Optimering med absorptionsvarmepumpe

Transkript

1 Optimering med absorptionsvarmepumpe Kasper Andersen & Jesper Brink Nielsen

2 Forfattere: - Jesper Brink Nielsen (JN) A Kasper Andersen (KA) V09851 Rapportens titel: Projekttype: Fagområde: Optimering med absorptionsvarmepumpe Bachelor Termiske maskiner, økonomi, automation og kemi Uddannelsesforløb: 6. Semester efterår 2013 Uddannelsesinstitution: Vejleder: Aarhus Maskinmesterskole Torben Christensen og Henrik Rønbjerg Afleverings dato: 16. december 2013 Antal normal sider: 41 Bilag: 35 Jesper Brink Nielsen Kasper Andersen Side 2 af 79

3 Abstract This report is the product of a bachelor project, prepared by two Marine and Technical Engineer students at AAMS. The project builds further on tasks that were asked during the final internship. Furthermore this report deals with the design and work principles of the absorption heat pump. The main issues in this report is to analyze how this absorption heat pump can optimize operational conditions on a specific district heat plant. The model of a optimization must be able to overcome both operational conditions and economical prerequisites. On a district heat plant there is many requirements that must be for fillet before an absorption heat pump can be a part of the operational conditions. It is therefore necessary to obtain as much knowledge about the heating plant and the absorption heat pumps functionality and requirements as possible. To obtain this knowledge, relevant experts has through the project been contacted to get as correct information as possible. The analyzes in the report showed that absorption heat pump could optimize the specific district heat plant through both flue gas recovery applications and solar heating efficiency. Side 3 af 79

4 Indholdsfortegnelse Forord Indledning Problemformulering Metodevalg Afgrænsning Introduktion fjernvarme Anlægsbeskrivelse Generelt Kedelanlæg og røggasrensning AHP Egenskaber Procesmedier Opbygning Processen Begrænsninger Vedligehold Energien i røggassen Beregning af energien i røggassen Diskussion af data for røggaspotentialet Virkningsgrad ved røggas varmegenindvinding Energi i røggassen ved lavere laster Muligheder for optimering Røggasoptimering Optimering af solvarme Side 4 af 79

5 7 Drift Analyse af model R Analyse af model R Lagringsmetoder solvarmeoptimering Driften af optimeringen for solvarmeanlæg Projektering Røggasoptimering Solkøling Økonomi Gældende regler Indtægter Udgifter Forudsætninger Analyse af rentabiliteten Investeringsbudget Konklusion Perspektivering Litteraturliste Side 5 af 79

6 Forord For at kunne forstå helheden i rapporten forudsættes det at læseren har samme tekniske viden som en maskinmester eller derover. Under læsningen af rapporten henvises løbende til bilag således (Se Bilag - x) eller Se Bilag - x, som kan være med til at give læseren en uddybning af det pågældende emne. Bilagene er vedlagt elektronisk, og nævnes kun første gang med navn, efterfølgende henvises blot til nummereringen. Grafer eller anden dokumentation som er udført i regneark, er både vedlagt som PDF og Excel fil. I hoveddelen af rapporten refereres der til følgende: Vestervig Fjernvarme(VF) Averhoff Energi Anlæg(AEA) Absorptionsvarmepumpe(AHP). Yderligere vil der i rapporten benyttes flere referencer for ord som benyttes adskillige gange i rapporten. Det gøres ved at skrive ordet efterfulgt af forkortelsen i en parentes, eksempelvis; varmeveksler(vv). På bilag 1 er vedlagt en reference-/bilagsliste for at have et overblik over hhv. de referencer der benyttes i rapporten samt de bilag som henvises til. I rapporten er indført flere oplyser, der er hentet igennem interviews eller samtaler. Når der refereres skrives personens efternavn efterfulgt af årstal for hvornår eksempelvis interviewet er gjort f.eks. (Nielsen, 2013). I bilag 2 er alle benyttede oplysninger, som er sket igennem samtaler og interviews iført. Der gives en tak til: AEA Arcon Danstoker DME F.W. Rørteknik Hollensen Hurup Fjernvarme S.E.G. Snedsted Varmeværk Tarm Varmeværk Vestervig Fjernvarme Weiss Side 6 af 79

7 1 Indledning Denne rapport er et produkt af et bachelorprojekt, udarbejdet af to maskinmesterstuderende på Aarhus maskinmesterskole. Projektet bygger videre på opgaver, som blev stillet i forbindelse med den afsluttende praktik. Praktikken foregik hos virksomheden AEA, der rådgiver og projekterer om opførsel af nye anlæg samt udvidelser eller optimeringer af eksisterende anlæg i fjernvarmebranchen. Virksomheden opererer hovedsageligt i Danmark. I praktikperioden blev der stillet en opgave, som tog udgangspunkt i et udvalgt fjernvarmeværk, VF. Formålet med den stillede opgave var at udføre og dokumentere, hvorledes en AHP kan hjælpe det udvalgte varmeværk med at optimere deres anlæg og drift samt at give overblik for andre danske varmeværker over, hvordan en AHP kan medvirke til optimering af driften. Den stillede opgave benævnes i det efterfølgende som Projektet. Projektet har omfattet følgende undersøgelser: Hvordan kan en AHP optimerer på værkets røggas varmegenindvinding? Hvorledes kan en AHP medvirke til at effektiviserer en fremtidig installation af et solvarme anlæg? Hvordan kan en AHP implementeres på VF? Økonomiske konsekvenser, for og imod Igennem praktikforløbet blev der erfaret at store dele af VF producerede effekt sker gennem røggas varmegenindvinding. De lukker på nuværende tidspunkt røggassen ud af værket ved ca. 40 grader. Røggas varmegenindvindingssystemet tillader at køle røggassen få grader over det vand, som er til rådighed. Ligeledes afhænger effektiviteten på et solvarmeanlæg af temperaturen på vandet som det tilføres. En AHP kan derfor ved at køle procesvand optimerer på røggas varmegenindvinding og/eller et solvarmeanlæg. Der er mange betingelser for at disse optimeringer kan fungere i den daglige drift. AHP en og de eksisterende komponenter har hver deres begrænsninger og egenskaber. Sammensætningen af dem er ret kompleks. Derfor udgør en stor del af dette projekt, analyser for hvorledes nye og eksisterende komponenter på bedste vis kan kombineres. Formålet med denne rapport er at videre undersøge, hvorledes udførelsen af en optimering for hhv. røggas varmegenindvinding samt en kombination af røggas varmegenindvinding og effektivisering af solvarmeanlæg er lade sig gørlig ved at benytte en AHP. Under- Side 7 af 79

8 søgelsen vil blive lavet med henblik på at finde en optimeringsmodel, der vil være velfungerende i den daglige drift, og vil kunne overholde opstillede økonomiske forudsætninger. 1.1 Problemformulering Ud fra erfaringerne i praktikforløbet og ovennævnte formål, er der fremstillet følgende hovedspørgsmål, som udgør problemformuleringen for dette bachelorprojektet: 1 Hvorledes kan en AHP optimere driften på Vestervig Fjernvarme? 1.1 Hvordan kan den indføres på værket? 1.2 Hvorledes kan driften foregå? 2 Kan en optimeringsmodel overholde gældende regler for investeringer inden for Fjernvarme branchen? 1.2 Metodevalg Der vil i rapporten gøres brug af den viden, som er tilegnet igennem studiet på Aarhus Maskinmesterskole. Derudover vil der igennem projektet blive tilegnet viden omkring; flisfyrede fjernvarmeværker, AHP ens virkemåde og begrænsninger. Denne viden vil danne grundlag for besvarelsen af, hvorledes en AHP kan indføres på VF under realistiske driftsforhold. Indsamlingen af viden vil ske gennem Analyser af forskellige tekniske tegninger Tilgængelig dokumentation og faglitteratur Interviews og korrespondance med fagfolk hos hhv. rådgivende ingeniørfirmaer, fjernvarmeværker, producenter og underleverandører Påtænkte metoder til indføring af en AHP og dens driftsforhold vil løbende blive forklaret eller påvist for fagfolk, for at få bekræftet, at de kan fungere i realiteten. Til at opstille et investeringsbudget, som overholder de gældende regler inden for fjernvarmebranchen, vil der i rapporten blive foretaget følgende: Påregne en besparelse ud fra egne beregninger Projektering af optimeringsmodeller Undersøgt hvilke regler der er gældende for investeringer i fjernvarmebranchen Side 8 af 79

9 1.3 Afgrænsning Undervejs i praktikforløbet er der erfaret, at forudsætningerne for at beregne, hvilke ydelser solvarmeanlæg yder på årets forskellige årstider kræver megen erfaring og kendskab til de forhold, som anlæggene befinder sig i. Det er ikke muligt på den tidsbegrænsning, som er stillet for projektet, at skabe en dybere forståelse for dette. Der afgrænses derfor i projekt fra nærmere analyse af dette. Vi vil i projektet således udelukkende forholde os til data fra en solvarmeanlægsproducent, uden videre at analysere på validiteten af ydelserne. Den viden som indføres i rapporten fra fagfolk kræver stort kendskab til branchen. Der vil i rapporten blive forsøgt at vurdere validiteten heraf, men nogle udsagn vil blive godtaget og benyttes i rapporten uden en videre analyse. Der kan derfor være en usikkerhed ved disse data. Hvor det er nødvendigt at gøre brug af antagelser, vil dette blive oplyst. Side 9 af 79

10 2 Introduktion fjernvarme Maskinmesteruddannelsen indeholder ikke obligatorisk undervisning omkring fjernvarmens opbygning. Dette afsnit introducerer derfor kort, til opbygningen og funktion af VF, for at kunne følge termer og forklaringer i resten af rapporten. Funktion af værket Fjernvarmevandet sendes via pumper ud af værket i rør, der er begravet i jorden, også kaldet præ rør. Det varme vand, som sendes ud af værket betegnes som fremløb. Efter vandet har afgivet energi hos forbrugeren, sendes det tilbage til værket ved lavere temperaturer. Det tilbagevendende vand kaldes retur. Energikilde Værkets hovedkomponent er en fliskedel. Fliskedlen har til opgave at påføre returen en varmetilførsel, således at den ønskede fremløbs temperatur opnås. For at give den bedste drift af værket, shuntes vand udenom komponenter flere steder på værket. At shunte, er et andet ord for at bypasse. Kedlen har eksempelvis en minimums temperatur på dens indløb, derfor shuntes varmere vand til indløbet af kedlen(se evt. Bilag 3 - AEA, P&I diagram VF). Styringen af bl.a. kedlen foregår gennem et automatiseret system, betegnet SRO(Styring Regulering og Overvågning). Produktion Belastningen på et fjernvarmeværk, er afhængig af årstiderne. Forbrugerne bruger mest varme om vinteren, og tilnærmelsesvis kun brugsvand om sommeren. Herunder på figur 1 er varmeproduktionen fra november 2011 til oktober 2012 vist i en graf(se Bilag 4 - Datalogning,VF). VF oplyser at deres produktion er steget efter denne dataopsamling, og der kan benyttes MWh som årlig forbrug(bjerre, 2013). Figur 1 Skema for produceret varme VF Side 10 af 79

