Modellering av värmeåtervinning vid virkestorkning

Transkript

1 Modellering av värmeåtervinning vid virkestorkning Modelling of heat recovery at timber drying Jan-Olov Edström Civilingenjörsprogrammet i energiteknik vid Umeå universitets tekniska högskola. (löpnr. som tilldelas)

2 Förord Detta examensarbete omfattar 0 poäng och har utförts vid Umeå Universitet på uppdrag av Valutec AB, Skellefteå. Jag vill tacka mina handledare Jonas Danvind och Robert Larsson vid Valutec AB samt Robert Eklund vid institutionen för Tillämpad Fysik och Elektronik vid Umeå Universitet. Ett tack till alla medarbetare vid Valutec AB som på olika sätt har hjälpt mig under arbetets gång. Framför allt vill jag tacka mina föräldrar för deras stöd. Umeå Februari 006 Jan-Olov Edström

3 Abstract The air leaving a timber kiln, exhaust air, carries away the moist from the wood and contains a large energy resource in form of heated moist air. With a heat recovery unit a part of this energy can be recovered. Heat recovery units have over time successfully been used in timber kilns. The purpose of this project was to develop predictive models for heat recovery units suitable for modern drying technology in order to optimise the size of heat exchangers. This work was commissioned by Valutec AB. Measurements was performed on a heat recovery unit in a kiln with progressive drying technology at a sawmill in southern Sweden and experimental data were acquired on site. The energy recovery level was calculated. Two models that fit experimental data where created in Excel. One model, called the NTU-model, calculates the heat transfer rate and the temperatures in air flows leaving the heat exchanger. One model, called the pressure-drop-model, calculates required power to run the electric motor in the evacuating fan placed in the exhaust air flow. Simulations was carried out in the models simultaneously to examine how the size of heat exchangers effects heat transfer rate, temperatures and the economic aspect. The efficiency between exhaust air flow and intake air flow was determined as 7 %. The efficiency for heat recovered versus heat required for drying was calculated to 13 %. The accuracy of the NTU-model was tested with input data from the experimental measurements, it showed good results. The pressure-drop-models calculations deviated slightly from experimental data and where therefore approximated with a weight with a confidence level of 95 %. Simulation among different sizes of heat exchangers, which had the same mass flow and size dimension of the evacuating fan, showed that heat exchanger with lager heat transfer area is to be recommended. An isolation of the surface surrounding the heat exchanger would probably increase the heat recovery level. 3

4 Sammanfattning Frånluften i en virkestork transporterar bort fukten från virket och den innehåller en stor energiresurs i form av uppvärmd fuktig luft. Med hjälp av ett värmeåtervinningssystem kan en del av denna energi återvinnas. Värmeåtervinningssystem har genom tiderna använts med framgång i torkanläggningar. Syftet med detta examensarbete var att utveckla prediktiva modeller till värmeåtervinningssystem som överensstämmer med moderna torkklimat för att kunna optimera storleken på värmeväxlare. Det här examensarbetet genomfördes på uppdrag av Valutec AB. Mätningar har utförts på ett värmeåtervinningssystem i en kanaltork i drift vid ett sågverk i södra Sverige där experimentell data samlades in. Den verkliga verkningsgraden beräknades. Utifrån experimentell data skapades två modeller i Excel. En modell, kallad NTU-modellen, beskriver värmeflöden och utgående temperaturer i värmeväxlarens luftflöden. En annan modell, kallad tryckfallsmodellen, beräknar erforderlig effekt på elmotorn som driver evakueringsfläkten i frånluftsflödet. Samtida simuleringar genomfördes med båda modellerna för att se hur storleken på värmeväxlaren påverkar värmeflöden, verkningsgrad och de ekonomiska konsekvenserna berörande energin. Verkningsgraden mellan till och frånluftflödet beräknades till 7 %. Verkningsgraden mellan återvunnen värme och värme som erfordras till torkningen blev 13 %. NTUmodellens noggrannhet testades med indata från experimentella mätningar, vilket gav goda resultat. Tryckfallsmodellens beräkningar avvek något mot experimentell data och viktades därför med en 95%-ig konfidens nivå. Samtida simuleringar med modellerna, där värmeväxlarens storlek ändrades och med samma massflöde och storlek på evakueringsfläkten, visade att en större värmeöverföringsarea på värmeväxlaren är att föredra. En isolering runt värmeväxlarens omgivande ytor skulle troligen ge en högre värmeåtervinningsgrad.. 4

5 Innehållsförteckning 1. Inledning Bakgrund Syfte Metod och begränsningar...7. Virkestorkning Torkningsprocessen Torkförlopp, en känslig process Anläggningsbeskrivning Kanaltork -zons OTC-tork Värmeåtervinning Allmänt om värmeväxlare Valutecs värmeåtervinningssystem Teori Allmänna samband Massflöde Värmeflöde utan kondensering Värmeflöde vid kondensering NTU-metoden Statiska trycket för olika storlekar på värmeväxlare Fläkt med asynkronmotor Utförande Avgränsningar och antaganden Mätningar Värmeflöde och driftförhållande Modelluppbyggnad Modell med NTU-metoden Tryckfallsmodell Resultat Värmeflöden Modell med NTU-metoden Beräkning av luftflödesförhållanden Specifika värmekapaciteten Värmeöverföringskoefficienten Arean som en funktion Simuleringar med modell Modell för fläktdimensionering Konsekvenserna av värmeväxlarens storlek Mätnoggrannhet Utrusning Mätpunkter Mätnoggrannhetsberäkningar Diskussion Slutsatser Framtida arbeten Referenser Bilagor

6 1. Inledning 1.1. Bakgrund Virkestorkning är en energikrävande process som i de flesta fall sker med hjälp av påtvingad konvektion. Den höga energiåtgången kommer av att stora vattenmängder förångas från virket vid relativt höga temperaturer. Sågverksindustrin i Sverige uppskattas att producera ca m³ virke årligen. För att torka 1 m³ virke åtgår ca 80 kwh. Detta innebär att i runda tal förbrukar sågverksindustrin ca 4,8 TWh årligen till denna process. För det mesta produceras denna energi i biobränsleeldade värmeanläggningar. Att hålla nere energiförbrukningen är alltid intressant för företagen då det kan bidra till högre ekonomisk vinst i form av energi och bränsleförsäljning. Med tanke på miljöns bevarande är det alltid aktuellt att hålla nere energiförbrukningen. Genom att göra det undviks också miljöavgifter och dyra investeringar för att begränsa utsläppsnivån. Torkningsprocessen har de senaste åren utvecklats mot allt högre temperaturnivåer. De stora vattenmängderna som förångas vid torkning transporteras bort via frånluften som evakueras ut ur torken. Denna luft innehåller en stor energiresurs i form av kondenseringsvärme. Genom att använda en värmeväxlare kan en del av energin i frånluften återvinnas och användas till att värma den kallare tilluften till torken. Forskning och utveckling av torkprocesser har de senaste åren medfört att torkningsklimaten har nått allt högre temperaturnivåer. Detta har medfört att det har saknats aktuell dokumentation över den verkliga värmeåtervinningsgraden i värmeåtervinningssystemen. Valutec AB utvecklar och levererar virkestorkar med värmeåtervinningssystem. Deras arbete med att dimensionera storleken på värmeväxlare till torkanläggningar kan underlättas med hjälp av en prediktiv modell som kan simulera värmeåtervinningsgraden vid olika torkprocesser. Valutec AB har sitt säte i Skellefteå och ingår i en privatägd svensk koncern, Valutec Group AB. Förutom virkestorkar utvecklar och levererar företaget även värmebehandlingsutrustningar, styrsystem samt moduler och komponenter. Därtill erbjuds kunderna uppgraderingar, service och support, renoveringar, konsultationer och utbildningar. Valutec AB har ett systerbolag Valutec Oy, Åbo, Finland. Med kunskap från båda verksamheterna har ett gemensamt produktprogram utvecklats. Produktprogrammet breddas kontinuerligt med kompletterande produkter genom samarbeten med kvalificerade leverantörer. Betydande resurser satsas på forskning och teknikutveckling [1]. För att få ett bra resultat vid mätningarna ansågs det av Valutec AB att det var lämpligast att utföra mätningarna på en nyligt levererad och igångkörd kanaltork. På dessa grunder valdes ett sågverk i södra Sverige. I sågverkets torkanläggning ingår bland annat en OTC-kanaltork i rostfritt utförande. Den är automatsatsad och försedd med värmeåtervinningssystem och utrustad med tryckramar. Torken var igångkörd under

