Energikartläggning av motorprovbox

Transkript

1 Energikartläggning av motorprovbox Volvo Powertrain, Skövde Jonas Schön Civilingenjörsprogrammet i energiteknik vid Umeå universitets tekniska högskola (löpnr som tilldelas)

2 Förord Detta examensarbete omfattar 20 poäng och är en obligatorisk del av civilingenjörsprogrammet i energiteknik vid Umeå Universitet Uppdragsgivare är avdelningen Anläggningar på Volvo Powertrain i Skövde Volvo Powertrain tillhandahöll handledare och allt annat som krävdes för att detta arbete skulle kunna utföras Jag vill tacka mina handledare Tomas Haakon på Volvo Powertrain och Robert Eklund institutionen för tillämpad fysik och elektronik vid Umeå Universitet Jag vill även tacka Kenth Olofsson på SWECO Theorells som bidragit med praktiska kunskaper och erfarenheter Dessutom vill jag tacka många andra personer som hjälp mig på olika sätt Skövde december 2005 Jonas Schön 1

3 Sammanfattning Motorprovsanläggningen på Volvo Powertrain i Skövde förbrukar ton diesel per år vilket motsvarar cirka MWh/år Av dessa MWh/år återvinns MWh/år Detta tyder på att det borde finnas stora möjligheter att återvinna mer energi än vad som görs i dagsläget En energibalans för provningen av motorerna har konstruerats Den visar hur stor andel av dessa MWh/år som gick ut i bromskylvattnet, rökgaserna, laddluftskylvattnet, värmeförlusterna till omgivningen samt motorkylvattnet har undersökts Förslag till hur energin kan återvinnas har presenterats Energibalanser har fastställts för tio stycken motorer I försöken nyttjades befintliga mätgivare och portabla flödesmätare Mätningarna gjordes under min per motor I Tabellen nedan ses energibalansen för provningen Bromskylvatten 40 % Motorkylvatten 21% Laddluftskylvatten 7 % Rökgaser 28 % Värmeförluster till omgivning 4 % Om en återvinningsanläggning som tar hand om energin i rökgaserna byggs, kommer en energibesparing på MWh/år göras och återbetalningstiden kommer att vara cirka 1,3 år Om återvinningsanläggningen för motorkylvatten byggs om, kommer energibesparingen vara cirka MWh/år och återbetalningstiden kommer vara cirka 1,1 år, dessa investeringar är helt oberoende av varandra 2

4 Abstract The department of engine verification, Volvo Powertrain in Skövde, consumes tons of diesel each year, which corresponds to MWh/year The existing recovery system recovers MWh/year out of these MWh/year This indicates that there is a possibility to improve the degree of recovery An energy balance for the testing of engines was also constructed An energy recovery system was constructed The energy balance is shown in the table below Brake losses to water 40 % Engine cooling water 21% coolingsystem for turbocharger 7 % Fluegases 28 % Heat losses to the surroundings 4 % An economizer could regain MWh/year from the fluegases, and the Pay-off time for such an investment is 1,3 years If the engine cooling system were to be rebuilt, then it is possible to furthermore recover MWh/year The pay off time for such an investment is 1,1 years 3

5 Innehållsförteckning Förord 1 Sammanfattning 2 Abstract 3 Innehållsförteckning 4 1 Inledning 6 11 Bakgrund 6 12 Syfte 6 13 Begränsningar 6 14 Förutsättningar Motorkylvatten Värmeförluster till omgivningen Rökgasförluster Bromskylvatten Laddluftkylvatten 7 2 Teori 8 21 Energibalans Motorkylvatten och laddluftskylvatten Broms Rökgasförluster Beräkning av rökgasflöde då mätning av koldioxidhalt är möjlig Beräkning av rökgasflöde då mätning av koldioxidhalt ej är möjlig Effekten som går ut i rökgaserna Värmeförluster till omgivningen Energin som går in i motorn Beräkning av UA-värde för värmeväxlare Beräkning av tryckfall i system Tryckfall i rörledningar Tryckfall över värmeväxlare Tryckfall över filter Dimensionering av avgaspanna Varaktighetsdiagram Varaktighetsdiagram för primärsystemet Varaktighetsdiagram för luftvärmare Utsläppsrätter 20 4

6 3 Metod Motorkylvatten Laddluftskylvatten Rökgaser Mätning av CO 2 -halt är möjlig Mätning av CO 2 -halt är ej möjlig Värmeförluster till omgivningen Energi in till motorn 28 4 Resultat 29 5 Åtgärds förslag Bromskylvattnet Rökgaser Motorkylvatten Laddluftskylvatten 46 6 Diskussion 48 7 Slutsats 49 8 Kontaktpersoner 50 9 Referenser Bilagor 52 Appendix 1 52 Appendix 2 53 Appendix 3 54 Appendix 4 55 Appendix 5 56 Appendix 6 60 Appendix 7 62 Appendix

7 1 Inledning 11 Bakgrund Volvo Powertrain i Skövde har som mål att år 2007 ska energiförbrukningen per producerad motor ha minskat till hälften jämfört med 2002 års nivå Idag har man kommit ungefär halvvägs Det jobbas kontinuerligt med att sänka energiförbrukningen för att komma ännu längre När motorerna provas förbrukas det ton diesel per år vilket motsvarar MWh En stor del av den här värmeenergin nyttjas inte på något sätt Det bör alltså finnas stora mängder energi att återvinna 12 Syfte Syftet med examensarbetet på Volvo Powertrain är att teckna energibalanser för motorerna, med hjälp av mätningar av flöden och temperaturer, samt att lämna förslag på hur systemet ska byggas om för att energin ska återvinnas 13 Begränsningar Arbetet begränsades till 12, 13 och 16 liters motorerna som finns i flera olika modeller Denna begränsning har gjorts för att de andra motorerna (7 och 9 liters motorer) kommer att tas ur produktion till semestern 2006 Begränsningen har också gjorts för att hålla antalet mätningar på en rimlig nivå Detta för att störa produktionen så lite som möjligt 14 Förutsättningar I Figur 1 åskådliggörs energiflödena i motortestboxen på ett schematiskt sätt Figur 1, Schematisk över energiflödena i en motortestbox 6

8 141 Motorkylvatten Motorkylvattnet skall minst hålla en temperatur på 55 C när det går in i motorn, detta för att motorns arbetstemperatur ska uppnås snabbt På så sätt kortas körtiderna i testboxen Idag återvinns det MWh/år värmeenergi från kylvattnet, men Volvo Powertrain anser att denna återvinning inte ger den mängd energi som den borde göra 142 Värmeförluster till omgivningen Det finns ett återvinningssystem på frånluften som tillför energi till tilluften Detta medför att dessa värmeförluster från motorn till omgivningen återvinns 143 Rökgasförluster Den energin som går ut i rökgaserna tar man inte vara på överhuvudtaget Eftersom rökgastemperaturen ligger på C är det högvärdig värmeenergi som skulle kunna växlas över till Volvo Powertrains primärnät 144 Bromskylvatten Här bromsas det mekaniska arbetet som motorn utför bort med hjälp av en vätskebroms, där rörelseenergin från motorn övergår till värmeenergi i vattnet som bromsar motorn Ingen återvinning sker 145 Laddluftskylvatten Här kyls luften till cirka 40 C innan den går in i motorn, det vill säga den temperaturökning man fick i turbon kyls bort Idag återvinns 11 MWh/år ur laddluftskylvattnet 7