11 Lagring Fjernvarmeværker, som har et solvarmeanlæg, skal have mulighed for at lagre varme. Det skyldes at forbruget er lavt om sommeren, hvor potentialet i solenergi er højt. Solens energi er så højt, at forbrugeren ikke kan aftage alt dets varme i dagstimerne, energien skal derfor lagres. Lagringen sker i en akkumuleringstank(akk. tank). En akk. tank er for det meste en isoleret cylinderformet ståltank, udført som en åben tank. Tankens nærmere opbygning og virkemåde vil blive forklaret nærmere i afsnit 7. Side 11 af 79

12 3 Anlægsbeskrivelse Dette afsnit omhandler VF s anlægsopbygning, i form af komponenter og tal værdier, som senere vil være udgangspunktet for dimensionering af en AHP'en, samt hvordan driften af anlægget skal foregå. 3.1 Generelt VF leverer varme til 536 forbrugere, med en fremløbs temperatur på o C for Vestervig, som udgør 66% af produktionen, og 67 o C for Agger der udgør de resterende 33% af produktionen. Værket leverer direkte til forbrugeren og har ingen akkumuleringstank. (Bjerre, 2013) Ud fra datalogning af VF er der udregnet en middelreturtemperatur for hhv. Vestervig på 34 o C, og for Agger på 39,5 o C(Se Bilag 4). En blanding af de to retur giver gennemsnitligt 36 o C, og bruges efterfølgende i rapporten som den gældende returvandstemperatur for hele værket. Derudover vælges der at benytte 70 o C som gældende fremløbstemperatur for hele produktionen. Dette gøres for at simplificere de udførte analyser i rapporten, velvidende om at det kan medføre mindre fejlkilder. VF ønsker yderligere at udbygge værket med akkumuleringstank samt et solvarmeanlæg, som igennem sommermånederne, juni, juli og august vil kunne dække størstedelen af varmebehovet, der antages derfor i denne rapport, at kedlen efter solvarmeanlægget er opsat, tages ud af drift i disse måneder. Planen er at udbygge med solvarmeanlægget i starten af år 2016(Bjerre, 2013). 3.2 Kedelanlæg og røggasrensning Vestervig Fjernvarme bestod til og med år 2011 af en fliskedel og to oliefyrede kedler til at dække produktionen. I forbindelse med en udbygning af VF s fjernvarmenet til forbrugerne i Agger, har det været nødvendigt med en investering i et nyt fliskedel anlæg. Det nye kedelanlæg består af en kedel med en max belastning på 3,5MW og med 1MW røggas varmegenindvinding i form af røggasvaskning, derfor en samlet max anlægsbelastning på 4,5MW for at kunne dække hele produktionen. På næste side vises relevante data for kedlen 2 på figur 2(Se Bilag 5 - Maskinspecifikation, s. 3). 1 VF forsyner Vestervig med 67 o C i størstedelen af året(bjerre,2013) 2 Det ses på figur 2, at kedlen tillader op til 120 o C, den er derfor klassificeret som en hedtvandskedel. Vand over 110 o C betegnes hedtvand. Side 12 af 79

13 Tekniske specifikationer ved 100% last Max varmeydelse 3,5MW Beregningstryk 3,5bar Beregningstemperatur 120 o C Driftstemperatur o C Min. returløbstemperatur til kedel 95 o C Røggastemperatur 220 o C Flis forbrug ca. 1600kg/h Nedre brændværdi flis v. 45% RF 9,38MJ/ton Figur 2 Kedeldata Røggas Røggassen fra kedlen bliver først ledt ind igennem en multicyklon, som sørger for at fjerne de største partikler i røggassen som vist på figur 3. Figur 3 Billede fra SRO anlæg, VF (Weiss, 2011) Efter multicyklonen bliver røggassen via en røggassuger ledt videre ind i et røggasvasker tårn(rgv). RGV et har til opgave at hhv. rense røggassen for urenheder og overføre energi fra røggassen til fjernvarmevand. Processen sker ved vand bliver forstøvet udover røggassen gennem dyser, derved sker en nedkøling af røggassen. Under nedkølingen Side 13 af 79

14 sker der en energioverførsel ved termiskenergi i røggassen i form af temperatur, men også den kondenseringsenergi som den i røggassen værende vanddamp har oplagret under forbrændingen af det våde brændsel. Vandet i RGV et tilføres kemikalier for at undgå syredannelse videre i systemet og i øvrigt bliver det renset via et filter. Se evt. "Bilag 3", for opbygningen af RGV et. Vandet som benyttes i RGV et afgiver varme gennem en varmeveksler til returvand fra byen. Ifølge maskinspecifikationerne i kan røggassen køles ned, med en temperaturdifferens på 3 o C i forhold til returvandet(se Bilag 5 - s.19). Røggaskondensering vil blive forklaret nærmere i afsnit 5. Fjernvarmen Som det ses af figur 3, bliver returvand fra byen først ledt ind i kedelinstallationen, fra højre, gennem varmeveksleren tilsluttet RGV'et. Vandet føres videre til kedlens indgang, hvor dele af det shuntes udenom. Shuntningen sker for at tillade, at mere vand kan føres gennem varmeveksleren og derved hæve RGV'ets effektivitet, RGV'et har i øvrigt et minimumsflow for at kunne overholde en forudbestemt effektivitet.deraf er ventilen som shunter vandet, på VF navngivet "virkningsgradsventil", resten af vandet føres igennem kedlen. Det shuntede vand fra virkningsgradsventilen blandes sammen med vandet fra kedlen og sendes videre. Det ses at vandet ved afgangen af kedelinstallationen har en høj temperatur, det skyldes at der ved udgangen er værket er placeret endnu en shunt(system shunt), som ikke er afbilledet i SRO anlægget, til at skabe endnu en blanding for at sende vandet ud til forbrugeren ved den ønskede fremløbstemperatur. Side 14 af 79

15 4 AHP Projektet er bygget op omkring at anvende en AHP i forskellige sammenhæng. Denne specifikke varmepumpe er ikke belyst i maskinmesteruddannelsens undervisning. Det er derfor en nødvendighed at gå dybere ind i AHP ens teknologi. Kendskabet til AHP ens teknologi danner grundlag for, den nærmere vurdering af anvendelsen af denne i driften på VF. Derfor belyses AHP ens virkemåde og begrænsninger i dette afsnit. Dette afsnit er skrevet ud fra egne erfaringer som er tilegnet gennem praktikforløbet hos AEA samt samtaler og besøg hos hhv. Danstoker som er underleverandør for AHPproducenten Thermax og SEG der projekterer løsninger med AHP er. Der refereres yderligere til "Bilag 6 - Mulige anvendelser af absorptionskøling (SEG, u.d), samt producenten, Thermax(TX, 2013). 4.1 Egenskaber En AHP er en anderledes form for chillerunit. Den drives af overskudsvarme eller anden energikilde, i modsætning til drift ved en elektrisk forsynet kompressor som kendt fra køleteknik. Helt firkantet set kan en sådan chillerunit, som vist nedenfor, optage varme fra en drivenergi ved høje temperaturer, producere kulde som optager varme fra nogle omgivelser ved lavere temperaturer og tilfører det til processen. Varmetilførslen fra kuldebehovet og drivenergien afsættes i nedkølingen af chilleruniten ved mellemtemperatur som vist på figur 4. Figur 4 Energibalance Side 15 af 79

16 Hvis ikke kølingen af AHP en kan benyttes anses det som et tab i processen. Anvender man i stedet maskinen med henblik på at benytte den varmeenergi som afsættes i kølingen, ses chilleruniten i stedet som en varmepumpe, deraf kommer navnet absorptionsvarmepumpe. AHP en er i stigende grad på vej ind i den danske fjernvarme fordi, der er rig mulighed for at aftage kuldebehov til optimering af eksempelvis røggas varmegenindvinding og afsætte varmeenergien i fjernvarmevand. Valg af type Der findes flere forskellige typer AHP er. Valget af AHP til VF træffes på baggrund af flere faktorer. En AHP kan drives ved brug af damp, varmt-/hedtvand, røggas eller ved hjælp af indbygget brænder fyret af gas eller flydende brændsler. En AHP med indbygget brænder vil være uhensigtsmæssig at anvende, ved at der skal anvendes et dyrere brændsel og at VF besidder ikke en større beholdning af olie eller gas. Der produceres ikke elektricitet på VF, derfor vil en omlægning til dampproduktion ligeledes være uhensigtsmæssig. Det udelukker derfor brugen af damp og fyringen af gas eller flydende brændsler. Det efterlader mulighed for at anvende hhv. røggas eller varmt-/hedtvand. En røggasdrevet AHP kan drives af røggas ved o C og aftage varme fra røggassen således at den igen lukkes ud af AHP'en ved temperaturer mellem 200 o C til 170 o C. Den røggas som er til rådighed efter multicyklonen på VF, er ved fuldlast 220 o C, hvilket ikke er nok til at drive en AHP. Der foreligger en mulighed i at udtage røggassen efter et af kedlens røgtræk. Dette ville kræve en ombygning. En sådan ombygning ville være en stor omkostning for varmeværket (Lyng, 2013). Økonomiske aspekter er en vigtig faktor for valg af AHP, derfor udelukkes metoden med at benytte røggas, idet det allerede må antages, at omkostningerne ved en ombygning vil overstige indtægterne for optimering af driften ved denne type AHP. En AHP kan drives af vand fra 75 op til 200 o C hedt vand. Kedlen på værket er godkend til at kunne producerer 120 o C hedtvand, det gør muligt at benytte hedt vand uden større ændringer på kedelinstallationen. Valget af AHP type, falder altså på en hedtvands drevet. Hvilke muligheder som gør sig gældende mht. køling ved denne metode og hvilke ændringer det medfører på værket påvises senere i rapporten. Side 16 af 79

17 4.2 Procesmedier Inde i maskinen agerer to medier, vand og en saltopløsning. Saltopløsningen er en blanding af Litiumhydroxid og Hydrogenbromid(WIKI, 2013), sammensætningen af de to er navngivet Litiumbromid(LiBr). Vand og LiBr har egenskaber, som gør det muligt for AHP en at fungere, herunder oplyst. LiBr og vands kogepunkt er trykafhængig og denne egenskab benyttes for at processen kan lade sig gør. LiBr har en evne til at binde og adskille vand fra sig. For at adskille vand fra LiBr kræver det, at der sker en varmetilførsel. Ved at tilføre nok varme kan vand fordampes og adskille sig på grund af dets lavere kogepunkt i forhold til LiBr. Dette kaldes også en endotermisk proces. Dette kan også forklares ved, at vandet desorberer fra LiBr en, hvilket er afbilledet på figur 5. Figur 5 Desorbering af vand Figur 6 Absorbering af vand For igen at forene de to medier er det eneste behov at skabe en kontakt mellem disse to. Det gøres inde i AHP en ved at forstøve LiBr over dampen som vist på figur 6. Dampens høje energiindhold fra fordampningen gør, at det afgiver varme til LiBr en. Igen på grund af forskellige kogepunkter indeholder dampen ikke nok energi til at LiBr en kommer i nærheden af at fordampe. Dampen kondenseres derfor og suges til LiBr en, som omtales ved, at den absorberes. Dette kaldes for en exotermisk proces - altså en varmeafgivelse fra damp til LiBr. Side 17 af 79