7 1.. Syfte Syftet med detta examensarbete var att utföra mätningar på Valutec AB:s värmeåtervinningssystem och samla in experimentell data för att sedan beräkna den verkliga värmeåtervinningsgraden. Dessutom var målet skapa modeller i Excel som passar till experimentell data. Detta för att simuleringar från modellerna ska kunna användas som underlag vid dimensionering av storleken på värmeåtervinningssystem till virkestorkanläggningar Metod och begränsningar Experimentella data erhölls vid mätningar som utfördes vid sågverket. I Excel skapades modeller som passade till experimentell data. Begränsningar i data var att mätningarna endast utfördes vid en anläggning och vid vissa mätpunkter. Vid mättillfället torkades bara en virkestjocklek vilket begränsar klimatvariationen. 7

8 . Virkestorkning.1. Torkningsprocessen Varför torkas virke i stora energikrävande torkanläggningar, torkar inte virket av sig själv? Jo, men det är en långsam och chansartad process, vilket kommer att förklaras här nedan. Efter sönderdelning av timmer till bräder och plank, i olika dimensioner, sker en naturlig fuktavgång i det fuktiga virket genom att vattnet i virket förångas till omgivningsluften. Hur snabbt denna process sker och hur torrt virket blir beror på omgivningsklimatet. Fuktigheten i träet mäts oftast genom en så kallad fuktkvot som är kvoten mellan vikten av vattnet i virket och träets absoluta torra vikt. Virke som befinner sig i en miljö med konstant klimat strävar efter att acklimatisera sig mot omgivningen och uppnå en så kallad utjämningsfuktkvot, vilket är då fuktutbyte mellan trä och omgivning i princip upphör. För varje ändring av klimatet (temperatur och luftfuktighet) finns en korresponderande jämviktsfuktkvot. Hastigheten på denna process beror främst på träets omgivande lufttemperatur, luftfuktighet, luftrörelse, träets dimension och träslag. Virke som lagras och torkas utomhus, så kallad brädgårdstorkning, kan ta upp till ett år innan det har torkat. Dess slutfuktkvot är beroende på hur omgivningsklimatet har varit under torkningstiden och är därför svår att styra. Ofta är denna slutfuktkvot otillräcklig i många användningsområden där ytterligare nedtorkning krävs. Skiftande väderleksförhållanden gör att brädgårdstorkning är chansartad och med risk för kvalitetsförsämring. Vid kontinuerlig produktion kräver den långa torkningstiden stora lagringsarealer som i sin tur medför att tillgängligheten av virket blir lägre och risken för stora mängder med kvalitetsförsämrat virke ökar avsevärt. Den långa lagringstiden medför även stora lagerbindningskostnader. De flesta användningsområden för trä kräver att virket är torkat för att undvika framtida oönskade materialförändringar såsom krympning, skevhet och mögel och så vidare. Torrt virke är betydligt lättare än rått virke och underlättar därför hanteringen såsom transporter []. Genom att styra klimatets luftfuktighet, temperatur och lufthastighet kan en kontrollerad torkning ske genom påtvingad konvektion. Detta kan ske i torkanläggningar där torkprocessens klimat kan kontrolleras via styrsystem. Torkningstiden i dessa anläggningar varierar med virkets startfuktkvot, dimension, träslag, målfuktkvot med mera. För att i stora drag ge ett exempel på torkningstider kan nysågat rått virke ta från ett par dygn till ett par veckor att torka. I jämförelse med brädgårdstorkning sker alltså torkning i virkestorkar med mycket korta torktider (tillgänglighet ökar avsevärt) och med utomordentligt goda resultat. Slutfuktkvoterna kan styras mot kundens önskemål utan att äventyra någon kvalitetsförsämring. Torkprocessen har dock nackdelen att den är energikrävande. 8

9 .1.1. Torkförlopp, en känslig process Torkning av trä är en känslig process där stora ekonomiska värden kan gå förlorade om torkningsprocessen störs genom tekniska fel i anläggningen eller om virket torkas på ett felaktigt sätt. Kvalitetsförsämringar i virket som kan uppstå är sprickbildning, kådflytning, skevhet och spänning. Vid felaktig torkning kan det även bli felaktig slutfuktkvot och/eller stor spridning av fuktkvoten i virkespartiet. På senare år har temperaturerna i torkningsprocessen generellt ökats eftersom detta ger en rad fördelar. Högre temperaturer innebär att träet blir mera formbart (plastiskt) och därmed mindre känsligt för sprickbildning. Högre temperatur innebär också att torkningstiden förkortas avsevärt. Normala temperaturer idag i en torkning ligger runt C och har hög relativ luftfuktighet vid startskedet, detta för att undvika spänningar och sprickbildning i virket. Allt eftersom torkningen pågår sänks luftfuktigheten med den sjunkande fuktkvoten []. Virket krymper vid torkning. Det inträder alltid en så kallad fuktkvotsgradient i virket, det vill säga olika fuktkvoter uppstår genom tvärsnittet. Olika fuktkvoter ger grund till olika andelar av krypning i tvärsnitten. Av detta bildas spänning och eventuella sprickor bildas. Färgförändringar uppstår vid högre temperaturer och ger virket ett mörkare utseende. Denna färgförändring uppkommer oftast endast vid ytskiktet och försvinner vid hyvling av virket. I luften och i virket finns mögelsporer som ligger latent. Vid rätt temperatur och luftfuktighet frodas dessa och ger virket ett mörkt lager av mögel och/eller en blå färg. Kådflytning uppstår vid högre temperaturer och kan ge problem vid vidareförädling av virket. Temperatur Färg Kådflytning Spänning Mögel Figur 1. Principskiss för temperaturens inverkan på virkesskador. 9