9 2 Teori 21 Energibalans En energibalans för motorprovboxarna ska konstrueras I underrubrikerna kommer mer detaljerad information hur energimängderna i de olika systemen beräknas De olika systemen är motorkylvattnet, laddluftskylvatten, bromskylvatten, rökgaser, värmeförluster samt energi in till motorn 211 Motorkylvatten och laddluftskylvatten För att energin som går ut i form av motorkylvatten och laddluftskylvatten ska kunna beräknas behöver vätskeflödet till motorkylet och laddluftskylen mätas, detta görs med hjälp av Parametrics portabla Ultraljudsflödesmätare Fyra stycken temperaturer kommer också att mätas, två stycken tilloppstemperaturer samt två returtemperaturer Detta görs med hjälp av termoelement typ K Effekten Beräknas enligt formel (1) V ρ C Q = P ( T T ) Tillopp Re tur (1) Där Q Effekt [kw] V Volymsflöde [l/min] ρ Densitet [kg/m 3 ] C p Specifik värmekapacitet [kj/kg K] T Tillopp Tilloppstemperatur [ C] T Retur Returtemperatur [ C] Flödena och temperaturerna loggas var femte sekund och effekterna beräknas För att få fram en kurva antas effektförändringen, mellan två närliggande punkter, vara linjär Energin som tas upp av fluiden beräknas enlig formel (2) Q = t 0 ( ) Q t t (2) Där Q Energi [kwh] t Provtiden [h] Föra att beräkna integralen används trapetsmetoden 8

10 212 Broms Axeleffekten, som bromsas med en vätskebroms, beräknas med hjälp av vridmoment och varvtal på motorn enligt formel (3) Formeln kommer från [1] 2π n M P = (3) Där P Axeleffekt [kw] n Varvtal [varv/min] M Vridmoment [Nm] Varvtal och vridmoment loggas var femte sekund med hjälp av befintliga givare Effekter beräknas från loggade värden Energin som bromsas bort under ett prov beräknas enligt formel (4) Q axel = t 0 P ( t) t (4) Där Q axel Energi [kwh] t Provtiden [h] 213 Rökgasförluster Rökgasflödet beräknas på lite olika sätt beroende vilka parametrar som kan mätas 2131 Beräkning av rökgasflöde då mätning av koldioxidhalt är möjlig I detta fall mäts halten koldioxid (CO 2 ) i rökgaserna Koldioxidhalten fås i enheten vol % i torr rökgas Koldioxidhalten loggas var femte sekund Bränsleflödets mäts med en fast flödesmätare Dessa parametrar används för att fastställa rökgassammansättningen Rökgaserna består av koldioxid, vatten, syre och kvävet Mängden koldioxid beräknas med formel (5) mc mb n CO = (5) Där n CO2 Substansmängd CO 2 i rökgaser [mol/s] m c Mass % kol i bränslet [%] m Bränsleflöde [g/s] b 9

11 Substansmängden vatten i rökgaserna beräknas med hjälp av formel (6) mh mb n H = 2O (6) Där nh 2 O Substansmängd CO 2 i rökgaser [mol/s] m H Mass % väte i bränslet [%] Substansmängden torr rökgas beräknas enligt formel (7) n CO2 n rökgastorr, = (7) [ CO2 ] torr 100 Där n rökgas, torr Rökgasflöde (Torr) [mol/s] [ CO 2 ] torr Halt CO 2 i torr rökgas [%] Den teoretiska mängden syrgas som behövs för att man ska få en fullständig förbränning beräknas enligt formel (8) nh 2O n O2, Teoretisk = nco + (8) 2 2 Där n O, Teoretisk 2 Teoretisk mängd syre [mol/s] Den teoretiska mängden kväve beräknas med formel (9) 79 = (9) 21 n N teoretisk n 2, O2, Teoretisk Där n N, Teoretisk 2 Teoretisk mängd kväve [mol/s] Luftfaktorn beräknas med formel (10) n rökgas, torr n n O, Teoretisk 2 CO n N n 2 O, Teoretisk 2 2 λ = (10) + +, teoretisk Där λ Luftfaktor [mol/mol] 10

12 Molflödet för rökgaserna beräknas enligt formel (11) n Rökgas n Rökgastorr, + nh 2O = (11) Där ṅ Rökgas Rökgasflöde [mol/s] Volymsflödet beräknas med hjälp av den allmänna gaslagen [2] se formel (12) Eftersom flödet önskas ha enheten normalkubikmeter sätts trycket till 101,325 kpa och temperaturen till 0 C PV V Rökgas Rökgas = = n Rökgas n Rökgas R T 8, (12) Där V Rökgas Rökgasflöde [m 3 n ] 2132 Beräkning av rökgasflöde då mätning av koldioxidhalt ej är möjlig Rökgasflödet beräknas med hjälp av en massbalans enligt formel (13) g = mbränsle+ mluft (13) Där g Rökgasflöde [kg/s] ṁ bränsle Bränsleflöde [kg/s] ṁ luft Förbränningsluftflöde [kg/s] Bränsleflödet och förbränningsluftflödet loggas var femte sekund, med hjälp av befintliga givare 2133 Effekten som går ut i rökgaserna För att kunna beräkna energin som går ut i rökgaserna behövs den specifika värmekapaciviteten (C p ) för rökgaserna Den erhålls med hjälp av tabellen i Appendix 1 De nh 2O indata som behövs är, rökgastemperaturen och halten CO 2 i rökgaserna Ett medelvärde n CO 2 för dessa parametrar används, vilket medför att ett medelvärde erhålls ur tabellen i Appendix 1 11

13 Effekten som går ut med rökgaserna beräknas med hjälp av formel (14) Q ( t) C ( T ( ) 25) = V Rökgas t Rökgas P Rökgas (14) Där Q Rökgas Energi [kwh] T Rökgas Rökgastemperatur [ C] C p Specifik värmekapacitet [kj/m 3 n K] Rökgastemperaturen loggas var femte sekund med en befintlig givare 214 Värmeförluster till omgivningen Yttemperatur mäts på motorblocket med hjälp av en anläggningsgivare Effekter beräknas med hjälp av formel (15) Q vf ( T T ) h A yta omg = (15) 1000 Där Q vf Effekt [kw] h Värmeövergångs koefficient [W/m 2 K] A Ytarea [m 2 ] T yta Yttemperaturen på motorn [ C] T omg Omgivningstemperatur [ C] Energin som går via konvektion från motorn till omgivningen beräknas med formeln (16) Q vf = Q t (16) vf Där Q vf Energi [kwh] t Provtiden [h] 12