18 Det er vigtigt at bemærke er, at LiBr kan være af forskellige koncentrationer som vist på skitseringerne. Desto mere vand der absorberes i LiBr en, desto svagere bliver koncentrationen. Omvendt desorber vand og derfor gøres koncentrationen stærkere. Kendskabet til de to processer er altafgørende for at kunne forstå AHP ens virkemåde og dens begrænsninger, som belyses i de efterfølgende afsnit. Der kan i en AHP benyttes andre medier end LiBr. En af de andre medier som benyttes er ammoniak. Hvert medie har sine fordele og ulemper, der er afhængig af forholdene. LiBr er det medie, som benyttes oftest i fjernvarmesektoren. Rapporten tager derfor udgangspunkt i LiBr. Side 18 af 79

19 4.3 Opbygning Nedenfor er AHP ens opbygning skitseret på figur 7. Opstillingen er tilnærmet den virkelige konstruktion for at kunne forklare processen på bedst mulige måde. Figur 7 Opbygning AHP En AHP er delt op i to dele - en øvre og en nedre del. Hver af delene indeholder to kredse. Fælles for alle kredsene er, at indvendigt er der en rørkonstruktion, som udgør arealet hvori varme hhv. afgives eller optages. Det specielle for to af kredsene - absorber og generator - er, at de er i kontakt med begge medier - vand og LiBr. Absorptionen sker i absorberen, og i generatoren sker desorptionen, forårsaget af drivmidlet - hedt vand. For ikke at skabe forvirring omkring kredsene, hvori der sker hhv. desorption og absorption, er kredsen hvori desorptionen sker navngivet, generatoren. Dette er endvidere begrundet i, at der i denne kreds, tilføres drivmiddel og derved "genereres" processen. Fordamper og kondensatorens funktion er kendt på forhånd, idet de hhv. optager og afgiver varme energi. Absorber og kondensator gennemstrømmes af kølevand som vist på figur 7. Absorberens afgang er forbundet til indgangen af kondensatoren. Denne forbindelse er nødvendig for at opvarme fjernvarmevandet mest muligt. Det er muligt at koble de to kredse anderledes, men dette vil ikke yderligere blive belyst i denne rapport. Side 19 af 79

20 4.4 Processen I denne beskrivelse af processen pålægges mediernes tilstande en farve for nemmere at kunne følge forklaringen. I processens forløb ændres tilstanden på de to medier. Vand er på hhv. vand- og damp-form. Som nævnt tidligere, abs- og desorberes vand til og fra LiBr en inde i AHP en. I beskrivelsen benyttes betegnelsen blanding for LiBr ved svag koncentration og blot LiBr i processen, hvor det er ved stærk koncentration. Forløbet starter i generatoren, da det er den del af AHP en, som driver processen. Generatoren På figur 8 ses det, at hedtvand strømmer ind og ud af generatoren på sekundærsiden, hvorved der afgives varme til Blandingen på primærsiden. Blandingen opnår en temperatur over vandets kogepunkt. Vandet desorbereres fra blandingen og er nu på damp-form. LiBr en som har afgivet vandet bundfalder inde i generatoren pga. dets højere massefylde. Figur 8 Proces, generator Kondensatoren Dampen fra generatoren ledes over imod kondensatorkredsen som illustreret på figur 9. Inde i rørene strømmer fjernvarmevand, der fungerer som kølevand. Dampen afgiver varme til fjernvarmevandet, hvorefter dampen kondenserer og bundfalder i kondensatoren som vand. Figur 9 Proces, kondensator Side 20 af 79

21 Fordamperen Vandet fra kondensatoren føres til den nedre del af AHP en og videre til fordamperen. Dette vises på figur 10. Vandet forstøves henover fordamperrørene, optager varme fra det gennemstrømmende procesvand og fordampes nu igen. Dele af vandet, som ikke optager nok varme til at fordampe, bundfalder og recirkuleres ved hjælp af en pumpe, der er placeret i bunden af fordamperen. Figur 10 Proces, fordamper For at denne proces kan lade sig gøre er det nødvendigt, at der er lavere tryk i nedre delen af AHP en. I næste afsnit fortælles hvorledes det kontrolleres. Absorberen LiBr fra generatoren føres ned i absorberen og forstøves udover dampen, som kommer fra fordamperen, vist på figur 11. Dampen absorberes af LiBr'en og mediet er nu igen en blanding. Blandingen fordeles udover rørene og afgiver derved varme til det gennemstrømmende fjernvarmevand. Blandingen bundfalder efterfølgende og pumpes via en cirkuleringspumpe tilbage til dets udgangspunkt i generatorkredsen. Figur 11 Proces, absorber I "Bilag 7 - AHP, proces og komponenter" er hele processen vist. Der er på bilaget påført nogle komponenter, som gør processen mulig. Funktionen af disse komponenter forklares i det følgende afsnit. Side 21 af 79

22 4.5 Begrænsninger Overvågningen, som i AHP'en er indbygget for at styre den, uddybes ikke i denne rapport, idet det ingen indvirkning har på andre komponenter på VF. Frostfare Eftersom procesmediet i fordamper kredsen er vand, kan der ikke køles længere ned end 0 o C, pga. fare for frostsprængninger i fordamperen. Derfor sættes en sikkerhedsmargin på 4-6 o C over frysepunktet. Ydermere er der forudbestemt et minimumsflow på det gennemstrømmende procesvand i fordamperen på 50-60% af nominelt flow. Dette er gjort, fordi for små strømninger kan forårsage en ujævnt fordeling af vandet i rørene, som gør at noget af vandet kan komme ned på koldere temperaturer end andet. Krystallisering LiBr kan størkne, hvis det bliver kølet tilstrækkeligt. Det benævnes som, at det krystalliserer. Normalvis forårsager det dog ikke beskadigelse, men kan forårsage driftsstop, hvorfor det skal undgås. Nedenfor ses figur 12, som viser en kurve for krystalliserings grænsen ved forskelle opløsninger 3. Figur 12 Krystallisationsgrænse (SEG, u.d.) 3 Opløsningstemperaturen vises på Y-aksen og koncentrationen ud af X-aksen. Holdes temperaturen over kurven er der ingen fare for krystallisering. Side 22 af 79

23 Eftersom det kun er vandet som fordamper i processen, er det vands dugpunkt/kogepunkt, der bestemmer trykkene i over- og underdelen af AHP en. Trykkene adskilles ved hjælp af to ekspansionsventiler, som vist på "Bilag 7". Nedenfor på figur 13 er vist et diagram, hvori processen for AHP en er vist 4. Diagrammet gør det muligt at følge vand og LiBr gennem hele processen. Figur 13 Ligevægtsdiagram (SEG, u.d.) Diagrammet anvendes senere til at påvise en af AHP'ens begrænsninger. En genopfriskning af processen gøres først, for bedre at kunne forstå forløbet i diagrammet. Forklaringen af diagrammet tager udgangspunkt i generatoren, ved begyndelsen af den røde pil. Hedt vand opvarmer opløsningen, vand fordampes og føres over i kondensatoren. Den blå pil udgør energioverførslen fra dampen i kondensatoren, samtidig ses det at den røde pil føres mod højre, fordi koncentrationen af LiBr'en bliver stærkere ved at vandet desorberes. Videre fra enden af den blå pil føres vand til fordamperen ved en trykreduktion gennem en ekspansionsventil, vist med den lyseblå linje. Den gule pil udgør energitilvæk- 4 På Y-aksen til venstre er vands dugpunktstemperaturer vist, som er afhængig af trykket, vist til højre på Z- aksen. I bunden er opløsningens temperaturer for LiBr vist på X-aksen. Side 23 af 79

24 sten i vandet som igen bliver på dampform i fordamperen. Dampen absorberes af LiBr, dette vises ved at den gule pil mødes med den grønne pil. Forklaret tidligere i afsnittet, procesmedier, forårsager absorptionen en varmeafgivelse fra dampen til LiBr. Men på grund af LiBr ens højere temperatur ved absorptionen, falder LiBr en i temperatur, tilsvarende den energi, som er overført i fordamperen. Fordampningsvarmen er nu optaget i en svagere blanding af LiBr ved lavere temperaturer. Det ses, at der ligeledes er sket en trykreduktion af LiBr fra den røde til den grønne pil. De to bordeaux røde pile viser en veksling mellem LiBr ved hhv. svag og høj koncentration. Om varmevekslerens funktion i processen fortæller Frederik Holdgaard fra Danstoker, gennem korrespondance (Holdgaard, 2013). "Veksleren mellem generator og absorber er til for at højne den interne virkningsgrad på AHP'en. Det er sådan, at ved lavere temperaturer på LiBr'en, jo bedre evne har den til at absorbere vand til sig. Veksleren er også med til at øge temperaturen på LiBr'en som løber til generatoren, dette gør det muligt at mindske hedefladen i generatoren" (Se evt. Bilag 7, for placering af varmeveksleren) Der kan nu påvises en begrænsning ud fra diagrammet. Ønsker man at forøge udgangstemperaturen på fjernvarmevandet i absorberen, vil det medføre en højere koncentration af LiBr. Men en forøgelse af LiBr koncentrationen, vil som vist på figur 14 med stiplede linjer, forårsager at processen forskydes mod højre og derved tættere på krystallisationsgrænsen. For at undgå fare for krystallisation, er der lavet en tommelfingerregel for dimensionering af en AHP, som hedder, at temperaturforskellen mellem fordamper- og absorberens udgang max må være 40 o C. Figur 14 Forskydning af proces Overfladeareal Temperaturen i generatoren skal være højere end temperaturerne i de andre kredse for at processen skal kunne lade sig gøre. Men for at holde overfladearealet i generatoren på et standardiseret niveau, som producenten fremstiller maskinerne ud fra, er der lavet endnu to tommelfingerregler for dimensionering af en AHP; 1.temperaturforskellen mellem kondensator- og generatorens udgang, skal være minimum 20 o C højere end forskellen mel- Side 24 af 79

25 lem fordamper- og absorberens udgang, 2.temperaturforskellen på det hedtvand, som strømmer ind og ud af generatorkredsen skal være minimum 10 o C. AHP er kan dog specialbygges for at overkomme specielle ønsker fra kunden. Energi Som tidligere nævnt, sker der varmetilførsel i fordamper og generatoren. Varmeenergien afsættes i fjernvarmevandet som gennemstrømmer absorber-kondensator(ak) kredsen. Der afsættes ikke lige megen energi i hver af kredsene, kondensatoren optager ca. 44% og absorberen ca. 56% af varmetilførslen. Den mulige varmetilførsel ved de lave temperaturer i fordamperen er på omkring 70-75% af den tilførsel, som sker i generatoren. Altså en COP på 1,7 til 1,75. som illustreres i nedenstående regneeksempel. Q FORDAMPER = Q GENERATOR 0, 7 til 0, 75 Q GENERATOR + Q FORDAMPER Q AK COP = = = 1, 7 til1, 75 Q Q GENERATOR GENERATOR Forud for de oplyste tommelfingreregler for dimensionering af en AHP, er der nedenfor opstillet nogle betingelser for tilladelige temperaturer på udgangen af de forskellige kredse. tfordamper, UD 4 t ABSORBER, UD tfordamper, UD + 40 t t t t GENERATOR, UD KONDENSATOR, UD ABSORBER, UD FORDAMPER, UD + 20 t GENERATOR, UD tgenerator, IND 10 ( ) t = t + 0,56 t t ABSORBER, UD ABSORBER, IND KONDENSATOR, UD ABSORBER, IND Side 25 af 79