10 Energin som går åt till förångningen av vattnet är den dominerande energiåtgången vid virkestorkning, 418 kj/kg vatten vid 35 C, den så kallade ångbildningsentalpin. Men utöver det krävs det extra energi vid virkestorkning, vilket vi ska titta närmare på. Vedstrukturen är uppbyggt av cellväggar och fukten i träet, det vill säga vattnet, är uppbundet i dessa cellväggar. På grund av vilket sätt vattnet är bundet till veden så delas det in i två grupper, kapillärvatten och fibervatten. Det kapillära vattnet fyller mer eller mindre ut cellhåligheterna (lumina) och kallas därför också ibland för fritt vatten. Det krävs ett tryck av ca 1 atm för att pressa ut nämnvärda mängder av detta vatten. För att fullständigt pressa ut kapillärvattnet krävs ett tryck av ca 30 atm. Fibervatten är bundet i själva cellväggarna och kan endast avlägsnas med värme, det vill säga att sätta trämolekylerna i rörelse och på så sätt tvinga ut vattnet. Det krävs extra energi utöver ångbildningsentalpin för denna process, den så kallade. svällningsvärmet eller vätningsvärmet. I tabell 1 återges vätningsvärmet per kilo träsubstans vid torkning av rått trä till olika slutfuktkvoter. Figur 1 visar att det krävs mera energi för torkning till lägre fuktkvoter []. Tabell 1. Vätningsvärmet som krävs utöver ångbildningsentalpin (418 kj/kg vatten vid 35 C) vid torkning av rått trä till olika fuktkvoter. Fuktkvot [%] Vätningsvärmet [kj/kg träsubstans] Vätningsvärmet vid torkning från rått till olika slutfuktkvoter Vätningsvärmet [kj/kg träsubstans] Slutfuktkvot [%] Vätningsvärmet [kj/kg träsubstans] Figur. Vätningsvärmet vid torkning från rått till olika slutfuktkvoter. Det krävs mera energi för torkning till lägre fuktkvoter. 10

11 Vid torkningen sker fuktavgången i virket genom förångning av vattnet på ytskiktet av träet och till den omgivande luften. Vattnet som finns i träets inre delar vandrar upp till ytskiktet genom diffusionskraft och kapillärkraft. Detta ger upphov till fuktkvotsgradienten, som tidigare nämnts. Timmer består av splintved och kärnved. I nyfällda träd har splintved en fuktkvot på ca % medan kärnveden har en fuktkvot på ca 35 %. Energiåtgången i en virkestork går till cirkulationsfläktar och, till största del, uppvärmning av virke och fuktig luft (torkningsprocessen). Mängden energi som åtgår till torkningsprocessen beror till stor del på ingående fuktkvot i virket samt en del på slutfuktkvoten. Klenare virkesdimensioner, bräder, består oftast av splintved och är därför mest energikrävande... Anläggningsbeskrivning Torkar är i allmänhet utrustade med värmebatterier, fläktar, vattenbasningssystem, ventilationssystem och styrsystem. Med hjälp av detta kan ett kontrollerat klimat skapas och anpassas så att torkningen sker på bästa sätt via påtvingad konvektion. Det finns i första hand två typer av torkanläggningar, kammartorkar och vandringstorkar, även kallade kanaltorkar. Skillnaden mellan dessa två typer är att i kammartorkar är virket stillastående genom hela processen och klimatet ändras med tiden allteftersom virket blir torrare. Denna typ är anpassad för att vara flexibel i val av torkningsprocesser, målfuktkvoten kan lätt varieras mellan torksatserna. Den kräver däremot ett driftstopp för att byta ut ett färdigtorkat virkesparti mot ett rått parti. I kanaltorkar förflyttas däremot virket stegvis i tidsintervaller genom torkens längdriktning via ett rälsburet vagnssystem. Klimatet är konstant med tiden men varierande i kanalens längdriktning. Kanaltorken tar stora volymer virke och processen är kontinuerlig utan driftstopp. Luftfuktigheten regleras via ventilationssystem. Kammartorkar är även utrustade med ett vattenbasningssystem för att kunna tillföra extra vattenånga, detta eftersom massflödet av vattenånga från virket varierar med processen. I kanaltorkar är massflödet av vattenånga hela tiden stort och mera konstant genom hela processen. Det är oftast tillräckligt att reglera luftfuktigheten via ventilationssystem. 11

12 ..1. Kanaltork -zons OTC-tork OTC-torken (Optimized Two stage Continuous) är en patenterad kanaltork och är speciellt anpassad för sågverk med kontinuerlig och stor produktionsvolym av enskilda dimensioner. Torken är indelad i två klimatzoner. I första zonen cirkulerar luften med transportriktningen och i andra zonen mot transportriktningen vilket är patenterat och utmärker en OTC-tork [1]. Figur 3. Kanaltork -zons OTC-tork i södra Sverige. Figur 3 och 4 visar en OTC-tork i södra Sverige. Torken är indelad i tre sektioner. Närmast i bild i figur 4 visas sektionen för virkets intag och längst bort i bild sektionen för virkets uttag. De fungerar som en buffert för att satsning av virke ska kunna ske automatiskt under ett antal dygn och är inbyggda för att skydda virket mot väderskador. Mittensektionen i figur 4 (se även figur 5) visar själva torken - där sker torkningen. På taket syns ett rör som är frånluftens utblåsningssida. Röret är direkt kopplat till värmeåtervinningssystemet. 1

13 Figur 4. Kanaltork -zons OTC-tork. Närmast i bild sektionen för virkets intag. I mittensektionen sker själva torkningen. Längst bort i bild är sektionen för virkets uttag. Figur 5 visar en genomskärning av kanaltorken. Torken är indelad i två klimatzoner, zon 1 och zon. Indelningen av zoner ger ett anpassat klimat allt eftersom virket blir torrare. Pilarna i figur 5 visar flödesriktningen för luften i respektive zon. Mellan zonerna sugs den varma och fuktiga frånluften in i värmeåtervinningssystemet som en luftblandning mellan de båda zonerna. Värmeväxlaren är placerat på vindsvåningen. Tilluften tas direkt ifrån vindutrymmet och värms upp i växlaren innan den fördelas till respektive zon. Figur 5. Kanaltork, -zons OTC-tork, i genomskärning. Pilarna visar luftriktningen i respektive zon, till vänster visas zon 1 och till höger zon. På vindsvåningen syns värmeåtervinningssystemet där den varma och fuktiga frånluften träder in i växlaren som en luftblandning mellan den båda zonerna. Tillluften tas från vindsvåningen och värms upp i värmeväxlaren för att sedan fördelas ut till de båda zonerna. 13

14 .3. Värmeåtervinning.3.1. Allmänt om värmeväxlare Värmeväxlare är en anordning som underlättar värmeöverföring mellan två fluider med olika temperaturer, utan att fluiderna blandas samman. Det finns ett brett utbud av användningsområden för dessa system, allt från att värma eller kyla luft i byggnader till värmeöverföring i kemiska processer och vid värmeöverföring i kraftvärmeanläggningar. Det finns olika typer av värmeväxlare: medströms, motströms och korsströmsvärmeväxlare. Namnet på dessa typer talar om hur flödet mellan fluiderna förhåller sig. I en medströmsvärmeväxlare går både den kalla och den varma fluiden in i växlaren på samma sida och har samma flödesriktning. I en motströmsvärmeväxlare går fluiderna in i var sin ända och flödar mot varandra. Flödet på den kalla och varma fluiden i en korsströmsvärmeväxlare är arrangerade vinkelrätt mot varandra - kylaren i en bil är ett exempel på den typen [3]. Frånluftsflöde, in Tilluftsflöde, in Tilluftsflöde, ut Frånluftsflöde, ut Figur 6. Skiss över en mottströms värmeväxlare med luft som fluider. 14