14 Den energi som går åt för att värma upp materialet i motorn beräknas med formel (17) Q lagring m + olja m = c motor p, olja c ( T T ) 3600 p, järn olja ( T T ) m c ( T T ) 3600 olja, b motor motorb, + kylvatten p, vatten 3600 kylvatten kylvattenb, Där Q lagring Värmeenergin som lagras i motorn [kwh] m motor Motorns massa [kg] c p,i Specifik värmekapacitet för respektive material [kj/kg K] T motor Motorns temperatur [ C] T motor,b Motorns temperatur innan provet inleds [ C] m kylvatten Motorkylvattnets massa [kg] T kylvatten Motorkylvattnets temperatur [ C] T kylvatten,b Motorkylvattnets temperatur innan provet inleds [ C] m olja Motoroljans massa [kg] T olja Motoroljans temperatur [ C] T olja,b Motoroljans temperatur innan provet inleds [ C] Den totala energin som går till förluster till omgivningen beräknas alltså enligt formel (18) Q + vf, tot = Qvf Qlagring (18) (17) Där Q vf,tot Energimängden som går som omgivningen [kwh] 215 Energin som går in i motorn Energin som går in i motorn beräknas med hjälp av värmevärdet som är 11,99 kwh/kg [KP1] Med formel 19 beräknas energin som kommer in till motorn Q m H = m 11,99 (19) in = bränsle diesel bränsle Där m bränsle bränslets massa [kg] H diesel Värmevärde för diesel [kwh/kg] Q in Energin som går in i motorn [kwh] 13

15 22 Beräkning av UA-värde för värmeväxlare För en motströmsvärmeväxlare, se Figur 2, har NTU-metoden använts för dimensionering NTU, Number of heattranfer units, är ett dimensionslöst tal som används för att beräkna det dimensionerande UA- värdet för värmeväxlaren Under följer en beskrivning på hur NTUmetoden används Alla formler är hämtade ur [3] Figur 2, Schematisk bild på en motströmsvärmeväxlare De termiska massflödena beräknas med hjälp av formel (20) C C C varm kall min = m = m var m kall = min c c p, kall ( C, C ) var m p,varm = T = T kall kall, in var m, in Q T Q T kall, ut var m, ut (20) Där C i Termiskt massflöde varm/kall sida [kw/k] c p,i Specifik värmekapacitet för varm/kall sida [kj/kg K] ṁ i Massflöde för varm/kall sida [kg/s] Q Den överförda effekten [kw] T varm,in Inloppstemperatur på det varma flödet [ C] T varm,ut Utloppstemperatur på det varma flödet [ C] T kall,in Inloppstemperatur på det kalla flödet [ C] T kall,ut Utloppstemperatur på det kalla flödet [ C] 14

16 Den termiska verkningsgraden för en värmeväxlare beräknas enligt formel (21) Verkligt v ärmeutbyte C ( Tvarm, in Tvar m, ut ) ( T T ) ( Tkall, in Tkall, ut ) ( T T ) var m kasll η vvx = = = (21) Maximalt v ärmeutbyte Cmin varm, in kall, in Cmin varm, in kall, in C Där η vvx termisk verkningsgrad [-] NTU, Numbers of heattransfer units, beräknas med hjälp av formel (22) NTU C 1 ηvvx C ln 1 ηvvx = Cmin 1 C max min max (22) Där NTU number of heattransfer units [-] Värmeväxlaren UA värde beräknas enligt formel (23) UA = C min NTU (23) Där U Värmeväxlarens värmeövergångstal [kw/m 2 K] A Värmeöverföringsyta [m 2 ] U-värdet för en värmeväxlare förändras med flödet enligt formel (24) [4] U = 2 U 0 m& 1 m& 10 m& m& ,7 0,7 m m 2 20 m + m ,7 0,7 (24) Där U 0 U-värdet i det dimensionerande fallet [kw/m 2 K] m& 1 Massflödet genom värmeväxlaren primärsida [kg/s] m& 10 Massflödet i det dimensionerande fallet på primärsidan [kg/s] m& 2 Massflödet genom värmeväxlaren primärsida [kg/s] m& 20 Massflödet i det dimensionerande fallet på sekundärsidan [kg/s] 15

17 23 Beräkning av tryckfall i system Det totala dynamiska tryckfallet i systemet erhålls om man adderar tryckfallet i rörledningar och tryckfallet över komponenter se formel (25) p = p + p + p (25) dyn rör VVX filter Där pdyn Dynamiska tryckfallet [Pa] p rör Tryckfall i rör [Pa] p VVX Tryckfall över värmeväxlare [Pa] p filter Tryckfall över filter [Pa] Systemkurva erhålls med hjälp av formel (26) p = p + p (26) sys stat dyn Där psys Totala tryckfallet i systemet [Pa] p stat Det statiska tryckfallet [Pa] 231 Tryckfall i rörledningar Nedan följer tillvägagångssättet för att göra en tryckfallsberäkning för rörledningar Alla formlerna som används för att beräkna tryckfall i rörledningar är hämtade ur [5] Flödeshastigheten beräknas med hjälp av formel (27) V v = (27) A 1000 Där v Flödeshastigheten [m/s] V Volymsflödet [l/s] A Tvärsnittsarean [m2] Reynoldstal beräknas enligt formel (28) v D Re = (28) µ Där Re Reynoldstal [-] D Rörets diameter [m] µ Dynamsik viskositet [m 2 /s] 16

18 Rörkoefficienten erhålls ur diagram ur Appendix 2 som kommer från [6] Förlustkoefficienter för engångsförluster erhålls ur Tabell i Appendix 3 Tryck fallet i röret beräknas med hjälp av formel (29) λ L v p rör = + ξ ρ D 2 2 (29) Där λ Rörkoefficienten [-] L Rörlängden [m] ξ Förlustkeoff för engångsförl [-] ρ Densitet [kg/m 3 ] 232 Tryckfall över värmeväxlare Eftersom tryckfallet är direktproportionellt mot flödet i kvadrat [3] kan tryckfallet vid ett visst flöde beräknas enligt formel (30) 2 V pvvx = p vvx,dim V (30) dim Där V dim Dimensionerandeflödet [l/s] p vvx,dim Tryckfall vid dimflöde [Pa] 233 Tryckfall över filter Det rör sig om ett backspolningsfilter som rengörs vid ett tryckfall på 35 kpa Detta tryckfall är det som blir det dimensionerande 234 Dimensionering av avgaspanna Det finns två stycken avgasfläktar, varje fläkt transporterar avgaser från tio stycken provboxar Provtiden för en motor är cirka 20 minuter Att rigga en motor i boxen tar cirka 10 minuter Detta medför att två tredjedelar av alla boxar går samtidigt, det vill säga att en avgaspanna ska dimensioneras för ett rökgasflöde från 7 motorer Man kan även dimensionera avgaspannan för ett rökgasflöde från alla boxarna Det som blir avgörande i det här fallet är prisskillnaden mellan alternativen 17

19 Eftersom flödena från de olika boxarna blandas dimensioneras ingångstemperaturen till avgaspannan efter medeltemperaturen under en provcykel Det man får tänka på när utgångstemperatur väljs är att kondens i avgaspannan bör undvikas Kondensringstemperaturen beror på koncentrationen av vatten i rökgaserna Kondenseringstemperaturen erhålls ur Tabell i Appendix 4 Partialtrycket för vattnet i rökgaserna beräknas med hjälp av formel (31) n = (31) ntot H 2O, tot p H O ptot 2 Där p 2 Partialtrycket för vatten [kpa] H O p tot Totaltrycket [kpa] n H 2 O, tot Mängden vatten i rökgaserna [mol/s] n Totala mängden rökgaser [mol/s] tot Mängden vatten i rökgaserna beräknas enlig formel (32) n H O, tot n H O+ n 2 2 H 2O, luft = (32) Där n 2 Mängden vatten som kommer från förbränningen [mol/s] H O n H O, luft 2 Mängden vatten som kommer med luften [mol/s] n 2 beräknas med hjälp av formel (6) Mängden vatten som kan komma in vi luften beror på H O lufttemperaturen Eftersom tilloppstemperaturen till motorerna hålls konstant på 25 C, erhålls den största vattenmängden vid 100 % relativ fuktighet vid 25 C Ur tabellen i Appendix 4 erhålls partialtrycket för vatten 3,169 kpa Mängden vatten som kommer in via luften beräknas enligt formel (33) 3,169 m luft 1000 n H 2O, luft = (33) 101,325 28,97 Där ṁ luft Luftflöde in till motorn [kg/s] Det totala rökgasflödet beräknas med hjälp av formel (34) Där n tot n rökgas+ nh O, luft = (34) ṅ rökgas beräknas med hjälp av formel (11) 2 18