26 Betingelserne kan for at gøre det mere overskueligt opstilles visuelt som nedenfor på figur 15 Figur 15 Betingelser for dimensionering af AHP Desto koldere temperaturer man kan få ud af fordamper kredsen desto bedre kan man optimere på hhv. røggas varmegenindvinding og solvarme. Samtidig ønsker man at fjernvarmevandet, som kommer ud af kondensatoren, har så høj en mellemtemperatur som muligt. Returvandstemperaturen, som forsyner absorberen, er i rapporten antaget at være konstant på de 36 o C og ses derfor som en konstant. Hvilken temperatur, der er mulig at få ud af kondensatoren, afgøres således af en ønsket udgangstemperatur på fordamperen, og den temperatur som generatoren drives ved. For at undersøge hvilke temperatursæt, der kan lade sig gøre, kan betingelserne reduceres til en formel for kondensatorens udgangstemperatur, vist nedenfor. t KONDENSATOR, UD tgenerator, IND 30 + tfordamper, UD tabsorber, IND 0, 44 = 1, 56 Side 26 af 79

27 Ud fra formlen kan der efterprøves forskellige temperatur sæt, illustreret i grafen på figur 16 nedenfor.(se "Bilag 8 - Graf, mulige temperatursæt, AHP" for x- og y-værdier) Figur 16 Mulige temperatursæt Kombinationerne for hvilke temperaturer man ønsker at benytte er altså mange. Det ses dog ud fra grafen, at desto koldere temperatur man ønsker ud af fordamperen, desto lavere bliver udgangstemperaturen på kondensatoren. Man kan ligeledes konkludere, at jo højere hedtvands temperatur som er til rådighed for at drive AHP en, desto højere kan kondensatorens udgangstemperatur blive. Ved en givet generator temperatur kan man reducere udtrykket for at undersøge sammenhængen imellem kondensatoren- og fordamperens udgangstemperaturer. t KONDENSATOR, UD t KONDENSATOR, UD FORDAMPER, UD ( ) tgenerator, IND ( K) 30( K) + tfordamper, UD tabsorber, IND 0, 44 ( K) = 1, 56 t = K + 1, 56 Udtrykket fortæller at, såfremt man mindsker fordampertemperaturen 1 o C, skal man altså sænke kondensator udgangstemperaturen med 0,64 o Cfor at overholde betingelserne. Hvordan AHP en bedst kan benyttes på VF, undersøges nærmere i afsnit 7. Side 27 af 79

28 4.6 Vedligehold Den del af vedligeholdet for en AHP, som vurderes til at medføre betydningsfulde omkostninger, indføres i rapporten for at kunne medregne det som en udgift i afsnit 9. Informationer i dette afsnit stammer fra Bilag 6 - (SEG, u.d.) Luftindtrængning Det kan forekomme, at der i AHP'en forekommer luft i systemet. Luftindtrængning hæmmer processen og kan skabe korrosion. Dette undgås ved at løbende vedligeholdelse af omgivelserne i maskinen med en purgepumpe, som indgår i installationen. Det sker ved at starte pumpen manuelt, en gang imellem. Eftersyn af LiBr Der er i AHP'en to yderligere kemikalier, Litiummolybdat og oktylalkohol. De to kemikalier har hver deres opgave hhv. at reducere korrosionshastigheden og nedsætte overfladespændinger. Kemikalierne er ikke belyst yderlige i denne rapport, da disse har en ubetydelig indvirkning af driften. Én gang årligt skal der udtages en prøve af LiBr'en for at analyserer dens bestanddele. Ud fra prøven kan der for at vedligeholde processen tilsættes en del af ovennævnte kemikalier eller et af LiBr'ens to dele. Side 28 af 79

29 5 Energien i røggassen VF har en god varmegenindvinding af deres røggas, pga. deres lave retur. Det begrænser derved muligheden for at optimere på røggas varmegenindvindingen. Det er energien i røggassen, som hovedsageligt skal skabe besparelsen i optimeringen af værkets drift, det er derfor vigtigt at kende den rette mængde energi der benyttes i projektet. Derfor bliver der i dette afsnit påvist metoden for at analysere røggassen på VF ud fra de oplyste tal i afsnit 3. Metoden benyttes til sidst i afsnittet til at vurdere, hvilken energimængde der bør benyttes. Først i afsnittet beskrives udgangspunktet for at finde energien i røggassen, og hvad der gør sig gældende. Dernæst vil det blive vist med beregning, vejen frem til energien i røggassen. Beregningerne indeholder ikke mellemregning, for overskuelighedens skyld, se "Bilag 9 - Beregning af energien i røggassen", for at se beregningerne med mellemregning. De benyttede formler for røggasanalysen kan findes i Termodynamik(Lauritsen, 2007). Den energi der er til stede i røggassen afhænger af, hvilken type brændsel, der bliver brugt. I dette tilfælde er det en flis fyret kedel, og her bliver det interessant at udnytte energien i røggassen, da meget af energien i flis går tabt i røggassen i form af vanddamp. Dette sker, fordi flis ofte er et meget fugtigt brændsel. Udover fugtindholdet vil brinten i brændslet gå i forbindelse med ilt, der under forbrændingen blive til vanddamp. Den samlede mængde vanddamp har under forbrændingen optaget energi, som svarer til opvarmning af vand til mætningstemperatur fra brændslets temperatur, samt fordampningsvarmen for vand. Dele af den energi vanddampen har optaget under forbrændingen, kan ved hjælp af røggaskøling genindvendes. Vanddampen som er til stede i røggassen begynder at kondensere ved en bestemt temperatur, som bekendt, dugpunktstemperaturen. Dugpunktstemperaturen er et udtryk for mætningstemperaturen, der kan findes ud fra vanddampens partialtryk, som er vanddampens deltryk i forhold til dens volumenandel i den våde røggas. Det er ved køling til under denne temperatur, der begynder at være meget energi, som kan genindvendes i røggassen. For at finde vanddampens volumenandel i den våde røggas, skal røggassammensætning findes. I denne analyse findes røggassammensætningen ud fra et kendt luftoverskudstal sammen med en brændselsanalyse - i dette tilfælde træflis. Side 29 af 79

30 5.1 Beregning af energien i røggassen For at kunne finde energien i røggassen, er det nødvendigt at finde tre faktorer, som er gældende for beregningen. Faktorerne er listet nedenfor: Den i røggassen værende vanddamps partialtryk(ri) Entalpi værdier for røggassen ved forskellige røggastemperaturer Røggasmængden i kg pr. time [kg/h] Flis sammensætningen er ikke oplyst i maskinspecifikationen på VF's kedelanlæg. Derfor er der fundet en flis sammensætning(vc, 2013) som er vedlagt i "Bilag 10 - Flis sammensætning". Tallene er for træflis, som tørstof og skal derfor omregnes til våd basis. Træflis' fugtindhold varierer, og der foretages ikke logning på VF, af fugtindholdet på flisen. Der er derfor antaget en gennemsnitsværdi i fugtindholdet på 45%, antagelsen er gjort ud fra de ni måneder som kedlen vil være i drift efter solvarmeanlægget er idriftsat(bjerre, 2013). I dette afsnit er gjort følgende afgrænsning De mindre bestanddele i flisen som udgør asken, har ikke indvirkning på energien i røggassen og er derfor ikke omtalt videre i denne rapport. Indholdet af oxygen er i brændslet opgivet som en differens, den tilpasses derfor i beregninger så sammensætningen udgør 100%. Fremgangsmåden for dele af analysen er kendt fra maskinmester studiet. De kendte beregningsmetoder er gjort i "Bilag 9". Resultaterne af beregningerne er vist nedenfor. 3 mn V =[ ] kg b V = 0,379 V = 0,56 V = 0,939 V = 0,51 V = 0, 0002 H W H 2O CO2 SO2 L = 2,56 V = 3, 235 V = 0,323 V = 4, 07 V = 5, 01 MIN N 2 O2 T F m kg kg = 5,52[ ] m = 8811 h L FORHOLD, RØGGAS TØR, RØGGAS kgb Side 30 af 79

31 Ud fra resultaterne kan vanddampens volumenandel i den våde røggas beregnes og dermed få vanddampens partialtryk. r HO 2, = P = 0,187 2 iho V V F Ved hjælp af opslag i en damptabel(lauritsen, 2007 s251) kan røggassens dugpunkt findes for 0,187 bar. Ud fra tabellen vil vanddampen i røggassen begynde af kondensere ved 58,27 o C. For at kunne finde entalpi værdierne for røggassen ved forskellige temperaturer undersøges muligheden for at benytte molliers diagram for fugtig luft. Derfor er der lavet en analyse: Herunder vil der blive vist volumenprocenterne af bestanddelene i den tørre røggas. r i, CO 2 V CO 0,51 4,07 0, ,53% 2 = = = V T r io, 2 V O 0,323 4,07 0, ,94% 2 = = = V t r in, 2 VN 3, 23 2 = = 0,794 79, 4% V 4,07 t r i, SO 2 V SO 0, ,07 0, , 005% 2 = = V t Igennem studiet er det erfaret, at i atmosfærisk luft udgør oxygen 21% og nitrogen 79%. Her viser sammensætningen i den tørre røggas, at den kan sammenlignes med atmosfærisk luft. Dog med nogle afvigelser i oxygen, som er blevet brugt under forbrændingen af flisen. Herefter for at være påvise brugen af Molliers I-X diagram, undersøges hvilken sammenhæng der er imellem røggassens varmekapacitets og atmosfærisk luft. Varmekapaciteten for røggassen kan beregnes ud fra de forskellige volumenandele, og den specifikke varmekapacitet for hver andel. Data taget fra stoftabel ved 100 o C(Lauritsen, 2007 s246). kj cp, røg = ri, CO c 2 p, CO + r 2 i, N c 2 p, N + r 2 i, O c 2 p, O + r 2 i, SO c 2 p, SO = 1,0069[ ] 2 kg K Ud fra dette kan det ses at røggassens varmekapacitet er på 1,0069 og ud fra samme tabel, har luft ved samme temperatur en varmekapacitet på 1,007. Differensen i varmekapaciteten er ned på promille niveau og er derfor vurderet til at være ubetydelig for beregningerne i denne rapport, dog vil der være en minimal fejlkilde der her ses bort fra. Molliers diagram for fugtig luft bruges derfor i denne rapport, til at finde entalpi værdier i røggassen ved forskellige røggastemperaturer. Side 31 af 79