15 .3.. Valutecs värmeåtervinningssystem Valutecs värmeåtervinningssystem är en luft/luft motströmsvärmeväxlare, det vill säga att båda fluiderna är bestående av luft och att de flödar mot varandra utan att sammanblandas. Frånluften har en hög luftfuktighet. För att inte riskera korrosionsskador är växlaren helt konstruerad i rostfritt stål. Värmeöverföringen sker från den varmare frånluften till den kallare tilluften. Inne i växlaren finns lameller som är uppbyggda i tunna rostfria väggar. Dessa separerar de båda luftflödena från varandra och här sker själva värmeöverföringen. Värmeväxlaren monteras i vindsutrymmet ovan torkkanalen. I ena änden är växlaren helt öppen mot vindsutrymmet, tilluften tas direkt därifrån. Luften passerar genom lamellerna och värms upp innan den slutligen fördelas till kanaltorkens olika klimatzoner. På frånluftsflödets utgående sida sitter en fläkt, så kallad evakueringsfläkt. Strax innan tillluftflödet når respektive zon sitter spjäll monterade. Luftflödena genom växlaren regleras med evakueringsfläkten och spjällen. Dessa är i sin tur reglerade av kanaltorkens styrsystem som känner av hur stort luftombyte som torkprocessen kräver. Figur 7. Valutecs värmeåtervinningssystem sett från tilluftens intagsände. Figur 8. Valutecs värmeåtervinningssystem sett Figur 8. Värmeåtervinningssystemet sett bakifrån. Värmeväxlaren är utvecklad av Valmet, nuvarande Metso, och är anpassad för virkestorkapplikationer i nära samarbete med Valutec [1]. Beroende på anläggningens storlek och energiåtgång tillverkas den i olika storlekar. 15

16 3. Teori I följande avsnitt tas teorin upp. Grunden för teorin är hämtad från referenser [3], [4], [5] och [6]. Index förklaring: a = air v = vapour g = saturated vapor tot = total w = water sat = saturated i = in o = out c = cold h = hot 3.1. Allmänna samband Totala trycket: P = P a + P v [ kpa ] (1) I beräkningarna är det antaget att Trycket för vattenånga: v g sat@ T P = Patm = kPa P = θ P = θ P [ kpa ] () där θ är relativa luftfuktigheten och Värden för & [ s] V = ν A sat T är mättnadstrycket vid en viss temperatur. sat T fås från tabell vid gällande temperatur. Volymsflöde fås genom m 3, där ν [ s] m är lufthastigheten och A [ ] Specifika luftfuktigheten, den s.k. ångkvoten: 0. θ Pg [ H O kg torr luft] x = 6 P θ P g m är tvärsnittsarean. kg (3) 16

17 3.. Massflöde Massflöde för torrluft: m a V& = v a P V& a ( P Pv )ν A = = R T R T & [ s] a a kg (4) där a m 3 kg är specifika volymen för torr luft och R a är gaskonstanten för torr luft, R a=0,87 kj/kg K v [ ] Massflöde för vattenånga: m & = x & [ kg s] (5) v m a Massflöde för fuktig luft: m& = m& + m& = m& + xm& = m& ( 1 x) (6) tot a v a a a Värmeflöde utan kondensering Entalpi för vattenånga är lika med entalpi för mättad ånga entalpin: = [ kg torr luft] h h + xh C T + xh a Värmeflödet blir då: a v p g h h v g. För fuktigluft blir kj (7) [ h + x h ) ( h + x h )] = m [( C T + x h ) ( C T x h )] Q & = m& h = m& & + (8) a ( a, o o g, o a, i i g, i a p o o g, o p i i g, i enhet [ kw ]. Värden för entalpi fås från tabell vid gällande temperatur. I ekvation (8) används massa för torrluft genom växlaren, ty den är konstant, och i entalpierna tas hänsyn till fukten i luften genom entalpin i den torra luften adderas med ångkvoten multiplicerat med entalpin för ångan. Med hjälp av specifika värmekapaciteten för gällande fluid, C p, och temperatur-,kan värmeflödet beräknas genom: skillnaden genom värmeväxlaren, T & [ ] Q = m& tot C T p kw (9) Observera att ekvationer (8) och (9) inte tar hänsyn till eventuell kondensering. 17

18 T ho [ C] RH ho =100% v h [m/s] A h [m²] T co [ C] RH co =RH ci [%] Kalla luftflödet: T ci [ C] RH ci [%] v c [m/s] A c [m²] Varma luftflödet: T hi [ C] T w,hi [ C] Värmeöverföringsyta, A htr [m²] Figur 9. Skiss över värmeväxlare med kända värden. RH är den relativa luftfuktigheten Värmeflöde vid kondensering I detta fall är det varma luftflödet, det vill säga frånluften, som kondenserar. Massflöde för kondenseringsvatten: m& = m& x x ) [ kg ] (10) w a( i o Entalpi för kondenseringsvatten: h = [ kg] w h T där kj T är temperaturen för kondenseringsvattnet vid utloppet. Värmeflöde för kondenseringsvatten: Q & = m& h [ kw ] (1) w w w Ekvation (10) tillsammans med (13) ger varma luftflödets totala värmeflöde: Q & = Q& & [ kw ] (13) h Q w 18

19 3.4. NTU-metoden Den så kallade NTU-metoden (The effectiveness-ntu method, Number of heat Transfer Units) är en bra metod för att beräkna värmeflödet och temperaturer efter en värmeväxlare av känd storlek och typ, samt kända massflöden på fluiderna och kända temperaturer före växlaren. Denna metod togs fram 1955 av Kays och London. Här följer en teoretisk beskrivning av denna metod. Den logaritmiska medeltemperaturen som tar hänsyn till temperaturfallet genom värmeväxlaren: T1 T T lm =, där T T 1 = T ci Tho och T = T co Thi ln( 1 ) T [ C] o (14) Värmeväxlare har i allmänhet två flödande fluider som är separerade av en fast vägg. Värme överförs först från den varma fluiden till väggen genom konvektion. Genom väggen transporteras värme genom konduktion, och slutligen överförs värme från väggen och till den kalla fluiden återigen genom konvektion. Allt termiskt motstånd i värmeväxlaren kan skrivas som ett totalt motstånd, R. Värmeflödet i växlaren blir då: T Q& = = UA T lm [ kw ] (15) R där U är värmeöverföringskoefficienten och den kan skrivas som: U = Q& A htr T lm o [ kw m C] (16) I NTU metoden används samband för värmekapacitets flöde: C C c h = m& cc pc [ kw ] o C = m& C [ kw ] o C h ph (17) (18) Kapacitetskvoten: C C min c = (19) max där Cmin är minsta värdet av Cc och C h, och Cmax är största värdet av Cc och C h. Maximala värmeöverföringen: Q & = C ( T hi T ) [ kw ] (0) max min ci 19