20 24 Varaktighetsdiagram När det skall utredas hur mycket man har avsättning för i ett system används varaktighetsdiagram 241 Varaktighetsdiagram för primärsystemet När varaktighetsdiagrammet för primärnätet konstrueras används förbrukningsstatistik för olja och gasol 242 Varaktighetsdiagram för luftvärmare I luftvärmarna värms tilluften till 16 C, detta medför att effekten som kan avges beräknas med hjälp formel (35) p ( 16 T ) = V 1,2 1 ( T ) Q = V ρ c 16 (35) innan innan Där V Volymsflödet [m 3 /s] ρ Densitet för luft [kg/s] c p Specifik värmekapacitet för luft [kj/kg K] T innan Temperaturen innan värmebatteriet [ C] Temperaturen innan värmebatteriet är utetemperaturen om inte det finns någon återvinningsanläggning Om det finns en återvinningsanläggning beräknas T innan med hjälp av formel (36) innan temp ( Tinne Tute) + Tute = Tinnan = ηtemp ( Tute) Tute T = η 21 + (36) Där η temp Temperaturverkningsgraden för återvinningen [-] T Temperaturen inne [ C] inne T Temperaturen ute [ C] ute 19

21 25 Utsläppsrätter I denna studie antas det att oljeeldningen minskar med lika mycket som återvinningsanläggningarna väntas återvinna Med formel (37) beräknas hur mycket olja som inte kommer att förbrännas på grund av återvinningsanläggningen Pannverkningsgraden antas vara 90 % och värmevärde och densitet för oljan erhölls av [KP1] V olja = H η Q ρ panna olja Q = 11,72 0,9 883 (37) Där η panna pannverkningsgraden [-] H Värmevärde [kwh/kg] ρ olja Densitet [kg/m 3 ] V olja Volymen olja [m 3 ] Enligt Naturvårdsverket [7] beräknas Mängden koldioxid per m 3 olja med hjälp av formel (38) m V 0, ,2 (38) CO = 2 olja Där m CO Massa koldioxid [ton] 2 Volvo Powertrain har precis köpt utsläppsrätter för 215 k/ton CO 2 Detta är det pris som kommer att användas i studien 20

22 3 Metod För att teckna energibalansen gjordes de mätningar som presenteras i det här stycket På motorkylvattensystemet mättes vattenflödet in till motorn och temperaturen på kylvattnet innan och efter motorn Mätstrategin för laddluftskylvattnet var den samma som för motorkylvattnet Moment och varvtal mättes för att energin som bromsas bort under en provcykel skulle kunna fastställas Rökgastemperaturen och koncentrationen av koldioxid mättes i rökgaserna bränsleflödet och luftflödet till motorn mättes också, dessa mätningar medför att energin som går ut i rökgaserna kan beräknas Temperaturen på motorblocket mättes för att värmeförlusterna till omgivningen skulle kunna fastställas Alla mätvärden loggades var femte sekund under en hel provcykel En provcykel är allt mellan 15 och 40 minuter beroende på motortyp Mätningar gjordes för tio stycken olika motorer Mätningarna gjordes på lastvagnsdieslar eftersom de står för den i särklass största produktionsvolymen Tyvärr fanns det ingen möjlighet att upprepa försöken för några motorer, på grund av att produktion skulle störas så lite som möjligt Flödesmätningarna på motorkylvattnet och laddluftskylvattnet gjordes med hjälp av Parametrics portabla Ultraljudsflödesmätare, som har en osäkerhet på 2 % Ultraljudflödesmätaren placeras utvändigt på röret och mäter flödeshastigheten med hjälp av ultraljud De motorbeteckningar som används fungerar på så vis att på de tre första platserna anges vilken typ av motor det är På fjärde platsen anges vilken upplaga det är och de resterande siffrorna anger den maximala effekten i hästkrafter För att exemplifiera används motorbeteckningen D12D460 som är en D12 motor, upplaga D, med en maxeffekt på 460 hk 31 Motorkylvatten Motorkylvattnets flöde mäts på tilloppsröret till motorn Mätinstrumentet placerades på en rörraksträcka där avståndet till någon böj var 10 rördiametrar uppströms mätaren och 10 rördiametrar nedströms mätaren Röret rengörs så att mätklamparna får bra kontakt med röret Temperaturen mäts med hjälp av termoelement typ K Dessa givare finns redan i anläggningen Både temperaturerna och flödet loggas var femte sekund under mätningen För motortypen D12D460 beräknas effekten som går över i motorkylvattnet under första mätvärdesloggningen (se första raden i tabellen för D12D460 i Appendix 5) Beräkningen görs med hjälp av formel 1, densiteten sätts till 977,5 kg/m 3 och specifika värmekapaciteten sätts till 4,18 kj/kg K, nedan ses uträkningen av effekten Q = V ρ C P ( T ) Tillopp TRe tur 8,4 977,5 4, 18 ( 81,7 50,4) = kw 21

23 På samma sätt beräknas effekterna för de andra raderna i tabellen och grafen som ses i Figur 3 kan konstrueras Figur 3, visar effekten som tas upp av motorkylvattnet som funktion av tiden Arean under grafen i Figur 3 är den energi som gick ut i motorkylvattnet under provet av motorn Arean under grafen är 32,8 kwh På samma sätt beräknas energin som tas upp av motorkylvattnet på de andra motortyperna 32 Laddluftskylvatten Laddluftskylvattnets flöde mäts på returen från laddluftskylet Mätaren placeras där det finns en raksträcka som är tjugo rördiametrar lång Flödesmätaren placeras i mitten på raksträckan, det är viktig att röret rengörs innan klamparna fästs på röret Tillopps- och returtemperaturen på vattnet mäts med hjälp av termoelement av typ K, dessa finns redan i anläggningen Den effekt som tas upp av laddluftskylvattnet under första mätvärdesloggningen beräknas med hjälp av formel 1 Mätvärdena hämtas ur första raden ur tabellen för D12D460 i Appendix 5 Densiteten sätts till 994 kg/m 3 och specifika värmekapaciteten sätts till 4,18 kj/kg K, nedan ses beräkningen V ρ C Q = P ( T ) Tillopp TRetur 73, ,18 ( 25,7 25,6) = ,51kW 22

24 Likadant görs för alla tidsperioder under provet När det har gjorts kan grafen i Figur 4 konstrueras Figur 4, visar effekten som tas upp av laddluftskylvattnet som funktion av tiden Arean under grafen i Figur 4 är energin som tas upp av laddluftskylvattnet under ett prov av motorn Energin som tas upp av motorn är 10,6 kwh När energin som tas upp laddluftskylvattnet ska beräknas för de andra motorerna gör detta på samma sätt 33 Broms För mätning av moment och varvtal används befintliga givare Effekten som bromsas bort under första tidsperioden för D12D460 beräknas med hjälp av Formel 3 och med hjälp av mätvärden (se första raden i tabellen för D12D460 i Appendix 5) Nedan kan beräkningen ses 2π n M P = = 2π ,2 kw