32 Fremgangsmåden for brugen af Molliers diagram, vil være som følgende. Første punkt skal fastsættes for at bestemme vandindholdet - her bruges temperaturen for dugpunktstemperaturen, som tidligere er fundet til 58,27 o C. Denne temperatur giver et vandindhold (x-værdi), som vil blive genbrugt til at afsætte alle temperaturer over 58,27 o C. Alle temperaturer under denne vil afsættes direkte på dugpunktskurven. Til at finde alle punkterne er der benyttet et program(narowski,1998), punkterne er listet op i "Bilag 9" med entalpi værdier ud fra røggas temperaturen. Ud fra disse entalpier kan en energi i røggassen beregnes ved brug af formlen som er vist nedenfor. Q = m h RØGGAS TØR, RØGGAS FUGTIG, LUFT Resultaterne fra beregningerne i bilag 9 er vist på figur 17. Figur 17 Røggas effekter Side 32 af 79

33 5.2 Diskussion af data for røggaspotentialet I begyndelsen af projektet blev det vurderet, at VF kølede deres røggas til 40 o C, og at en optimering ville kunne sænke røggas temperaturen til 20 o C. I den sammenhæng blev der foretaget dataindsamling for røggassen(se Bilag 11 - Røggasdata). Efterfølgende har det vist sig, at deres retur, som i dag anvendes til røggas varmegenindvinding, kommer fra Vestervig og er på 34 o C. Ud fra returvandets temperaturdifferens i forhold til røggassen, er det således muligt at køle røgen ned til 37 o C frem for de 40 o C. Det har ikke været muligt at indhente nye data ud fra den lavere temperatur, så derfor fortsættes denne analyse ud fra den først vurderede temperatur på 40 o C. Der blev indhentet data fra hhv. Weiss, som er leverandøren af det eksisterende kedelanlæg og Danstoker, som har produceret kedlen. Mængden af energi i røggassen er som tidligere nævnt vigtig for projektet, eftersom det er den, som udgør størstedelen af besparelsen for optimeringen. Ved at indsamle data fra flere steder øges validiteten af analysen. Weiss har bidraget med deres vurdering af energien i røggassen, vist i skemaet på figur 18(Weiss, oplyst, kw). Udover energien i røggassen har Weiss oplyst ændringer i hhv. røggas temperatur ud af kedlen samt flisforbrug i forhold til de først antagede værdier. Ud fra Weiss data samt den tidligere anvendte flis sammensætning er der beregnet nye effekt værdier. Værdierne er indført i skemaet på figur 18(Weiss, egne, kw). Hvilken flis sammensætning Weiss har benyttet er ukendt, men effekterne er omtrent den samme, ses det af figur 18. Ud fra den mindre differens i effekt vurderes metoden benyttet i underafsnit 5.1 til at være valid. Ud fra de data som Danstoker har bidraget med, er der ved brug af samme beregningsmetode ligeledes beregnet en energi i røggassen, indsat i skemaet på figur 18(Danstoker, egne, kw)(se Bilag 11). Figur 18 Skema røggas effekter fra forskellige kilder Der ønskes i projektet en så solid og virkelig optimering som muligt. Derfor vælges den mindste energi i røggas ud fra analysen(weiss, egne, kw). På denne måde er det mere sikkert og reelt at en optimering vil kunne overholde de forudsatte økonomiske krav. Side 33 af 79

34 5.3 Virkningsgrad ved røggas varmegenindvinding Med udgangspunkt i de fundne energier i røggassen, kan der ved nedkøling opnås en bedre virkningsgrad på kedelinstallationen på VF. Virkningsgraden er udregnet ud fra de fundne røggas effekter forhold til flisforbrug og en nedre brændværdi for flisen på 9460MJ/kg(Se Bilag 12 - Graf, virkningsgrad for røggasoptimering). Brændværdien for flisen er taget ud fra dokumentation fra den brændselsleverandør som VF anvender(se Bilag 13 - Flisdata). De beregnede virkningsgrader er vist på grafen nedenfor på figur 19. Udover virkningsgrad og røggastemperaturen, viser grafen energien i røggassen ved en nedkøling fra o C ved et fuldlast scenarie. Der er ikke lavet beregninger for røggas under 10 o C. En røggaskøling til 10 o C vil ud fra de 3 o C grader i temperaturdifferens for VF's røggas varmegenindvindings system, medfører en udgangstemperatur på 7 o C fra fordamperen. AHP'en tripper for frostfare ved 4 o C, der bør derfor anvendes sikkerhedsmargin, valgt til 3 o C. Figur 19 Graf: Virkningsgrad som en funktion af røggastemperatur på fliskedel På figur 19 ses det, at påstanden om den store mængde energi der kan genindvendes ved at kondensere vanddampen i røggassen er rigtig. Lige ved punktet, hvor vanddampen i røggassen begynder at kondensere(58,27 o C), stiger virkningsgraden markant. VF vil i bedste tilfælde kunne optimere ved en røggaskøling fra 37 o C og ned til 10 o C, kunne genindvende 275 kw yderligere, hvilket ud fra analysen vil øge VF's totale virkningsgrad fra 113% til 119,8%. Hvorledes det vil kunne lade sig gøre at køle så langt ned samt om det vil kunne skabe høje nok besparelser til at finansiere en optimering vil blive belyst i de følgende afsnit. Ud fra regnemetoden i afsnit 5.1 og andre gældende forhold for kedel, er der udført et regneark som kan beregne effekter for røggassen samt virkningsgraden for Side 34 af 79

35 kedlen, regnearket vil i løbet af rapporten blive benyttet, der henvises til "Bilag 14 - Regneark for energien i røggassen" 5.4 Energi i røggassen ved lavere laster Ved lavere laster udnytter kedlen flisen bedre, dette kan ses ved at røggastemperaturen er lavere, ved eksempelvis en kedelydelse på 2000kW er røggassen på 160 o C ud af kedlen(se evt. Bilag 11). Derved afsættes mere af den termiske energi i kedlen ved lavere laster. Køles røggassen ved en lavere last til samme temperatur som ved fuldlast, vil værkets virkningsgrad være den samme, hvis luftoverskuddet er det samme. For at påvise dette er der gjort beregninger(se Bilag 14) for at sammenligne værdier for en kedelydelse på hhv og 3500 kw, resultater derfra er vist i skemaet på figur 20. Figur 20 Lastværdier Ud fra skemaet ses det at ved den lavere last er virkningsgraden for kedlen højere end ved den højere last, ligeledes ses det at værkets samlede virkningsgrad er omtrent den samme ud fra en fælles røggaskøling på 10 o C. Ud fra dette forudsættes det i denne rapport, at værkets virkningsgrad ved alle laster er ens, afhængig af røggas temperaturen. Antagelsen gøres for at nemmere kunne beregne mulige effekter i røggassen ved alle lasttrin. Der vil dog være en mindre fejlkilde på effekterne ved laster i intervallet kW, da det er erfaret at luftoverskuddet her ændres. Ud fra antagelsen kan der ud fra virkningsgraderne på figur 19, beregnes effekter for røggaskøling ved forskellige lasttrin. Eftersom flis forbruget ikke er kendt ved alle kedellaster, benyttes der et matematisk program(graph,2013) til at beregne de resterende flisforbrug, ud fra et polynomium. Der vælges at se bort fra de mindre afvigelser i effekter ud fra det beregnede flisforbrug. De forskellige flisforbrug er indført i et regneark hvoraf effekter i røggassen er beregnet ud fra, disse effekter vil blive benyttet videre i denne rapport. Et skema i denne størrelsesorden kan ikke indføres i rapporten, der henvises derfor til "Bilag 15 - Effekt i røggassen ved forskellige lasttrin". Side 35 af 79

36 6 Muligheder for optimering Der vil i dette afsnit blive belyst forudsætninger og mulighederne for at indføre en AHP på VF. Der er gennem projektet påtænkt flere modeller for, hvordan en optimering af VF kunne forekomme. Ud fra egne og fagfolks vurderinger ville nogle af optimeringsmodellerne ikke fungere i driften, og er derfor ikke med i rapporten. De udvalgte optimeringsmodeller der blev vurderet til at kunne lade sig gøre, vil i dette afsnit blive beskrevet med dets indførelse samt fordele og ulemper. Temperatursæt Første forudsætning er, hvilke temperaturer der kan lade sig gøre ud fra kedlen på VF. Kedlen er godkendt til at producere 120 o C hedtvand som tidligere nævnt. For at kunne undgå driftsproblem forårsaget af trip på kedlen, vælges der at bruge en sikkerhedsmargin på 3 o C og deraf benyttes 117 o C til at forsyne generatoren. Der ønskes at optimere mest muligt på røggas varmegenindvindingen, derfor ses der ud fra AHP'ens begrænsninger, hvad der kan lade sig gør af temperatursæt. Ud fra følgende temperaturer; Fordamper ud på 7 o C(ud fra at den valgte sikkerhedsmargin for trip ved frostfare) Generator ind 117 o C Absorber ind 36 o C Ud fra de valgte temperaturer tillades en udgangstemperaturen på AK kredsen at blive 50 o C. Problemer ved at anvende så lav en udgangstemperatur for AK kredsen kan være: Større volumenstrømninger 5 Større effekt tilførsel 6 Hvorledes de ovennævnte værdier kan lade sig gøre i driften af VF, analyseres i afsnit 7. En mulighed for at overkomme problemerne kunne være at hæve differensen på AK kredsen, hvilket kræver en højere indgangstemperatur på generatoren. For at hæve indgangstemperaturen til generatoren, vil det kræve en forstærkning af kedlen for at kunne overkomme de højere tryk det medfølger. Ud fra grafen i Bilag 8 ses det, at en udgangstemperatur på kondensator, svarende til fremløbet, ved samme fordamper udgang, ville kræve en indgangstemperatur på generator ved 148 o C. 5 En lav udgangstemperatur på kondensatoren medfør en lav temperatur differens på AK kredsen, hvori varmetilførsel fra fordamper og generator skal fordeles henover. 6 Lave temperaturer som tilføres til kedlen, kræver mere effekt for at varme det op til fremløbstemperaturen. Side 36 af 79

37 Forstærkning af kedlen kræver større pladetykkelse, større krav til svejsning, samt nyt sikkerhedsudstyr. Denne procedure vurderes at medfølge for mange omkostninger(lyng, 2013) og udelukkes derfor i denne rapport. En model for optimering skal derfor anvende hedtvand fra den eksisterende kedel som drivmiddel til generatoren. 6.1 Røggasoptimering Optimeringen for røggas genindvendig skal foregå ved at tilføre processen koldere vand. Der blev i projektet fundet frem til to muligheder for hvordan optimeringen kunne ske: Model R.1 1. Forsyne RGV'et med koldere vand 2. Indsætte et yderligere RGV til at køle på røgen RGV'et kan, som det ses af figur 21, optimeres ved at forsyne det med koldt vand fra fordamperen i en lukket kreds. Ved at den forsynes med koldere vand frem for returvand, bliver det muligt at køle røggassen til en koldere temperatur. AHP'en "overtager" RGV'ets plads, således at al returvandet nu benyttes som kølevand til AK kredsen. Vandet ved mellemtemperatur(mt) sendes fra kondensatoren til kedlens indløb. Figur 21 Model R.1 Side 37 af 79