20 Värdet för NTU: NTU UAhtr = (1) C min eller så kan NTU värdet beräknas genom NTU-ekvationen för värmeväxlare med ett passage med ett skal och,4, tuber [4] : NTU = 1 1+ c / ε 1 c ln / ε 1 c + 1+ c 1+ c () Värmeväxlarens effektivitet: Q& ε = c (3) & Q max Alternativt att räkna fram effektiviteten: 1+ exp NTU 1+ c [ NTU 1+ c ] 1 ε = 1+ c + 1+ c (4) 1 exp som gäller för ett passage med ett skal och,4, tuber [4]. Värmeflödet fås genom: & Q c = ε & [ kw ] (5) Q max Temperaturer efter växlaren erhålls genom: T T co ho & Qc = Tci + [ ] o C Cc Q& c = Thi [ ] o C Ch (6) (7) 0

21 3.5. Statiska trycket för olika storlekar på värmeväxlare Vid beräkning av det statiska tryckfallet gäller sambandet: P s k ν, där k är en konstant och ν är lufthastigheten (8) Lufthastigheten kan skrivas om så att den beror på volymsflödet, V &, och luftflödets tvärsnittsarea, A: V = & A ν [ s] m (9) I en värmeväxlare där en fläkt är monterad på varma luftflödets utgående sida (evakueringsfläkt) måste fläkten övervinna tryckfallet i både det varma luftflödet och det kalla luftflödet för att uppnå önskat volymflöde. Det statiska tryckfallet kan då skrivas som: P s V& c V& h α + β, där α och β är konstanter. (30) Ai Ao Det totala tryckfallet skrivs som: Ptot = Pd + Ps, där Pd det dynamiska tryckfallet. (31) 3.6. Fläkt med asynkronmotor För att kunna bestämma motorstorlek för en fläkt beräknas motorns erforderliga effekt. I detta arbete är det axeleffekten som används. P P nät P e Figur 10. Skiss över en fläkt med asynkronmotor. Nyttoeffekt P, axeleffekt P e, och effekt från nätet P nät. Fläktens nyttoeffekt: Ρ = P tot V& [ ] kw, där Ptot är totala tryckfallet och V & är volymsflödet. (3) 1

22 Vid maximal belastning av motorn blir nyttoeffekten: Ρ max = η η P [ kw ] (33) f m nät Motorns axeleffekt: P V& tot Ρ e = [ kw ] η f, där η f är fläktens verkningsgrad (34) Axeleffekten för en asynkronmotor: Ρe = η mρmärk, där m η motorns verkningsgrad och Ρmärkmärkeffekten (35) Som jämförelse vid uträkningar i detta arbete beräknas det från nätet uttagna effekten: Ρ nät = U I 3 cosϕ, där U är spänningen och I är strömmen cos ϕ effektfaktorn (36) Lika så beräknas den maximalt effektuttag från nätet: Ρ = U I 3cosϕ, där I märk märkstömmen (37) nätmax märk

23 4. Utförande 4.1. Avgränsningar och antaganden En mätserie är ett tidsintervall mellan satsningar (förflyttning av vagnar), det vill säga ett torkningsintervall. Effektberäkningarna och alla beräkningar för framtagandet av NTU-modellen utfördes med data från tre mätserier. Beräkningarna av modellen för erforderlig effekt på evakueringsfläkten kalkylerades med data från två mätserier, en på tryckfallet över tilluften och en på tryckfallet över frånluften. Detta därför att utrustningen endast kunde mäta ett tryckfall åt gången. Simuleringen för ekonomiberäkningarna utfördes med indata från en mätserie. Den fasta väggen mellan luftflödena i värmeväxlaren var konstruerad i metall med hög värmeledningsförmåga, värmeväxlaren kunde alltså antas vara termiskt kortsluten. Värmeväxlaren hade vid mättillfället varit i drift ett par månader och därför antogs det att värmeväxlarens cellytor var fri från beläggningar av smuts och spån det vill säga inget motstånd i värmeflödet mellan luftflödena. Frånluften in i värmeväxlaren antogs bestå av en mixning av luften med lika stora andelar luft från respektive klimatzon. Med detta antagande användes kanaltorkens temperaturgivare för att mäta frånluften. Ett försökt gjordes att mäta frånluftens lufthastighet, men erhållen data från mätningen visade sig bli otillförlitlig. Tilluften var lättare att mäta. Det antogs att all tilluft som passerade genom värmeväxlaren också passerade ut genom växlaren i form av uppvärmd och fuktig frånluft, med det menas att kanaltorken var fri från läckage. Därefter beräknades frånluftens luftflöde som ett förhållande till tilluften, vilket också bekräftades genom teoretiska beräkningar, se avsnitt Mätning av luftfuktigheten sker genom att en fuktig duk placeras över en temperaturgivare, som mäter den så kallade våta temperaturen. En annan givare, utan duk, mäter den så kallade torra temperaturen. Vid avdunstning av vattnet i den fuktiga duken tas energi från givaren och temperaturen sjunker. Genom att mäta differensen mellan den torra och den våta temperaturen kan den relativa luftfuktigheten avläsas från tabell eller, som i detta fall, beräknas från en ekvation som erhölls av Valutec (sekretessbelagd). 4.. Mätningar Mätningar var utförda vid ett sågverk i södra Sverige. Montering av utrusning utfördes på anläggningens värmeväxlare med känd värmeöverföringsyta. Vid mätningarna användes ett multiinstrument Testo Temperaturerna mäts med hjälp av två radiosändare bestående av ett radiohandtag med temperaturgivare som sänder över data till handenheten där data loggas. Dessa monterades efter värmeväxlaren, det vill säga på de två ställen där luftflödena har passerat igenom värmeväxlaren. För att mäta temperatur och relativ luftfuktighet i tilluften innan inträde i värmeväxlaren användes två stycken dataloggers, Tiny Tag Plus. 3