25 Om samma beräkningar görs för alla tidsperioder kan grafen i Figur 5 konstrueras Figur 5, visar effekten som bromsas bort som funktion av tiden Arean under grafen i Figur 5 är den energi som bromsas bort, nämligen 62,4 kwh När Energimängderna i bromskylvattnet ska beräknas för de andra motorerna görs detta på samma sätt 34 Rökgaser För mätning av Luftflöde och bränsleflöde till motorn används befintliga flödesmätare Temperaturen mäts med ett befintligt termoelement som sitter i avgasutsuget efter turbon på motorn CO 2 -halten mäts med hjälp av motorprovningens emissionsskåp Enligt [KP1] består bränslet av 86,65 % massa kol och 13,35 % massa väte I alla fall utom tre kommer det finnas möjligheter att mäta CO 2 -halten i rökgaserna 341 Mätning av CO 2 -halt är möjlig Beräkningsvägen kommer att demonstreras med hjälp av motorn D16C550 och första mätvärdesraden i loggningen Om inte annat anges hämtas data från Appendix 5 Med hjälp av formel 5 beräknas mängden koldioxid i rökgaserna, nedan ses beräkningen n mc mb 86,65 0,46 = = CO 2 0,033mol/s 24

26 Nedan kan beräknas substansmängden vatten i rökgaserna med hjälp av formel 6 n H2O mh m 13,35 0,46 = 0,031mol/s = b Nedan ses beräkningen av mängden torr rökgas som görs med hjälp av formel 7 n rökgastorr, = n CO 2 [ CO ] torr = 0,03 0, ,34 mol/s Rökgasflödet beräknas med hjälp av formel 11 Rökgas = n Rökgastorr, + nh O n 2 = 1,67 + 0,03 = 4,37 mol/s Volymsflödet beräknas med hjälp av formel 12 n 8, ,37 8, V = Rökgas Rökgas = 0,098 m 3 n /s Samma bräkningar görs för alla rader i loggfilen I Tabell 1 kan data för rökgaserna ses Alla data i Tabell 1 är medelvärden för hela provcykeln Tabell 1, visar data för rökgaserna Rökgas temperatur 395 C n H2O / n CO2 0,92 n CO2 1,06 mol/s Med hjälp av data i Tabell 1 och Appendix 1 erhålls den specifika värmekapaciteten för rökgaserna till 1,43 kj/m n 3 K För första raden i loggningen beräknas effekten som finns i rökgaserna med hjälp av formel 14 Rökgas Q ( t) C ( T ( ) 25) = 0,098 1,43 ( 128,7 25) 14, 5 = V Rökgas t P Rökgas kw 25

27 Om samma beräkning görs för alla rader kan grafen i Figur 6 erhållas Figur 6, Ett effektdiagram för rökgaserna Arean under grafen i Figur 6 är den energi som går ut via rökgaserna Energin som går ut via rökgaserna är 121,6 kwh 342 Mätning av CO 2 -halt är ej möjlig Beräkningarna görs för motorn D16C610 och den första raden i datatabellen i Appendix 5 om inte annat anges För att beräkna rökgasflödet används formel 13 g = m bränsle+ mluft 0,44 = + 0,08 = 0,08 kg/s 1000 Eftersom det inte var möjligt att mäta koldioxidhalten i rökgaserna kan inte den specifika värmekapaciteten läsas ut ur diagrammet Istället används samma specifika värmekapacitet som för D16C550, som är en liknande motor Men eftersom den specifika värmekapaciteten för D16C550 har enheten kj/m n 3 K måste rökgasflödet räknas om till ett volymsflöde Detta görs med hjälp av densiteten för rökgaserna som fås från mätvärden, på grund av att både massflödet och volymsflödet finns i datatabellen Medeldensiteten blir 115 kg/m n 3 Effekten som finns i rökgaserna beräknas mede hjälp av formel 14 Rökgas Q 0,08 ( t) C ( T ( ) 25) = 1,43 ( ) 8, 4 = V Rökgas t P Rökgas 115 kw 26

28 Om samma beräkningar görs för alla mätvärden erhålls grafen i Figur 7 Arean under grafen är den energi som finns i rökgaserna under en provcykel Arean under grafen är 134,6 kwh 35 Värmeförluster till omgivningen Yttemperaturen på motorn mäts med hjälp av en anläggningsgivare som hålls emot motorblocket efter provet är utfört Vattentemperaturen och oljetemperaturen mäts med befintliga givare I Tabell 2 visas temperaturer som används för att beräkna värmeförlusterna som av går via konvektion Tabell 2, visar data som behövs för värmeförlustberäkningarna Motortyp A T yta T omg m motor T motor T motor,b m kylvatten T kylvatten T kylvatten,b m olja T olja T olja,b [m 2 ] [ C] [ C] [kg] [ C] [ C] [kg] [ C] [ C] [kg] [ C] [ C D12D420 3, D12D460 3, Figur 7, Effektdiagram för rökgaserna D13A400 3, D13A440 3, D13A480 3, D13A520 3, D16C D16C

29 För att beräkna värmeförlusterna används data ur Tabell 2 och Formlerna 15, 16 och 17 De specifika värmekapaciviteter som används ses i Tabell 3 Resultatet från beräkningarna ses i Tabell 4 Tabell 3, specifik värmekapacivitet Ämne C p [kj/kg K] Järn 0,45 Vatten 4,18 Olja 2,1 Tabell 4, visar värme förlusterna till omgivningen Motortyp Q vf,tot [kwh] D12D420 5,95 D12D460 6,39 D13A400 5,80 D13A440 5,93 D13A480 4,56 D13A520 6,21 D16C550 7,70 D16C610 7,69 36 Energi in till motorn Energin som går in till motorn beräknas med hjälp av formel 19 Den totala bränslemängden som förbrukas under en provcykel för D12D460 erhålls om kolumnen Flw Fuel (Appendix 5) summeras och summan multipliceras med fem, eftersom varje tidssteg är fem sekunder Produkten måste divideras med tusen för att få enheten kg Q in = mbränsle H diesel = mbränsle 11,99 = 11,99 155,8 kwh