38 Fordele ved denne mulighed er, at man kan genbruge RGV'et og derved spare et komponent. Det vurderes, at der ikke vil være mange ændringer i styringen, ved at AHP'en "overtager" RGV'ets plads og derved kan dele af SRO installationen genbruges. En udfordring ved denne løsning kan være, når al energien fra røggassen skal overføres til fordamper kredsen, resulterer det i en AHP med store overførsler af energi. Dette vil medføre høje flows henover hhv. fordamper og generator kredsene. Ulempen fra en økonomisk synsvinkel kan være, at en AHP og de komponenter, som skal drive den, kan blive en stor omkostning, eksempelvis i form af store rør og pumper. Model R.2 En anden mulighed var at indføre et yderligere komponent til at køle røggassen. På figur 22 ses at AHP'en er koblet parallelt med RGV'et for at få så koldt vand til AK kredsen som muligt, hvilket tillader en bedre køling af røggassen. Formationen medfører, at returvandsflowet skal fordeles mellem hhv. RGV'et og AHP'en. Det ses på figuren at der nu er indsat et ekstra RGV(RGV2) for at nedkøle røggassen yderligere. RGV2 er som i første model forbundet i en lukket kreds til fordamperen. Figur 22 Model R.2 Fordele for denne model er, at det kun er den optimerede energi fra røggassen, som skal overføres til fordamperen. Således bliver kredsene i AHP'en mindre og reducerer derved også strømningerne for processen. Ud den yderligere energi i røggassen, beskrevet i af- Side 38 af 79

39 snit 5, er mængden af den mulige energi omkring fire gange mindre end hvad der i forvejen udnyttes på VF. Derfor vil en AHP i denne model skulle indeholde væsentlig mindre arealer til overførsel af energi, hvilket medfører en lavere omkostning. Der kan forekomme udfordringer ved at fordele returvands flowet, eftersom RGV'et kræver en bestemt mængde vand for at kunne overholde dets effektivitet. Et alternativ til dette kunne være at placere AHP'en mellem RGV'et og kedlen som vist på figur 22. Dette vil dog medføre at AK kredsen bliver tilført vand ved højere temperaturer, hvilket begrænser mulighederne for nedkølingen af røggassen. Eftersom der ønskes at køle røggassen til så lave temperaturer som muligt, udelukkes dette alternativ fra projektet. Udover RGV2, vil ovennævnte model også indebærer en mere kompliceret drift i form af flere strømninger der skal reguleres, hvilket sammen med prisen for RGV2 vil medfører en større omkostning. AHP'en er dog af en mindre størrelse, hvilket er med til at holde den samlede pris for anlægget nede. Opsummering Der er på nuværende tidspunkt ikke muligt at redegøre for, hvilken af de to modeller som vil fungere bedst i driften på VF. Hver af løsningerne har hver sine fordele og ulemper i forhold til drift og økonomi. Det er derfor nødvendigt at føre en mere grundig analyse, for hver af modellerne, for at kunne finde frem til om deres udfordringer medfører nogle begrænsninger i driften eller større økonomiske konsekvenser. Denne analyse vil ske i afsnit 7. Side 39 af 79

40 6.2 Optimering af solvarme Som nævnt i indledningen kan et solvarmeanlæg effektiviseres ved at forsyne det med koldere vand. Dette kan ses ud fra formlen for solpanelers virkningsgrad. m ( ) ( ) 2 a1 tm ta a2 tm ta η = η0 G G η = panelets virkningsgrad η0 = panelets virkningsgrad ved ideelle forhold W W a1 = varmetabsfaktor a 2 2 = varmetabsfaktor 2 2 m C m C t middel væsketemperatur C t omgivelelsestemperatu = [ ] = r[ C] W G = indstråling m 2 Ud af formlen ses det, hvis middel temperaturen 7 reduceres ved tilførsel af koldere vand forhøjes panelets virkningsgrad. Forløbet for en specifik type 8 panel er vist på figur 23. Det er erfaret, at et solvarmeanlæg normalt producerer omkring 20% af det årlige forbrug på et fjernvarmeværk. Så det er derfor interessant at optimere på solvarmeanlæggets effektivitet. a Figur 23 - Virkningsgradskurve for type HT-SA (Arcon, u.d.) Køling af solvarmeanlægget skal ses som en tilbygning af optimeringen på røggassen. En model for køling af solvarmeanlægget, skal derfor kunne "kobles" på begge af de to beskrevne muligheder for røggas varmegenindvinding. Der er i projektet fundet to modeller for, hvordan der på VF kan optimere på deres kommende solvarmeanlæg. Dette beskrives straks nedenfor. 7 Middeltemperaturen beregnes ud fra hhv. det vand der strømmer til og fra et solpanel 8 Der anvendes i dag flere forskellige typer paneler i et solvarmeanlæg og i nogle tilfælde en kombination. Kurven er for den type som formegentlig vil udgøre størstedelen af VF's solvarmeanlæg Side 40 af 79

41 Model S.1 Denne model er tiltænkt, at kølingen skal ske samtidig med, at der produceres på solvarmeanlægget. Når produktion af solvarme sker, tilføres kuldeeffekt fra fordamperen til anlægget i form af procesvand. En forøgelse af kuldeeffekt kræver en større tilføres af effekt i generatorkredsen, dermed sker en større produktion af MT vand på AK kredsen. Ønskes en høj kuldeeffekt, vil en stor del af kedlens effekt afsættes til generatoren og derfor vil der formegentlig ikke kunne opvarmes al vandet fra AK kredsen. Ud fra det er der tiltænkt at vandet fra AK kredsen skal kunne lagres. Efterfølgende når solvarmeanlæggets produktion stopper, kan vandet ved MT opvarmes til fremløbstemperatur. Opstillingen for denne model er vist nedenfor på figur 24. Figur 24 Model S.1 Ud fra erfaring kan produktionen fra et solvarmeanlæg være meget varierende henover en dag(se evt. Bilag 16 - Datalogning solvarmeanlæg). Derfor kan ulempen ved denne mulighed være, at det kan medføre en ustabil driftsform. Ydermere vil denne form for drift medføre at fordamper kredsen formegentlig skal dimensioneres større, end først antaget, for at kunne imødekomme de større kuldeeffekter som efterspørges ved produktion på solvarmeanlægget. Side 41 af 79

42 Model S.2 En anden mulighed kunne være at lagre kulden og anvende den, når der produceres på solvarmeanlægget. Kølingen vil således kunne planlægges og fordeles henover døgnet. Der vil ligesom i første model ske en større produktion af MT vand, ved større produktion af procesvand. Derfor skal det være muligt at lagre MT vand fra AK kredsen samtidig med lagring af procesvand. Opstillingen af komponenterne i systemet er vist på figur 25. Figur 25 Model S.2 Ved denne driftsform kan en mere jævn regulering forekomme og fordamper kredsen kan holdes på en mindre størrelse ved at kølingen fordeles henover døgnet. Det kan være en udfordring i tilfælde af, at solvarmeanlægget producerer en uventet stor produktion af varme og værket ikke har lagret tilstrækkelig mængde af kuldeeffekt, der vil driftsformen ikke være effektiv. Side 42 af 79

43 Opsummering Model S.1 kræver at procesvandet skal produceres på kortere tid. Dette medfører større komponenter i form af AHP og pumper, hvilket vil være en større omkostning samt en ustabil drift. Det vurderes ved den rigtige planlægning af driften vil man kunne lagre tilstrækkelige mængder af kuldeeffekt til at dække efterspørgslen til solvarmeanlægget. Den mere jævne driftsform, sammen med den vurderede lavere anlægsomkostning, taler for at vælge model S.2. Idet der ses flest fordele i mulighed S.2, vil det være denne metode som medføres i resten af rapporten. Mulighed S.1 fravælges fordi det vurderes at denne metode vil medføre for store omkostninger til, at de forudbestemte økonomiske betingelser vil kunne overholdes. Dette er begrundelsen for at denne metode ikke vil blive omtalt fremover i rapporten. Side 43 af 79

44 7 Drift Dette afsnit omhandler analyser for hvordan driften af de nævnte muligheder i afsnit 6 kan foregå. Først i afsnittet vil blive forklaret det generelle grundlag for, hvordan driften af løsningerne vil foregå. Energien for røggassen som medtages i dette afsnit er taget ud fra de fundne effekter i afsnit 5, der henvises til "Bilag 15". Generelt set vil analyserne af modellerne bunde ud i, hvordan temperaturer og flows forholder sig sammen ud af effekter fra forskellige komponenter på VF. Derfor benyttes formlen for energi tilvækst i vand: Q = m c T = [ kw ]. Formlen vil blive brugt i flere udformnin- v ger til at beregne temperaturstigninger og strømninger samt blandingen af flere strømninger på VF. På figur 26 vises det grafisk, hvordan blandings flowet fremkommer. Figur 26 Udledning af blandingsformel Side 44 af 79

45 7.1 Analyse af model R.1 Ud fra energier i røggassen og ved brug af ovennævnte formler udføres en analyse ved at kigge på varmebalancer for model R.1 ved en given driftssituation. Analysen udføres for at se, hvor meget af energien i røggassen der er mulig, ud fra beregninger, at udnytte samt hvor eventuelle begrænsninger kan forekomme. Analysen tager først udgangspunkt i følgende driftssituation, kedlen drives ved fuldlast og der forsøges at køle røggassen ned til 20 o C. Q KEDEL, FULDLAST = 3500kW Q RØGGAS,20 C = 1342kW tfordamper, UD = 17 C tkondensator, UD = 56,5 C tretur = 36 C tfremløb = 70 C cvand = 4,19 COP = 1, 7 V = m 3, 6 V V V V VÆRK VÆRK AK VÆRK V AK Q VÆRK 3, 6 m = = 122,4 cvand tværk h Q 3 AK 3, 6 m = = 136,6 cvand tak h = 122,4 136, 6 = V AK 3 (se Bilag 17 - "Analyse for røggasoptimering" for hele beregningen med tal): Ud fra beregninger ved effekten for røggas ved 20 o C kræves der for meget kølevand henover AK i forhold til den mængde af returvand, som er til rådighed, denne nedkøling kan derfor ikke lade sig gøre ud fra forudsætningerne. For at finde frem til, hvilken røggaskøling der kan lade sig gøre, er beregningerne for fremgangsmåden ført ind i et regneark og opstillet i en graf, vist på figur 27.(se Bilag 18 - Grafer, returvands flow) Side 45 af 79

46 Figur 27 Returvands flow R.1 Ud fra figur 27 ses det at mængden af returvand ikke er tilstrækkelig, til at forsyne AK kredsen, hvis der ønskes at køle røggassen til under 24 o C. Formodningen om at strømningen af kølevand henover AK kredsen bliver for højt ved større energitilførsler, kan heraf bekræftes. Ud fra VF's nuværende fuldlast effekt, vil en nedkøling til 24 o C medfører en optimering på 171kW. Denne mængde af energi vurderes til at være utilstrækkelig til at kunne skabe en besparelse stor nok til at modellen vil være rentabel. For at undersøge om der kunne være en mulighed for andre driftsforhold for AHP'en end først antaget, blev der i projektet gjort et besøg hos Danstoker som besidder programmer der kan udregne mulige driftsforhold for en AHP. Det viste sig at ved en specialbygget AHP, vil temperatur differensen kunne øges over AK kredsen, dette medfører dog at COP'en falder. Der blev ved besøget derfor sat et udgangspunkt ved at forsøge at køle røggassen til 20 o C og få en udgangstemperatur på AK kredsen så høj som muligt. Ud af Danstokers beregningsprogrammer blev et mulige temperatur sæt fundet: t = 36 C t = 60 C AK, IND AK, UD t = 23 C t = 17 C FORDAMPER, IND FORDAMPER, UD t = 117 C t = 110 C GENERATOR, IND GENERATOR, UD COP = 1, 69 Side 46 af 79