24 Inför mätningen av lufthastigheten öppnades spjällen helt och evakueringsfläkten fick gå på maximal hastighet. Momentana mätningar utfördes vid insugningssidan på tilluften respektive utblåsningssidan på frånluften. Dessa två mätningar medelvärdesbildades var för sig. Eftersom endast en lufthastighet kunde mätas i den kontinuerliga mätningen skapades ett förhållande mellan tilluft och frånluft för att beräkna frånluftens lufthastighet. Vinghjulsgivaren monterades vid den uppmätta mätpunkt, i tilluftens insugningssida, som låg närmast det uträknade medelvärdet. Därefter mättes tilluftens lufthastighet kontinuerligt under resterande mätningar. Utrustningen kunde mäta tryckdifferensen mellan två punkter. Tryckfallet över värmeväxlaren uppmättes i två omgångar, en över tilluften och den andra över frånluften. Gummislangar ledde trycket mellan växlaren och handenheten. Vid mätning av tryckdifferensen över tilluften fick en slang hänga fritt i vindsutrymmet och en slang installerades i frånluften efter värmeväxlaren. Tryckfallet över frånluften mättes med slangarna placerade före och efter frånluftens passage genom cellpaketet. Handenheten loggade ett begränsat antal mätpunkter. Data för temperaturer i frånluften erhölls från kanaltorkens styrsystem, s Värmeflöde och driftförhållande Värmeflödena beräknades med data från tre mätserier och ekvation (8) och (13). Vid mättillfället torkades mm gran. Inställningen på kanaltorkens börvärden i styrsystemet för torra temperaturen var 75 C för zon 1 och 78 C för zon. Börvärdet på våta temperaturen var 60 C i båda zonerna. Massflödet hade ett medelvärde på x 1 kg/s i tilluften och x kg/s i frånluften. Satsningsintervallerna i kanaltorken var,4 timmar för två av mätningarna och 5 timmar för en mätning Modelluppbyggnad Modell med NTU-metoden Vid val av modell var det i första hand två metoder som var aktuella, NTU-metoden eller en empirisk modell. Den empiriska modellen är mera begränsad till rådande driftförhållanden vid insamling av data för modelluppbyggnaden. För att modellen skulle kunna beskriva de flesta driftsförhållanden valdes därför NTU-metoden. NTU-metoden bygger på en idealisk värmeväxlare där det inte finns värmeförluster till omgivningen. Värmeväxlaren i OTC-kanalen var oisolerad med syftet att värmeförluster värmer upp vindsvåningens luft vilket blir till en sorts förvärmning av växlarens tilluft. Värmeväxlaren har två luftflöden med olika mängd av vatteninnehåll. I ena luftflödet sker kondensering av vatten. Vid beräkning av modellen med NTU-metoden, kallad NTU-modellen, måste kondenseringen och värmeförlusterna beaktas, vilket visas i avsnitt 5... Med indata som temperaturerna T ci och T hi, relativa luftfuktigheten RH ci och RH hi samt luftflödet v ci in i värmeväxlaren var avsikten att NTU-modellen utför beräkningar och ger utdata som energiflöden Q & och Q & samt temperaturer T co och T ho efter c h 4

25 växlaren. Vid mätning av T hi och T w,hi beräknades gällande RH hi av en sekretessbelagd formel som erhållits av Valutec AB. Genom de uppmätta temperaturerna och den beräknade effekten bestämdes först den allmänna värmeöverföringskoefficienten, U c, från ekvation (14) för gällande värmeväxlare. För att ta hänsyn till temperaturfallet över värmeväxlaren användes den logaritmiska medeltemperatursdifferensen, ekvation (13). Detta beräknades vid olika temperaturer för att sedan beräkna ett medelvärde för U c. Frånluftens lufthastighet beräknades genom kvoten i luftflödesförhållandet, se avsnitt Därefter bestämdes massflödet för de båda luftflödena från ekvation (6). Temperaturer och värmeflöden erhölls genom NTU-metoden som finns beskriven under avsnitt 3.4. Här följer en sammanställning av de ekvationer som användes. För värmekapacitets flöde användes ekvationer (17) och (18), kapacitetskvoten ekvation (19), maximala värmeöverföringen (0), värdet för NTU (1), värmeväxlarens effektivitet (3), värmeflödet beräknades genom (5), temperaturer efter växlaren beräknades genom ekvationer (6) och (7). Värmeflödet för frånluften beräknades genom ekvation (13) tillsammans med ekvation (8) Tryckfallsmodell Målet med tryckfallsmodellen var att kunna ändra storleken på värmeväxlaren där värmeöverföringsarean ändras genom att ändra antalet luftflödesceller som sitter i bredd i växlaren. Därefter beräknas erforderlig axeleffekt på evakueringsfläkten. Luftflödet på frånluften mättes vid evakueringsfläkten. Volymsflödet var konstant genom växlaren. Av detta och ekvation (9) kunde lufthastigheten i varma luftflödet beräknas och med samma ekvation erhölls ett beroende på tvärsnittsarean. Med figur 11, som visar data över fläkthjulet, kunde det dynamiska trycket, P d, avläsas vid olika volymsflöden med varvtal n 1 =1450 rpm. Fläkthjulets verkningsgrad,? f, beräknades från samma figur genom: nyttig effekt P q t η f = = (44) axeleffekt Pshaft där Pt är tabellens beteckning för det totala trycket, q volymsflödet och P shaft axeleffekten. När mätningen på tryckfallet över värmeväxlaren utfördes arbetar fläkten med ett varvtal på n =1608 rpm, avläst i motorns frekvensomriktare. Effekten är linjär vid olika varvtal och rätt volymsflöde vid aktuellt varvtal erhölls genom: n V = V1 (45) n1 5

26 Figur 11. Data över Fläkt PF-80 som visar det totala trycket och axeleffekten vid olika volymsflöden och varvtal. 5. Resultat 5.1. Värmeflöden Värmeflödet i tilluftflödet, Q c, samt i frånluftflödet, Q h, beräknades (sekretessbelagt). Skillnaden mellan båda värmeflödena är till största del en förlust som försvinner ut genom värmeväxlarens väggar. Verkningsgraden mellan luftflödena beräknades till? = Q c /Q h = 7 %. Vid dessa beräkningar togs tilluften från vinden där luften höll en temperatur på ca 15 C. Om återvunnen värme jämförs med värmeåtgången till torkning blev verkningsgraden 13 %. Om en OTC-tork inte har ett återvinningssystem tas tilluften direkt från utomhusluften, vilket innebär att tilluften håller samma temperatur som utomhusluften. Vid antagande om att utomhusluften håller en årsmedeltemperatur på C och relativ luftfuktighet på 80 % beräknades värmeflödet för att värma tilluften till samma temperatur som i beräkningarna ovan. Den extra energi som erfordras till detta tas vanligen från en värmeanläggning som förser torken med energi. Om återvunnen värme jämförs med värmeåtgången till torkning blev verkningsgraden 18 %. 6

27 5.. Modell med NTU-metoden Beräkning av luftflödesförhållanden Massflödet på den torra luften var konstant mellan tilluften och frånluften, Med data på tilluftens lufthastighet, genom ekvation (4): c m & = m&. ν, kunde lufthastigheten på frånluften beräknas ac ah ( P Pv ) ν A R T a ν c h= (38) ( P Pv ) A RaT h ν h Förhållandet beräknades till ca,35 vilket stämde ganska bra överens med det ν c uppmätta förhållandet mellan lufthastigheterna på ca:, Specifika värmekapaciteten NTU-metoden gäller, som tidigare nämnts, för en ideal värmeväxlare. Den innebär att allt värmeflöde som lämnar det varma luftflödet går över till det kalla luftflödet. Detta gäller inte i det här fallet då värmeväxlaren är oisolerad. Det fanns alltså två värmeflöden, ett för det kalla luftflödet (tilluften), Q &, och ett för det varma luftflödet (frånluften), Q & h. För det varma luftflödet försvann en del av värmen i form av en förlust genom värmeväxlarens väggar, och varma luftflödet kan skrivas som Q & h = Q& c + Q& f, där Q & f är förlustens värmeflöde. Då inte NTU-metoden tar hänsyn till denna förlust kompenserades detta genom att beräkna specifika värmekapaciteten för luftflödena. Värmeflödet kan skivas på två sätt: Q & = m& tot C T och Q& = m & h. Dessa tillsammans ger specifika värmekapaciteten: c p a C p m& = m & a tot h T (39) Detta plottades mot mätdata. Ett medelvärde beräknades och ett konstant värde för C p erhölls. För tilluften beräknades specifika värmekapaciteten till Q& c Q& c C pc = = 1,01 kj/kg C, och för frånluften till C ph = = 11,68 m& T T m& T T kj/kg C. c, tot ( ) co ci h, tot ( ) hi ho Värmeöverföringskoefficienten Värmeöverföringskoefficienten beräknades enligt ekvation (16) i avsnitt 3.4 (resultatet sekretessbelagt). 7