30 4 Resultat Mätningar gjordes på 10 st olika motorer I avsnitt 3 beskrivs tillvägagångssättet för de beräkningar vars resultat visas i Tabell 5 nedan I Tabell 5 ses energimängderna som går ut i de olika systemen för olika motorer Tabell 5, visar energibalanser för olika motorer under en produktionscykel Motor Produktionsantal [st/år] Motorkylvatten [kwh] Laddluftkylvatten [kwh] Bromskylvatten [kwh] Rökgaser [kwh] Värme - förluster [kwh] Energi in [kwh] Övrigt [kwh] D13A ,49 8,67 50,22 36,92 5,95 123,75 5,50 D13A ,51 10,07 51,48 34,85 6,39 124,95 3,66 D13A ,8 10,20 57,27 39,27 5,80 140,42 6,08 D13A ,84 10,44 59,94 42,23 5,93 157,54 6,16 D12D ,04 8,82 57,99 40,53 4,56 144,51 0,58 D12D ,75 10,60 62,43 43,45 6,21 155,8 0,35 D16C ,29 37,04 147,97 121,60 7,70 390,54 9,93 D16C ,94 35,51 163,07 134,55 7,69 421,19 14,42 I Tabell 6 ses andelen motorkylvatten, det vill säga kvoten mellan motorkylvatten och energi in Tabell 6, visar andelen motorkyl vatten för olika motorer Motortyp Andel motorkylvatten [%] Andelen övrigt [%] D13A ,4 D13A ,9 D13A ,3 D13A ,9 D12D ,4 D12D ,2 D16C ,5 D12C ,4 Motorkylvattnets flöde var besvärligt att mäta i de fall där det var mycket partiklar i vattnet Det var mycket partiklar i motorkylvattnet när mätningarna på 13 och 16 liters motorerna gjordes, vilket medförde stora mätfel, detta kan förklara de avvikelser som uppmärksammats Eftersom de andra mätningarna fungerade bra, läggs de energimängder som ej kan placeras ut (övrigt) på motorkylvattnet Efter korrigeringen står motorkylvattnet för cirka 20 % av den energi som går in i motorn Rimlighetsbedömning har gjorts och stämts av med Jan-Olof Copp [KP2] Energimängderna viktas med antalet producerade motorer Detta gjordes för att de motorer som produceras i större mängder ska få större inverkan på resultatet I Figur 8 kan man se hur energibalansen ser ut 29

31 Energibalans 28% 4% 40% 7% 21% Laddluft [MWh/år] Motorkylv [MWh/år] Broms [MWh/år] Rökgaser [MWh/år] Värmeförluster [MWh/år] Figur 8, energibalansen för motorprovet på Volvo Powertrain Skövde 2005 förbrändes ton diesel i motorprovet med ett värmevärde på 11,99 kwh/kg, vilket motsvarar MWh/år I Tabell 7 ser man energimängderna i de olika posterna Tabell 7, visar energimängderna i de olika systemen System Motorkylvatten Laddluftkylvatten Bromskylvatten Rökgaser Värmeförluster 832 Energimängd [MWh/år] 30

32 5 Åtgärds förslag Med hjälp av Figur 8 konstateras att de områden som man bör koncentrera sig på är bromskylvattnet, motorkylvattnet samt energin som finns i rökgaserna Eftersom det redan finns ett återvinningssystem på laddluftkylvattent, kan lite tid läggas på att optimera driften av detta systemen 51 Bromskylvattnet Det är viktigt att veta vilken temperatur som bromskylvattnet har när det lämnar bromsen, för att man ska kunna hitta ett bra avsättningsområde för energin Därför gjordes en temperatur mätning av bromskylvattnet I Figur 9 ser man resultatet av mätningen Figur 9, Utloppstemperatur på bromskylvattnet ut ur en provbox I Figur 9 kan man se att utloppstemperaturen på bromskylvattnet är cirka 35 C Det finns inte något system som har en returtemperatur som är tillräckligt låg för att energi ska kunna växlas över från bromskylvattnet med hjälp av en värmeväxlare Ett alternativ skulle kunna vara att man bygger ett system som tar energi från motorkylvattnet och förvärmer tilluften i F- fabriken Men eftersom det finns många tilluftsaggregat så blir kostnaderna höga för ett sådant system Ytterligare ett alternativ är att en värmepump används för att höja temperaturen, då skulle man kunna växla in energin från bromskylvattnet i på VS-returen 31

33 Ett annat alternativ skulle kunna vara att man sätter in en generatorbroms i varje provbox Men detta medför en mycket stor investeringskostnad, eftersom en generatorbroms kostar 3,5 miljoner kronor [KP 3] Med 20 stycken boxar blir det en kostnad på 70 miljoner kronor Med en besparing på MWh/år och ett elpris på 350 kr/mwh blir besparingen 2,91 miljoner kronor, vilket medför att avbetalningstiden blir 24 år 52 Rökgaser På grund av att rökgastemperaturen efter rökgaskylaren kommer vara cirka 95 C, och inte 25 C som energibalansberäkningarna baseras på, kommer inte MWh/år att kunna återvinnas Energin är proportionell mot rökgastemperaturen, detta medför att kvoten nedan korrigerar för detta T T rökgasin, medel rökgasin, medel = 0, Det är önskvärt att energin från rökgasernas överförs till primärnätet för att man då har ett större avsättningsområde För att reda ut hur mycket energi man har avsättning för måste ett varaktighetsdiagram konstrueras När varaktighetsdiagrammet konstrueras används olja- och gasolförbrukningen, för Volvo Powertrain, på veckobasis för 2005 Med hjälp av värmevärden för olja och gasol beräknas den energimängd som konsumerats under veckan Eftersom motorprovet bara går två-skift, kan man inte återvinna energi under natten Därför måste den energi som produceras under nätterna plockas bort Mängden energi som konsumeras under nätterna är okänd och måste uppskattas I samråd med Tomas Haakon, Volvo Powertrain, uppskattas konsumtionen till 5 MW under natten och helgen vilket ger 5 88 = 440 MWh För att få den energi som produceras under dagen subtraheras 440 MWh från den energin som producerats under veckan Energin som producerats under dagen divideras med 80 timmar En economizer på 1,2 MW kommer att installeras i gjuteriet under nästa år därför subtraheras 1,2 MW från medeleffekten I Appendix 6 finns en Tabell med veckoeffekterna Medeleffekten från ,79 rökgaskylaren beräknas blir 1, 25 MW

34 I Figur 10 ses ett varaktighetsdiagram för Volvos primärnät Figur 10, Varaktighetsdiagram för Volvos primärnät Kvoten mellan den markerade ytan och ytan under den streckade linjen (i Figur 10) anger hur stor del av energin som går ut i rökgaserna som man har avsättning för Denna kvot blir i det 48,62 här fallet 0, 83 1,25 47 Den energi som kan sparas blir alltså Energirökgaser 0,83 0,79 = ,83 0, MWh De uppgifter som tillverkarna efterfrågar när en avgaspanna ska köpas är rökgasflöde och inloppstemperatur Rökgastemperaturen erhölls då mätningarna för energibalansen gjordes och rökgasflödet beräknades (med formel 12 och 13) med samma mätvärden Dimensioneringen görs utifrån maximala flöden under provcykeln samt att två tredjedelar av alla boxar är i drift I Tabell 8 kan ses vilka boxar som de olika motorena körs i 33

35 Tabell 8, visar vilka motorer som provas i de olika proboxarna Provbox Motortyp B1 D13 B3 D13 B5 D12 B6 D12 B7 D12 B8 D12 H1 D16 H2 D12 H3 D16 H4 D12 C1 D13 C2 D13 C3 D13 C4 D13 C5 D13 C7 D13 D1 D13 D3 D13 D5 D16 D7 D13 Med hjälp av Tabell 8 och mätvärden (se Appendix 5) placeras maximala flöden för de olika boxarna resultatet se i Tabell 9 och 10 Tabell 9, visar dimensionerande data för rökgaskylare i rökgaskanalen för B- och H-boxarna Rökgasflöde [mn3/s] Rökgasflöde [kg/s] Rökgas temp [medel] Max temp B 5,7 0,9 1, B 1,3 1,0 1, B 6,8 0,9 1, H 2,4 0,9 1, H 1,3 1,2 1, tot 4,8 5,4 Dim 3,5 3, Tabell 10, visar dimensionerade data för rökgaskylare i rökgaskanalen för C- och D-boxarna Rökgasflöde [mn3/s] Rökgasflöde [kg/s] Rökgas temp Max temp C 1,3 1,0 1, C 2,4 1,0 1, C 5,7 1,0 1, D 1,3 1,0 1, D 5 0,6 0, D 7 0,5 0, tot 4,9 5,4 Dim 2,3 2,

