+02:00 0,02 62,84 21, T17:00:00+02:00 0,02 62,09 21, T16:00:00+02:00 0,02 61,53 22, T15:00:00+02:00 0,01 62,28 22, T14:00:00+02:00 0,03 62,46 22, T13:00:00+02:00 0,02 62,49 22, T12:00:00+02:00 0,01 62,61 21, T11:00:00+02:00 0,03 63,26 21, T10:00:00+02:00 0,02 63,96 21, T09:00:00+02:00 0,02 64,82 21, T08:00:00+02:00 0,02 65,01 21, T07:00:00+02:00 0,02 65,42 21, T06:00:00+02:00 0,02 65,15 21, T05:00:00+02:00 0,02 64,48 21, T04:00:00+02:00 0,03 65,87 21, T03:00:00+02:00 0,02 65,62 21, Gennemsnit 0,02 MW/h 32\n101 Bilag 25 Flugtvejsoversigt 33\n102 Bilag 26 Tilbud fra Bellinge ventilation Budgetpris for Ventilationsanlæg til Lindø Industripark kantine Fra: Finn Jensen Sendt: 19. maj :12:43 Til: Cc: Hej Michael og André Jeg har regnet lidt frem og tilbage på fremsendte, for at finde den rigtige luftmængde. Der er følgende retningslinjer for at kunne fastlægge en luftmængde til den aktuelle kantine. Bygningsreglementet anbefaler et luftskifte på op til l/s/person. Svarende til m 3 /h/person. Kravet til ventilering i f.eks. undervisningsrum er min. 5 l/s/person, svarende til min. 18 m 3 /h/person. Absolut minimal ventilering i et opholdsrum må ikke være mindre end 0,35 l/s/m 2. svarende til 1,3 m 3 /h/m 2. Eller at CO2 indholdet i inde luften, ikke i længere perioder overstiger 0,1 pct. CO2. Så der kan være mange løsninger, som er lovlige, og anbefalingsværdige. Maksimal luftmængde må være de 72 m 3 /h. x 210 Personer. Svarende til ca m 3 /h. Ventilering med de 5 l/s/person x 210 personer, svarende til ca m 3 /h. Minimal luftmængde må være de 1,3 m 3 /m 2 Gulv x 382. Svarende til ca. 500 m 3 /h. Eller hvis ventilation skal benyttes til opvarmning, og vi fastsætter en maksimal indblæsningstemperatur på 35 C. Vil der kunne tilføres ca W/m 3. Med et varmebehov på ca. 20 kw. Bliver luftmængden ca m 3 /h. Jeg vil vælge at lave en vurdering af de forskellige faktorer, der gør sig gældende, så som at rum er rimelig højloftet, at brugen ikke er konstant, og at vi derfor kan udnytte det store volumen som en slags buffer. Normalt kan det anbefalede luftskifte på 5 l/s/person, holde CO2 Niveauet under 0,1 % (Under ppm) Og da rummet har en gennemsnitlig lofthøjde på 4,3 meter, og altså godt og vel det dobbelte af den normale komfortzone, hvor personer befinder sig, vil jeg ikke have problemer med at anbefale et luftskifte på godt halve af de ca m 3 /h. som 5 l/s/person giver. Den teoretiske volumen over komfortzonen er ca. 382 m 2 x 2,4 m. = 920 m 3. Og da maks. Personbelastning, typisk kun vil vare ca. 30 min. Vil et min. luftskifte på ca m 3 /h. Kunne ventilerer komfortzonen med frisk luft, selv ved maks. Belastning med 210 personer i varighed på ca. 30 min. Ud fra ovenstående betragtninger vil jeg anbefale at der monteres et ventilationsanlæg med en kapacitet på ca m 3 /h. Ved maks. Drift. Ligeledes vil jeg anbefale at udforme ventileringssystemet som fortrængningsventilation, for bedst muligt at udnytte det høje rum. 34\n103 Dette anlæg kan så leveres med en vandvarmeflade, med en kapacitet på ca. 25 kw. Og kan dermed opvarme kantineområdet. Hvis anlæg skal benyttes til opvarmning, skal system udføres som fuld opblanding, således at man får den varme luft ned i komfortzonen. Jeg vil dog kraftigt anbefale at