28 5..4. Arean som en funktion Oftast torkas bräder i kanaltorken men även plank förekommer. Grövre dimensioner har ett lägre fuktinnehåll vilket ger en lägre relativ luftfuktighet i frånluften. För att modellen ska kunna utföra beräkningar vid relativ luftfuktighet under 100 % krävs det att modellen förses med en funktion som beräknar värmeväxlarens area. Flera metoder prövades för framtagandet av denna funktion innan det visar sig att insamlad mätdata var otillräcklig i mätområden på relativa luftfuktigheten under 100 %. Här följer istället en presentation av ett förslag till en lösning på problemet. Frånluftens luftflöde avger värme till tilluftens luftflöde. I frånluftens luftflöde sjunker temperaturen och relativa luftfuktigheten ökar ju längre in i värmeväxlaren luften transporteras. Då relativa luftfuktigheten når 100 % börjar luften att kondensera ut vatten, det sker vid någon position i frånluftsflödets transportriktning. När kondensering inträffar kallas dess temperatur för daggpunktstemperaturen, T dp. Kondensering innebär att den fuktiga luftens värde på specifika värmekapaciteten, C p, ändras markant och därmed ändras även värmeflödet. När varma luftflödet från torken har RH hi <100 % så delas värmeväxlaren in i två växlare, A och B. Det vill säga att växlaren delas in i en icke kondenserande del, växlare B, och en kondenserande del, växlare A. Gränssnittet mellan dessa växlare avgränsas av den aktuella temperaturen för daggpunkten, T dp. Utifrån mätdata beräknas kondenserande delens specifika värmekapacitet genom att utnyttja T hi =T dp. Med mätdata och beräknad aktuell daggpunkt erhålls värmeflödet i växlare A genom Q & ekvation: h = m& a h m& whw. Värmekapaciteten bestäms utifrån mätdata och ekvation: Q& h Cp, h = m & h, ( Tdp Tho) tot. Analogt beräknas värmekapacitet för det icke kondenserande frånluftsflödet samt för tilluftsflödet (C p i tilluftsflödet har samma värde i växlare A och B). Vid beräkning av tilluftsflödets gränssnitt, som delar in värmeväxlaren i två växlare (A och B), kallas temperaturen T, se figur 1. T har index co eller ci (cold out, cold in) för växlare A respektive B. T är den temperatur som motsvarar tilluftsflödets temperatur vid samma gränssnitt som frånluftsflödets temperatur vid daggpunkten, T dp. Var detta gränssnitt har sitt läge inne i växlaren beror på var kondensering sker i frånluftsflödet. Detta är i sin tur beroende på relativluftfuktighet och lufthastigheten in i växlaren, RH hi och v hi. 8

29 T ho T dp T dp B A T co T ci T co T ci T hi, RH hi, v hi T ci = T co Figur 1. Principskiss för beräkning av värmeväxlarens area som funktion, där värmeväxlaren delas in i två växlare. Till höger i figur: växlare A, kondensering sker i varma luftflödet (röda pilar). Till vänster i figur: växlare B, ingen kondensering sker. För att beräkna T co i växlare A kan NTU metoden användas. Problemet är att arean för växlare A inte är känd. Om beräkning sker med hela växlarens värmeöverförings area blir T co något högre än hela växlarens utgående temperatur, T co. För att övervinna denna problematik sker en beräkning med iterering enligt följande. Gissa en temperatur på T ci och beräkna arean, A B, för växlare B genom: ( T T ) Q & cb = m& cc (41) pc co ci QcB Q & & cb = U AB Tlm AB = U T (4) lm, B där är den logaritmiska temperaturen för växlare B. T lm, B Arean för växlare A erhålls genom A A = A htr -A B. Denna area sätts sedan in i NTU metoden för växlare A och en temperatur T co beräknas. Vi har att T co =T ci. En ny bättre gissning görs på T co och proceduren upprepas. Detta itereras tills dess att T co T ci. Nu återstår endast att skapa en funktion för arean som beror på relativa luftfuktigheten och lufthastigheten, det vill säga A A (RH, v). Denna funktion sätts sedan i modellen för att beräkna areafördelningen mellan växlare A och B. 9

30 5..5. Simuleringar med modell Eftersom modellen var begränsad till RH hi = 100 % blev simuleringarna begränsade till klenare virkesdimensioner. Detta medförde ett högt värde på relativa luftfuktigheten. Dimensioner som användes var 19x15 gran, x15 gran, x15 gran med en paket bredd 1400 mm och slutligen 3x15 gran. Simuleringar i Valutecs simuleringsprogram Valusim utfördes på dessa dimensioner, se figur 13. Från detta erhölls klimatet inne i kanaltorken samt fuktkvot och tid. För att kunna utföra simuleringar i NTU-modellen beräknades massflödet utifrån Valusims beräknade värde. Vattnets massflöde: MC & = ρ V (43) t m w där ρ = 380 kg/m 3 är träets densitet för gran, V är virkesvolymen inne i kanaltorken, MC är skillnaden mellan start och slutfuktkvot och t torknings tiden. Frånluftens lufthastighet beräknades med ekvation (5) och (43). Tilluftens lufthastighet beräknades genom att dela frånluftens lufthastighet med kvoten för luftflödesförhållandet, se avsnitt Ett medelvärde bildades av de erhållna temperaturerna från Valusim, och tillsammans med massflödet valdes detta att kallas för centrumpunkten. Slutligen utfördes simuleringen i NTU-modellen. De simulerade värdena från Valusim på relativluftfuktigheten inne i torken, RH hi, låg mellan %. För att NTU-modellen ska kunna utföra rimliga beräkningar krävs ett RH hi på 100 %. Simuleringar med relativ luftfuktigheten under 100 % blev inte trovärdiga då NTU-modellen beräknade en verkningsgrad på över 100 %, se bilagor. Utifrån centrumpunkten ändrades tre variabler ( m& v, T hi och T ci ) mellan högt och lågt värde med 3 = 8 antal försökt, där den våta temperaturen justerades så att RH hi blev 100%. 30

31 Figur 13. Exempel på en simulering av en torkprocess med Valusim. Dimension och träslag som simuleras i figuren är x15 mm gran Modell för fläktdimensionering Konstanterna α och β bestämdes utifrån mätdata och med hjälp av ekvation (30) (resultatet sekretessbelagt). Motorns axeleffekt, beräknat utifrån strömförbrukning, beräknades m.h.a ekvation (35) till P e =5,1. Strömförbrukningen avlästes i motorns frekvensomriktare. Med mätningarna på tryckfallet över värmeväxlarens båda luftflöden beräknades axeleffekten från ekvation (34) och medelvärdesbildades, P e =3,033 kwh. Kvoten mellan de båda sätten att räkna axeleffekten visade sig bli 1,718, med en standardavvikelse 0,76. Efter samråd med handledare på Valutec AB beslutades det att låta vikta modellen för att kompensera felet. Modellen viktades med en 95%-igt konfidensnivå: standardavvikelse Medelvärde + 1,96 = 1,784 (46) ( antal värden) d.v.s viktningen av modellen blev: 1,8*P e. 31