36 Om värmeöverföringen i rökgaskylaren dimensioneras utifrån medeltemperaturer eller maximala temperaturer blir en kostnadsfråga Men den måste klara den maximala temperaturen utan att förstöras Utgångstemperaturen ur rökgaskylaren dimensioneras på så sätt att kondens undviks För att göra dimensioneringen görs beräkningarna på data från en motor som produceras i stora mängder, nämligen en D12D460 Med hjälp av data ur Appendix 5 och formel 31, 32, 33 och 34 erhålls partialtryck för vatten i rökgaserna under hela cykeln Det maximala partialtrycket 24 kpa ger en kondenseringstemperatur på 64 C Prisfrågan blir också en viktig parameter vid val av utgångstemperatur, eftersom priset stiger kraftigt då temperaturen understiger 95 C [KP 4], väljs temperaturen 95 C Detta medför också att man har en god marginal till kondenseringstemperaturen Ett värmepris på 470 kr/mwh medför en besparing på = kr/år Detta skulle medföra att förbränningen av olja skulle minska med 3817 MWh Med hjälp av formel 37 beräknas besparingen av olja till 410 m 3 /år Antalet utsläppsrätter beräknas med hjälp av ovanstående uppgift och formel 38 erhålls resultatet ton CO 2 Ett pris på 215 kr/ton CO 2 ger besparingen kr/år I Tabell 11 ses investeringskostnader och besparingar samt avbetalningstiden Tabell 11, investeringskostnader och avbetalningstid Rör 200 m kr Pumpar 2 st kr VVX 1 st kr Avgaspannor 2 st kr Kanaler kr Styr kr El kr Summa Ospec PKB Armatur Styr vent Avs kärl inkl ledningar Summa investering Besparing Energi kr/år Besparing utsläppsrätter kr/år Summa besparing Pay-off tid År 1,29 Prisuppgifterna har erhållits från Kenth Olofsson [KP5] Prisuppgiften på rökgaskylarna erhölls av [KP4] 35

37 53 Motorkylvatten Det finns en återvinningsanläggning på motorkylvattnet som återvinner MWh/år I Tabell 5 kan man se att MWh går ut i motorkylvattnet Allt detta har man inte avsättning för, därför måste ett varaktighetsdiagram användas Medeleffekten för energin motorkylvattnet är Q medel = = = 1200kW Varaktighetsdiagrammet kommer drifttid 3680 från Kenth Olofsson [KP5] Återvinningen från motorkylvattnet har ritats in återvinningen på motorkylvattnet se Figur 11 Figur 11, varaktighetsdiagram för motorkylvattnet Den markerade arean är den energi man har avsättning för det vill säga MWh/år 36

38 I Figur 12 kan en styr och övervakningsbild på motorkylvattensystemet ses Figur 12, Styr och övervakningsbild på motorkylvattenkretsen där S är ÅV-systemet och S är kyltornskretsen Eftersom SV6A (se Figur 12) är öppen kyls energi bort i kyltornen samtidigt som återvinningssystemet inte går för fullt I Figur 13 ser man hur styr- och övervakningsbilden för återvinningssystemet ser ut, vid samma tidpunkt som i Figur 12 Figur 13, styr och övervakningsbild på ÅV-systemet för motorkylvatten I återvinningssystemet är det pumpen som styr hur mycket energi som återvinns Pumpen styrs på att temperaturen till motorerna ska vara 55 C 37

39 Om Temperaturerna MT1 och MT8 (Figur 12) jämförs, konstateras att MT8 är lägre än MT1, vilket tyder på att någon av givarna visar fel Eftersom energi växlas från motorkylvattensystemet till kyltornskretsen, borde MT1 vara lägre än MT8 Både MT1 och MT8 är styrande parametrar vilket medför att kyltornskretsen går trots att inte återvinningen går för fullt Systemet som finns idag ses i Figur 14 Figur 14, Principskiss på nuvarande motorkylvattensystem Ytterligare ett problem med den anläggning som finns idag är att man blandar kalla och varma flöden Systemet fungerar på så sätt att pumparna pumpar upp ett flöde som är stort nog för att förse alla motorer med kylvatten vid maximalt intag Motorernas vattenpumpar (utritade som små pumpar på returledningen från motorerna) suger till sig den mängd vatten som motorena behöver Den vattenmängd som inte används av motorerna leds in i returledningen, det vill säga det blandas med det varma vattnet Detta medför att vattentemperaturen sjunker från cirka 80 C till cirka 57 C För att komma tillrätta med detta problem kan en ledning som leder tillbaka det överblivna kalla vattnet till en tank byggas En ledning som leder tillbaka det varma vattnet till en annan tank behöver också byggas, se Figur 15 38

40 Figur 15, principskiss på ombyggnadsförslag, där N S = normalt stängd och NÖ = normalt öppen Systemet i Figur 15 kommer att fungera på så sätt att pumparna på kalla sidan pumpar upp ett flöde som är stort nog för att förse alla motorer med kylvatten vid maximalt intag, via kyltornsvärmeväxlaren Motorerna suger till sig det vattnet de behöver och den överblivna mängden kommer tillbaka till den kalla tanken Vattnet som värmts upp i motorn leds till den varma tanken Det varma vattnet pumpas från tanken genom ett filter och återvinningsvärmeväxlaren till den kalla tanken Ventilerna som är utritade är till för om man får ett haveri på kretsen mellan tankarna Då ska allt vatten gå ner i den kalla tanken och pumpas via filtret och kyltornsvärmeväxlaren till motorerna Eftersom man inte har någon pump, förutom vattenpumpen i motorn, som transporterar vattnet mellan motorn och den varma tanken måste rördimensionerna väljas på så sätt att inte tryckfallet blir större än den höjdskillnad som finns i systemet Kylvattenpumpen i motorn pumpar upp vattnet på en nivå som är 2,70 m över golvet Av denna höjd kan 0,9 m nyttjas som höjdfall så att ingen störs sig på rörledningarna 7 kpa, det vill säga 0,7 m, väljs som dimensionerande tryckfall, detta görs för att få en säkerhetsmarginal Det dimensionerande flödet väljs efter det maximala flödet som en D16C610 motor behöver Det vill säga 137 l/min motor men för att vara på säkra sidan väljs det dimensionerande flödet till 150 l/min motor 39