47 Ændringerne i differensen henover AK kredsen: t = 56,5 c t = 60 c AK, UD AK, UD, NY t = 56,5 36 = 20,5 c t = = 24 c AK AK, NY Ud fra de nye tal, kan samme beregninger udføres(se Bilag 17): V V V VÆRK AK VÆRK 3 m = 122,4 h 3 m = 117,7 h = 122,4 117,7 = V AK Beregningerne viser at det med en specialbygget AHP vil være muligt at køle røggassen til 20 o C, hvilket vil give en forøget optimeret effekt på 36kW(207kW i alt). En yderligere nedkøling af røggassen til 18 o C vil forårsage at der er mangel på returvand og kan derfor ikke lade sig gøre. Deraf kan det konkluderes at begrænsningen for nedkøling af røggassen ved fuldlast i denne optimeringsmodel er på 19 o C. Det vil ved lavere kedellaster være muligt at køle røggassen yderligere ned på grund af røggassens mindre effektydelse i forhold til kedlen, hvilket bevirker at der er mere kedeleffekt til at opvarme vandet fra AK kredsen. For at påvise dette er der lavet et regneark som ud fra beregningerne, anvendt i Bilag 17, og effekterne i røggassen(bilag 15) kan udregne hvilke laster som tillader at køle røggassen til 15 o C(se Bilag 19 - Flows ved mindre laster). Værdier fra regnearket er indsat i et skema, vist på figur 28. Figur 28 R.1 forskellige laster Ud fra figur 28 ses det at ved middel laster vil det i model R.1 være muligt at køle røggassen til 15 o C. Side 47 af 79

48 En yderligere nedkøling ved fuldlast, kan måske lade sig gøre ved en anden specialbygget AHP. Dette vil kræve en større analyse, med adgang til de specifikke beregningsprogrammer, for at kunne finde hvilke temperaturer samt COP, som vil medfører en AHP der vil kunne køle røggassen på bedste vis. Ud fra der ikke er adgang til disse beregningsprogrammer vil dette kræve at Danstoker alene skulle tildele megen tid for at vurdere den helt rigtig sammensætning. Der gøres derfor en begrænsning ved ikke at kigge på flere sammensætninger for en specialbygget AHP.. Side 48 af 79

49 7.2 Analyse af model R.2 Udfordringen for denne mulighed var som nævnt i afsnit 6 at returvandsflowet skal fordeles udover hhv. AK kredsen og RGV'et. For at der i projektet kan sikres at RGV'et overholder en bestemt effektivitet, har Weiss bidraget med data der udgør minimumsflow på RGV'et(Se Bilag 11). Ud fra et minimums flow på 70m 3 /h, ved fuldlast, kan der analyseres, hvorledes der kan køles på røggassen ved denne driftsform. Udgangspunktet for analysen gøres igen ud fra at der forsøges en røggaskøling på 20 o C ved fuldlast. Q = 3500kW Q = 1135kW KEDEL, FULDLAST RGV,37 C 3 m Q RGV 2,20 C = 207kW V MIN, RGV = 70 h tfordamper, UD = 17 C tkondensator, UD = 56,5 C tretur = 36 C tfremløb = 70 C cvand = 4,19 COP = 1, 7 V = m 3, 6 V V + V VÆRK AK MIN, RGV 3 m V VÆRK = 122,4 h 3 V m AK = 21,06 h V = 122,4 91, 06 = 21, = V + V VÆRK AK MIN, RGV (se Bilag 17, for hele beregningen med tal) Ud fra analysen, er det påvist at en røggaskøling til 20 o C, for denne optimeringsmodel vil kunne lade sig gøre. Der er ligeledes for denne analyse ført beregninger i regneark, påvist i grafen på figur 29(se Bilag 18 - Grafer, Returvands flow). Side 49 af 79

50 Figur 29 - Returvands flow R.2 Ud fra grafen ses det at en køling af røggas er mulig helt ned til 10 o C som er grænseværdien for røggaskøling, antaget i afsnit 5. For at være sikker på, at en nedkøling til 10 o C kan ske ved lavere lasttrin, er der i Bilag 19 ført beregninger heraf. Eftersom minimums flow i Weiss data(bilag 11) kun er opgivet ned til 2000 kw i kedeleffekt, er der igen anvendt samme program(graph, 2013) til at gennem en polynomium beregne hvordan det forløber ved lavere laster. Værdierne fra programmet, vil således udgøre en mindre fejlkilde fra virkelige driftssituationer, der ses i denne rapport bort fra disse. Værdier fra Bilag 19 og beregnings programmet er indført i skemaet på figur 30. Analysen viser, at det ved alle lasttrin vil kunne lade sig gøre at køle helt ned til 10 o C ud fra de gældende regler for en AHP i mulighed R.2. Figur 30 R.2 forskellige laster Side 50 af 79

51 Opsummering Ud fra analyserne blev der i projektet efterspurgt data og priser på en AHP for hhv. model R.1 og R.2(se Bilag 20 - Data, AHP). Først antaget var at begge muligheder ikke ville kunne køle røggassen længere ned end 20 o C. På grund af analysen for model R.2 blev gjort sidst i projektforløbet, efter data for AHP'erne var modtaget. Derfor var det ikke muligt at indhente nye informationer for en AHP som i model R.2 vil kunne køle røggassen til 10 o C. Dette er grunden til Bilag 20 viser temperatur sæt for begge AHP'er som tillader en røggas køling til 20 o C. Priserne for AHP'erne er af AEA prissat til hhv kr.(R.1)(1400 kw fordamper) og kr.(R.2)(300 kw fordamper). Havde prisdifferensen mellem de to AHP'er været væsentlig mindre, kunne et argument for at vælge R.1 have været, at denne løsning ville være mere økonomisk fordelagtig. Den væsentlige meromkostning i model R.2 udgør hhv. et nyt RGV og nogle ændringer i SRO systemet. Men i og med at AHP'en i model R.1 er over 1,5 millioner kr. dyre vurderes det, at det ikke vil være tilfældet, at de nye komponenter i R.2 vil udgøre en meromkostning i forhold til denne prisdifferens. Det er i hhv. model R.1 og R.2 muligt at køle røggassen til 19 og 10 o C ved fuldlast. Der vil i størstedelen af året ikke blive kørt ved fuldlast på værket. Der vil give mulighed for, at i model R.1 i mange tilfælde kan køle længere ned. Men i og med at model R.2 kan køle røggassen til 10 o C i alle driftssituationer, og at model R.1 vurderes til at medfører større omkostninger, er model R.2 bedst, både ud fra et driftsog økonomisk aspekt. Derfor vælges mulighed R.1 fra, og vil ikke blive omtalt mere i denne rapport. Eftersom at der ikke var tilstrækkelig tid til at indhente nye data for AHP'en i model R.2, må de data som er til rådighed benyttes videre i rapporten, for at være sikker på at der anvendes en virkelig COP faktor i efterfølgende beregninger. Side 51 af 79

52 Driften af røggasoptimering Ved at der nu er valgt en model for, hvordan røggasoptimering skal foregå, kan der fremstilles et P&I diagram, se "Bilag 21 - P&I diagram, røggasoptimering" for det komplette P&I diagram. På figur 31 er vist et udsnit af P&I diagrammet. Rørinstallationen fra det eksisterende værk er her markeret med sort for nemmere at kunne se hvilke rør og komponenter, som tilhører optimeringen. Figur 31 - Udsnit af P&I diagram, røggasoptimering Driften af VF med denne røggasoptimering vil forgå, som allerede beskrevet i afsnit 6, med et fordelt flow til RGV og RGV2. MT vandet fra AK kredsen bliver tilført efter systemshunten. På denne måde kan pumpen og ventilen, som udgør virkningsgrads shunten, bibeholdes. Der er placeret en motorstyret reguleringsventil, mellem AHP'en og veksleren, for at imødekomme minimums flowet over fordamperen ved lavere laster. De forhold, der gør sig gældende for pumperne samt dimensioneringen heraf, vil blive uddybet i afsnit 8. Side 52 af 79

53 7.3 Lagringsmetoder solvarmeoptimering I praktikperioden blev der erfaret, at i akkumuleringstanke, hvor der lagres vand ved forskellige temperaturer sker der en markant "lagdeling" på grund af forskellen i massefylde på vandet. Imellem lagene dannes der et skillelag, som vist på figur 32. Det er vigtigt at tilførsel og aftagning af vand fra tanken sker ved lave strømninger inde i tanken, for at undgå forstyrrelser i denne lagdeling. For at kunne overholde de lave strømninger anvendes specielle dyser i tanken. Dyserne er konstrueret således, at arealet på rørets udløb øges. Disse dyser kaldes diffusere, de er vist på figur 32. For at kunne sikre de rigtige forhold i akk. tanken, kræver det større kendskab samt erfaring med lagdeling. Idet projektperioden kun varede 20 uger, har det ikke været muligt at opnå stor praktisk erfaring med lagdeling. På den baggrund vil det i denne rapport afgrænses fra nærmere vurdering af forholdende for lagdelingen i en akk. tank. Figur 32 Akkumuleringstank I en akk. tank er der flere ting, som påvirker driften i og med at dele af volumen ikke kan udnyttes. I hhv. toppen og bunden af tanken er der områder som diffuseren ikke kan komme i kontakt med, dels på grund af vands udvidelser og måden diffuseren er monteret på. Ydermere udgør skillelagene ca. 1 m i højden som også medregnes som tab i tanken pga. at lagene skal holdes adskilte og derfor kan volumen, som skillelagene udgør ikke benyttes. Under projektet er der blevet oplyst to forskellige tankstørrelse af deres planlagte akk. tank på hhv og 2000m 3. I dette projekt anvendes de 2000m 3 for at sikre den nødvendige lagringsmulighed er til stede. Side 53 af 79

54 Lagring af overproduktion Der blev i projektet tiltænkt to idéer for, hvordan en lagring af hhv. procesvandet og MT vandet kunne foregå. Dette kan ske ved enten at benytte den allerede planlagte akk. tank som er tiltænkt solvarmeanlægget og forsyne den med flere diffusere, eller opstille to tanke, med en samlet volumen på m 3, hvoraf den ene skulle fungere som en "processtank" og den anden som en "alm. akk. tank" illustreret på figur 33. Figur 33 Lagringsmodeller Anders Hansen(Hansen, 2013) bekræfter, at det er praktisk muligt at anvende den planlagte tank med flere diffusere og fire lagdelinger, dog med forbehold for en besværlig drift. Ved at benytte denne tank kan der ved nogle driftssituationer ske større strømninger på returen, vist på figur 33, ved at der hhv. både produceres på solvarmeanlæg og AHP. For at holde strømningerne i tanken på en lav hastighed kan størrelsen på retur-diffuseren øges. Der vil være behov for flere ventiler til at styre strømningerne til og fra tanken, alt afhængig af niveauerne i tanken. Derudover vil der være behov for at øge diameteren på tanken for at overkomme tabene fra skillelag mm. i tanken, for at opnå det efterspurgte volumen. En opstilling af to tanke gør, at processen kan styres af færre ventiler samt diffusere. Derudover vil der ved at tværsnitsarealet inde i tanken reduceres gøres tabene fra skillelagene mindre. Driften gøres mere overskuelig ved at hhv. MT vand og procesvand fra AHP'en lagres i en tank. Der er et behov for ventiler således, at man ved sommerdrift kan koble de to tanke parallelt, for at kunne gøre brug af hele volumenet til solvarmeanlægget. Side 54 af 79