32 5.4. Konsekvenserna av värmeväxlarens storlek Med mätdata från sågverket utfördes samtidiga simuleringar i NTU-modellen och tryckfallsmodellen. Samma evakueringsfläkt och samma massflöde, som vid insamlingen av mätdata, användes under alla simuleringar. Storleken på värmeväxlaren ändrades, det vill säga värmeöverföringsarean. Temperaturer, värmeflöden, verkningsgrad och ekonomin beräknades. I tabell framgår uträkningar på värmeväxlare med storlekar A 1, A, A 3 och A 4 m. Effekterna Q 1 till Q 4 är beräknade med hjälp av modellerna vid ett massflöde på frånluften på ca x 3 kg/s (medelvärde). Det torkades mm gran vid mättillfället. Torktiden för hela året är beräknat på 50 veckor med en satsningsintervall på,1 h och ett 3 minuters stopp för varje satsning, vilket ger en årlig torkkapacitet på m 3. Effektåtgång vid virkestorkning beräknades till 1618 kw. Antagna priser för värmeproduktion var 0,1 kr/kwh, elpris 0,40 kr/kwh, inkomst vid försäljning av energi till industri 0,8 kr/kwh samt till villor 0,55 kr/kwh. Inkomst vid försäljning av fastbränsle var antaget till 0,1 kr/kwh. Större area innebär bättre ekonomi och verkningsgrad. Tabell. Simulering av värmeväxlare med storlekar A 1 till A 4 m i värmeöverföringsarea. Bästa resultat uppnås med A 4 m. Återvunnen värme ligger då vid Q 4 kw och verkningsgraden i värmeväxlaren är 68,1 %, verkningsgraden mellan värmeväxlare och torkeffekt är 17,5 %. Värme- Återvu- Utan VÅV Med VÅV Med VÅV, alt. för insparad Verkning- Verkningöverföri- nnen- [kr]/år [kr]/år energi [kr]/år sgrad [%] sgrad [%] ngsarea värme Utgift för Utgift Insparat Inkomst. Sälja energi: Inkomst Till och från- Värmeväxlare [m²] [kw] extra värme för el av VÅV industri+villa,60+40% sälja bränsle luftsflöden /torkeffekt: A1 Q ,7 13, A Q ,3 15,1 A3 Q ,8 16,8 A4 Q ,1 17, Mätnoggrannhet Utrusning Vid mätning av ingående temperatur och luftfuktighet till värmeåtervinningssystemet användes kanaltorkens temperaturgivare där data loggades till kanaltorkens styrsystem 9000s. Givarna är av typen PT100 och har en mätosäkerhet på ±0,3 C vid [ C]. Tilluftens temperatur och relativ luftfuktighet innan inträde i värmeväxlaren mättes med hjälp av dataloggers vid namn Tiny Tag Plus. Dessa loggers har en mätosäkerhet för temperaturen på ±0,45 C vid 0 C och en mätosäkerhet på ±3 C vid 0 C för relativ luftfuktighet. 3

33 Övriga mätningar för temperatur, lufthastighet och tryckdifferens utfördes med hjälp av ett multiinstrument med tillhörande kringutrustning vid namn Testo Mätosäkerheten för denna utrustning är som följer. Testo handenhet: ±0,45 C vid [-5 +74,9 C], ±0,005 kpa vid 0,501 kpa och ±0,013 kpa vid 1,51 kpa. Vinghjulsgivare: ±(0, m/s +1,5% av mv). Radiohandtag: ±0,5 C vid [- 0,0 +80,0 C]. Fukt/temp.givare: ±0,5 C vid [-10,0 +60,0 C], ±,5% RH vid [5 95% RH]. Temp.givare: ±,5 C vid [ C] Mätpunkter Vid mätning av frånluftens temperatur användes, som tidigare nämnts, kanaltorkens temperaturgivare. Givarna är sex till antal och utplacerade på strategiskt utvalda ställen för att kanaltorkens styrsystem ska kunna övervaka klimatet inne i respektive zon. Två av givarna mäter den våta temperaturen, resten den torra temperaturen. Vid analys av mätdata inför framtagandet av modellerna var tanken att använda de torra givarna närmast värmeväxlaren i respektive zon och medelvärdesbilda dessa, likaså bilda ett medelvärde av de våta temperaturerna. Detta visade sig dock ge mätfel då den våta temperaturen ibland översteg den torra, vilket inte är teoretiskt möjligt. En trolig orsak till detta kan vara att avståndet mellan mätpunkterna var för stort, likaså ett för stort avstånd mellan värmeväxlaren och mätpunkterna. Temperaturerna och luftfuktigheten vid normal drift skiljer sig mellan den båda zonerna. Hur stor del av luften som mixas mellan zonernas luftflöden innan inträde i värmeväxlaren är obesvarat. Om mixningen är ojämn ger medelvärdesbildningen av temperaturerna en falsk bild av verkligheten, detta kan vara en trolig orsak till problemet. Avståndet kan ge upphov till fördröjning i temperaturförändringar mellan mätpunkter och värmeväxlare. Vid satsning av kanaltorken stannar fläktarna och utomhusluft strömmar in genom portarna vid virkets in och uttag. Vid hög luftfuktighet kan detta orsaka beläggning av kondensvatten på dom torra givarna. Det i sin tur kräver energi för avdunstning som orsakar att temperaturen sänks på givaren och ger upphov till mätfel. Vid mätning av den våta temperaturen kan den fuktiga duken runt den våta givaren medföra att temperaturen ändras långsamt, den hinner då inte med snabba förändringar i omgivande klimat. Huruvida det fuktiga klimatet inne i kanaltorken påverkade mätonoggrannheten med tillfälliga fuktbeläggningar på temperaturgivarnas ytor med mätfel som följd lämnas obesvarat. Eftersom beräkningarna var så känsliga för temperaturändringar skulle en fuktbeläggning kunna ge ett sken av lågt eller till och med ett negativt energiflöde. Givarnas onoggrannhet har tagits upp tidigare. Detta fel är mycket mindre än felet på grund av givarnas placering inne i kanaltorken. Vid uppbyggnaden av modellen visade det sig att små ändringar i tilluftens våta temperatur gav stora utslag på värmeflödet i modellberäkningarna. För att få en noggrann mätning borde en mätutrustning ha installerats direkt i anslutning till värmeväxlarens tillopp av frånluftsflödet. Då det varken fanns lämplig mätutrustning tillgänglig eller tid för nya mätningar löstes problemet med att välja data från de givare som visade de rimligaste värdena. Dessa valda givare var två torrgivare närmast värmeväxlaren, en från respektive zon, som medelvärdesbildas. För att kunna uppfylla kriteriet att den våta temperaturen inte översteg den torra valdes den givaren som visade lägre 33