opvarmning udføres med radiatorer frem for, via ventilationsanlægget, da rumkomforten forringes meget hvis ventilationsanlæg benyttes til opvarmning. Nedenstående tilbud, er indeholdende projektering, levering og montering af følgende: 1 stk. Ventilationsanlæg for ca m 3 /h. med højtydende modstrømsveksler med en genvindingsgrad på op til 90%. og et max. Specifikt elforbrug på: max SFP 2.1 kw/(m3/s). Anlæg er uden varmeflade, da dette sandsynligvis ikke vil være nødvendigt, hvis der opvarmes med radiatorer. Ventilationsanlæg er udført for udendørs montage, incl. fundament udv. På tag over kantine. Friskluft og afkasts kanaler incl. lydsluser og hætter. Kanalføring udv. På tag for indblæsning og udsugning, incl. montagekonsoller, 50 mm. Varmeisolering af rør afsluttet med alu. Kapper. 2 stk. Rørgennemføringer i tag incl. inddækninger: Indv. Rørføringer for udsugning ved loft og indblæsning via fortrængningsarmaturer, placeret ved væge eller ved søjler. Der skal monteres i alt ca. 5-7 stk. Armaturer. Alle rørføringer er synlige og ubehandlede. Levering og montering af komplet automatik for styring af ventilationsanlæg, automatik er forberedt for opkobling til en Trend hovedstation (CTS system.) for overvågning af anlæg. Incl. interne fortrådninger, og styrepanel placeret i kantine. Projektering/dimensionering, levering, montering og aflevering af komplet ventilationsanlæg for kantine. Anlæg kan tilbydes for en samlet tilbudssum på ,00 Kr. Netto excl. Moms. Tilbud er excl. Strømforsyning til anlæg på tag. Hvis anlæg skal udføres med vandvarmeflade for opvarmning af kantine, og kanalsystem skal udformes for dette, vil der være en medpris på ca ,00 Kr. Excl. Moms. Tillægspris er excl. Strøm og varmeforsyning til aggregat på tag. Ovenstående priser er excl. Alle demonteringsarbejder i forbindelse med eksisterende anlæg, samt alle efterfølgende bygnmingsarbejder for udbedring af lofter, gennemføringer mm. Med venlig hilsen Finn Aa. Jensen Mobil Belvent A/S. Tlf\n104 Bilag 27 Varmeforbrug, varmeflade Varmeforbruget kommer fra Kerteminde forsyning, og er aflæst fra den måler som registrere fjernvarmeforbruget på varmefladen til ventilationsanlægget. Varmeforbruget er taget som et gennemsnit af årene , og er regnet til 108,73MWh. Gennemsnittet er regnet efter væksten i forbruget i forhold til timetælleren. Varmeforbruget for perioden kan ses på nedenstående tabel, og er markeret med en grøn farve. Meter No.: SUM Heat energy #1 ~ E1 Flow 1 Max. Date Flow 1 Max. Power 1 Max. Hour counter Date Heat energy increase #1 ~ E1 [MWh] [MWh] [yy:mm:dd] [l/h] [kw] [h] , , ,79 3, , ,95 0, , ,96 0, , ,65 3, , ,16 14, , ,99 23, , ,8 25, , , ,13 22, , ,79 31, , ,81 11, , ,87 0, , , , , ,09 0, , ,32 12, , ,25 17, ,\n105 ,6 19, , ,04 28, , ,76 11, , , , ,73 2, , ,5 0, , ,51 0, , , , ,87 1, , ,92 6, , ,09 11, , Total in period 2013/ , ,1 14, , ,8 21, , ,67 18, , Average 2013/ ,73 37\n106 Bilag 28 Datablad VEX360 38\nBacheloropgave. Ammeraal Beltech Modular A/S. Temperaturstyring af ventilationsanlæg i el afdelingen\nAmmeraal Beltech Modular A/S Temperaturstyring af ventilationsanlæg i el afdelingen Tina Louise Skovbjerg Koustrup Afleveringsdato: 09 december 2016 Fredericia Maskinmesterskole Titelblad Titel Temperaturstyring