41 Från H-boxarna till fallröret som går ner i den varma tanken behövs en rörsträcka på 60 m, 4 st 90 böjar och ett T-rör Tre stycken rördiametrar väljs med hjälp av diagrammet i Appendix 7 som indata används 7000 tryckfallet 117 Pa/m Fyra stycken boxar medför ett dimensionerande flöde på = 10 l/s Med hjälp av diagrammet i Appendix 7 väljer jag att beräkna tryckfallet för 60 rördimensionerna DN80, DN100 samt DN125 Tryckfallet beräknas med hjälp av formlerna 27, 28 samt 29 i Tabell 12 åskådliggörs resultatet Tabell 12, visar tryckfallet i rörsystemet DN80 DN100 D125 Antal T-rör Antal böjar Antal rörmeter Rör diameter Max flöde [l/s] Area [m2] 0,005 0,008 0,012 Flödeshastighet [m/s] 1,99 1,27 0,81 k/d 1,75E-05 1,40E-05 1,12E-05 RE Friktionkoeff 0,014 0,0149 0,0155 Tryckfall [kpa] 12,1 6,7 3,7 Här väljs DN 125 eftersom 6,7 kpa anses vara lite väl nära 7 kpa Dimensioneringen av rörsträckan mellan D-boxarna och sugröret görs på samma sätt som för H-boxarna Förutom att rörsträckan är 25 m istället för 60 m, resultatet ses i Tabell 13 Tabell 13, visar tryckfallet i rörsystemet DN100 D125 DN80 Antal T-Rör Antal böjar Antal rörmeter Rördiameter Max flöde [l/s] Area [m2] 0,01 0,01 0,01 Flödeshastighet [m/s] 1,99 1,27 0,81 k/d 1,75E-05 1,40E-05 1,12E-05 RE Friktionkoeff 0,0139 0,0141 0,0156 Tryckfall [kpa] 6,0 3,3 2,0 DN 100 väljs på grund av att tryckfallet ligger betryggande under 7 kpa 40

42 När tryckfallsberäkningen görs för rörsystemet mellan B-boxarna och sugröret utförs på samma sätt som för H-boxarna Bortsett från att flödet är = 15 l/s och att rörsträckan är m, resultatet åskådliggörs i Tabell 14 Tabell 14, visar tryckfallet i rörsystemet DN80 DN100 D125 Antal T-Rör Antal böjar Antal rörmeter Rördiameter Max flöde [l/s] Area [m2] 0,01 0,01 0,01 Flödeshastighet [m/s] 2,98 1,91 1,22 k/d 1,75E-05 1,40E-05 1,12E-05 RE Friktionkoeff 0,013 0,0138 0,0143 Tryckfall [kpa] 7,4 4,3 2,5 Här väljs DN 100 För C-boxarna är rörsträckan 1,5 m detta medför att ingen tryckfallsberäkning görs Eftersom tryckfallet blir litet och kostnadsskillnaden blir försumbar på grund av den korta rörsträckan DN 80 valdes för rörsträckan Fallröret blir av DN 200 enligt Kenth Olofsson [KP5] Fallröret bör dra luft, för att inte det ska bli något sug i de andra rören Detta skulle kunna påverka motorerna vilket inte är önskvärt En ombyggnad medför stora förändringar för återvinningsvärmeväxlare Framför allt kommer flödet att minska Motorprovet går två-skift vilket medför drifttiden h/år för systemet Vilket medför att medeleffekten som kan återvinnas är Energimotorkylvatten 4366 = 1, 2MW drifttid 3860 Värmeväxlaren dimensioneras för 1,3 MW för att få en liten säkerhetsmarginal Tabell 15, visar indata för UAberäkningar för återvinningsvärmeväxlaren Tvarmin [ C] 80 Tvarmut [ C] 55 Tkallin [ C] 40 Tkallut [ C] 79 Q [kw] 1300 Med hjälp av indata i Tabell 15 beräknas UA-värdet med hjälp av formlerna 20, 21, 22 och 23 Det UA-värdet som måste uppnås blir alltså 263,5 kw/ C 41

43 En beräkning på den befintliga värmeväxlaren görs med hjälp av indata i Tabell 16 Tabell 16, visar indata för UAberäkningar för befintlig värmeväxlare Tvarmin [ C] 65 Tvarmut [ C] 55 Tkallin [ C] 50 Tkallut [ C] 60 Q [kw] 1600 Med hjälp av indata i Tabell 16 och formlerna 20, 21, 22 samt 23 erhålls UA värdet 320 kw/ C Enligt specifikationen för värmeväxlaren är arean 58,85 m 2 Detta medför att det dimensionerande U-värdet blir 320 5, 44 kw/m 2 58,85 C Det flöde som går genom växlaren på Q primärsidan beräknas med indata från Tabell 10 och formeln m = erhålls massflödet c p T 12,44 kg/s På samma sätt fås att massflödet på sekundärsidan är 7,97 kg/s Med hjälp av indatat i Tabell 16 och samma formel beräknas det massflöde som värmeväxlaren dimensionerades för till 38,3 kg/s (på både sekundär och primärsidan) Eftersom flödet förändras måste det dimensionerade U-värdet korrigeras med hjälp av formel 24 U-värdet för det nya flödet blir 2,09 kw/m 2 C Arean för värmeväxlaren är 58,85 m 2 263,5 vilket medför att det värmeövergångstal som krävs är 4, 48 kw/m 2 C Detta visar att 58,85 värmeväxlaren är för liten Vid rivningen av ett annat system blir en större värmeväxlare över med data enligt Tabell 17 Tabell 17, visar data för den överblivna värmeväxlaren U0 [kw/m 2 C] 8,59 m10 [kg/s] 95,49 m1 [kg/s] 12,44 m20 79,64 m2 7,97 Area m Med hjälp av indata i Tabell 17 och formel 24 beräknas U-värdet till 1,9 kw/m 2 C U-värdet 263,5 som måste uppnås är 1, 64 kw/m 2 C Detta medför att värmeväxlaren är tillräckligt 160,6 stor 42

44 En systemkurva behöver konstrueras för att pumpar ska kunna väljas Förutsättningarna ses i Tabell 18 Tabell 18, visar förutsättningarna för systemet mellan tankarna Rörlängd [m] 50 Diameter [m] 0,15 Antal rörböjar 12 Ytråhet 1,40E-06 Flöde [l/s] 50 Dim Tryckfall VVX 137 Pstat [kpa] 30 Pfilter [kpa] 35 Parametrarna i Tabell 19 beräknas med hjälp av formlerna 24 och 25 och diagram i Appendix 2 och 3 Tabell 19 Area 0, Hastighet [m/s] 2, Reynoldstal ,14 k/d 9,33E-06 Friktionkoeff 0,0109 Konströr 13122,04028 KonstVVX 14189,22155 Med hjälp av formlerna 25, 26, 29 samt 30 erhålls systemkurvan i Figur 16 Systemkurva mellan tankar Tryckfall [kpa] Flöde [l/s] Figur 16, systemkurva för systemet mellan tankarna 43

45 Även en förändring av inkopplingen av återvinningsanläggningen på VS-nätet är önskvärd I Figur 17 ses den koppling som finns i dag I Figur 18 kan ombyggnadsförslaget ses Ombyggnaden är bara aktuell om motorkylvattensystemet byggs om Figur 17, visar hur kopplingen är gjord idag Figur 18, Visar ombyggnadsförslag Skillnaden är att dagens system förvärmer vattnet innan det värms med hjälp av primärnätet Medan det andra systemet värmer vattnet till 79 C Vattnet som inte sugs in i återvinningsväxlaren värms till en högre temperatur än 80 C så att blandningstemperaturen blir 80 C Det som åstadkoms med en sådan här ombyggnad är att returtemperaturen på primärnätet sänks, på grund av att temperaturen innan växlaren på sekundärsidan sänks 44