55 Opsummering Indtil sidst i projektforløbet, var det vurderet at en akk. tank med fire lagdelinger ikke var mulig at idriftsætte, ud fra de mange lagdelinger i forskellige niveauer, afhængig af driftssituationen. Prissætningen for to tanke var på dette tidspunkt i projektet indhentet, men på grund af den sene opdagelse var det ikke muligt at få en pris for en tank med fire lagdelinger. På baggrund af den mere overskuelige driftsform ved at benytte to tanke, ses det mest hensigtsmæssigt at benytte denne metode. Ud fra dette og at det ikke er muligt at vurdere en prisdifferens som kunne tale for at vælge en tank, fortsættes der i rapporten med kun at benytte lagringsmetoden med to tanke i driften for optimering af solvarme. Side 55 af 79

56 7.4 Driften af optimeringen for solvarmeanlæg Der er ligeledes fremstillet et P&I diagram for optimeringen af solvarmeanlægget, men for at kunne se sammenhænge mellem komponenters placering, introduceres det påtænkte driftsprincip først. Driften for optimeringen af solvarmeanlægget skal som tidligere nævnt foregå ved, at der produceres procesvand forinden, produktionen på solvarmeanlægget sker, for på et senere tidspunkt at kunne opvarme MT vandet. For at få et overblik over driftsprincippet gives der en forklaring heraf. Forklaringen tager udgangspunkt i at en solvarmeproduktion lige er stoppet om eftermiddagen. Akk. tanken indeholder nu en større energimængde som vist på figur 34. Procestanken er her antaget til at være tømt for hhv. procesvand og MT vand. Der skal nu påbegyndes en produktion af procesvand til næste dags solvarmeproduktion. Figur 34 Driftsprincip 1 Side 56 af 79

57 Henover natten er der sket en større overproduktion af MT vand som skal opvarmes forinden næste køling skal forekomme. Opvarmningen sker som vist på figur 35 suges MT vand fra procestanken, efter kedlen sendes dele af fremløb til forbrugeren og resten i akk. tanken. Figur 35 Driftsprincip 2 Solvarmeproduktionen starter igen om formiddagen som det ses på figur 36, hvor det lagrede procesvand benyttes til at forsyne anlægget. Hvorledes der i denne situation suges MT vand eller der produceres procesvand, afhænger af årstiden i form af efterspørgsel fra forbrugeren i forhold til den mulige solvarmeproduktion. Figur 36 Driftsprincip 3 Side 57 af 79

58 Nedenfor på figur 37 er vist et udklip, af det fremstillede P&I diagram for optimeringen af solvarmen(se Bilag - 22 P&I optimering af solvarme, for hele P&I diagrammet). Denne optimering skal betragtes som en tilbygning til det anlæg som var tiltænkt at skulle have været opført i forbindelse med udvidelse af værket i år Derfor er hhv. Rørinstallationen for røggasoptimeringen og det planlagte solvarmeanlægget markeret med sort for at kunne se de rør og komponenter, som tilhører optimeringen af solvarmeanlægget. Figur 37 Udklip, P&I diagram, optimering af solvarme Produktionen af procesvand til solvarmen, sker ved at tilføre returvand til fordamperkredsen som blandes med dele af procesvandet for at holde indgangstemperaturen på fordamperen konstant. Det styres som vist på figur 37 af en ON/OFF ventil fra returen og en reguleringsventil som shunter procesvand til blandingen. På denne måde kan røggaskølingen ske uændret. De to trevejsventiler, som er placeret hhv. efter AK kredsen og RGV, sørger for at fordele strømninger til hhv. kedlen og procestanken ved forskellige driftssituationer. De tre reguleringsventiler er placeret ved procestanken for at hhv. indføre og suge returvand fra det rette sted afhængig af lagdelingen i tanken. Pumpen på den lilla streng forsyner værket med MT vand ved opvarmning. De fire manuelle ventiler gør det muligt at koble tankene sammen om sommeren. Der er placeret to yderligere reguleringsventiler til at styre forsyningen af vand til solvarmeanlægget. Der skal ved optimering af solvarmen som nævnt Side 58 af 79

59 have mere kuldeeffekt til rådighed i form af at der skal "overproduceres" procesvand til solvarmen. Der er vurderet at en 400kW fordamperkreds frem for en 300kW, vil være tilstrækkeligt til at drive anlægget. For at få en ide om, hvilke energier der er mulig ved at levere koldere vand til solvarmeanlægget, har solvarme fabrikanten Arcon været kontaktet. Arcon kunne levere et skema(se Bilag 23 - Skema, optimeret effekt for solvarme) der viste, hvor meget mere energi solvarmen kunne bidrage med ved en optimering. Herunder er der vist et uddrag af skemaet for hhv. januar, februar og marts måned. Figur 38 Merproduktion på solvarmeanlæg i MWh (Arcon, 2013) I venstre side af billedet ses temperaturen på det vand som værket hhv. forsyner og aftager fra solvarmeanlægget. De grønne felter er fastsat af Arcon selv, som en vurdering af, hvad der kan lade sig gøre. Ud fra Arcons vurdering, ses på skemaet, at der f.eks. i marts måned kan ske en produktion op mod 93 MWh mere, end hvis anlægget blev forsynet med returvand på 36 o C. Der foretages nu en analyse af om det kan lade sig gøre at producere den rette mængde procesvand, der skal til for at køle returvandet til 17 o C, som er den ønskede temperatur i marts måned. Der anvendes gennemsnitlige værdier ud fra solvarmeproduktion og forbruget i marts måned. Dette gøres for at kunne lave en forsimplet analyse, skulle der tages hensyn til variation i solproduktionen for hver måned ville analysen blive for omfattende. For at opnå den bedste køling, er det mest hensigtsmæssigt at hhv. produktionen af procesvand og opvarmning af MT vand, sker ved kedellaster med den bedst mulige kedelvirkningsgrad. Ved at vælge laster med højere kedelvirkningsgrad, har man mere kedeleffekt til rådighed for enten at køle eller opvarme hhv. procesvand og MT vand. Der vælges i denne analyse at anvende en kedellast på 1500 kw, som er trinnet med den bedste virkningsgrad ud fra egne beregninger, dette tillades at bruge for at se hvad der kan lade sig gøre ved bedste driftsforhold. I den virkelige drift vil kedel laster varier afhængig af årstiden og tilpasse sig forbruget. Side 59 af 79

60 I analysen er der ved at køre en driftscyklus på 24 timer igennem ved at hhv. først lagre procesvand samt MT vand, for derefter at opvarme MT vandet til fremløbstemperatur. Ud fra dette findes der frem til et forhold for, hvor meget fremløb som bliver produceres i forhold til en mulig mængde procesvand. Forholdet bruges til at komme frem til hvor meget procesvand som er muligt at producerer på en gennemsnitlig dag i marts for derved at kontrollere hvorvidt Arcons vurdering om en mulig optimering, kan lade sig gøre.(se Bilag 24 - Driftsanalyse for optimering af solvarme) Det viste sig at for, hver time der overproduceres procesvand, kan der i alt lagres 8,53m 3 /h. Dette svarer til mængden af MT vand kedlen kan opvarme på 2,86 timer, hvilket bevirker, at for hver kubikmeter procesvand der produceres, medfører det at der produceres 23,8 kubikmeter fremløb. Ud fra ovennævnte værdier vil der allerede være en begrænset periode der kan køles i pr døgn. Resultatet er 6,217timer i døgnet, ud fra at alt MT vandet skal kunne suges igen på samme døgn. Mængden i kubikmeter, listet nedenfor, udgør hvad der skal produceres af procesvand for at returen, som sendes til solpanelerne opnår de forudsagte 17 o C i marts måned. V7, PROCESVAND, SOL, DAGLIGT = 147,9m 3 Dette vil sige at i marts måned er den daglige efterspørgsel på procesvand på i alt 147,9m 3, hvilket ikke er opnåeligt, ud fra de fundne forhold i analysen. Ud fra forholdende beregnet for kedellast 1500kW med både produktion af procesvand og opvarmning af MT vand, er udarbejdet et regneark(se Bilag 25 Regneark, beregning af solvarmeoptimering). Dette regneark kan derfor benyttes til at undersøge hvilke temperaturer som, det vand solvarmen forsynes med, tillades at blive nedkølet til, for marts måned. Ud fra regnearket er det fundet frem til at i marts måned kan der køles på solvarmens returvand ned til 30 o C, dette giver en effektivisering af solvarmen fra før 355MWh til 387MWh, hvilket medvirker til en optimering på 32MWh i hele marts måned. Efter denne hhv. produktion og opvarmning er der samtidig produceret fremløbsvand til forbrugeren, solvarmen har ligeledes produceret fremløbsvand. Solvarmen er sat efter at producere 72 o C, det bliver her regnet som 70 o C, for at kunne overkomme eventuelle tab. Herunder resultater for, hvor stor en mængde fremløbstemperatur der er fremstillet i forhold til, hvad der skal bruges på et døgn. V V 70, FORBRUG 70, PROD, KEDEL+ SOL = 1523m = 1511m 3 3 Side 60 af 79

61 Resultatet for varmeproduktion fortæller at der bliver lavet en lille smule for lidt varme. I denne cyklus er der i alt brugt 23,9 driftstimer, dog er det så lille en fejl at den ses bort fra, kedelen kunne have kørt på et lasttrin over 1500kW og da havde det formentligt været opnåeligt. Denne betragtning af fremløbs mængden er ligeledes medtaget i regnearket på Bilag 25 Kedelinstallationen tages som bekendt ud af drift i juni, juli og august. Det vil derfor ikke være muligt at optimere på solvarmeanlægget i denne periode. Regnearket på bilag 25 er benyttet til at fortage beregninger for de resterende 8 måneder for at kunne komme frem til mulige effektiviseringer, ved denne driftsform. Resultatet heraf, er vist i skemaet på figur 39. Ud af skemaet ses der at det på årsbasis vil være muligt at optimere solvarmeanlægget således at det vil kunne bidrage med 229,3MWh yderligere, hvilket svare til en forøgelse på 11% i de ni måneder, hvor det er muligt at køle på solvarmen. Hvorledes en optimering på 11% i ydeevne vil være tilstrækkelig for at denne model vil være rentabel, vil blive belyst i afsnit 9. Figur 39 Mulig optimering solvarme Side 61 af 79

62 8 Projektering For at kunne forsvare optimeringsmodellerne økonomisk ud fra besparelser, er det nødvendigt at fastsætte en pris på udførelsen af optimeringsmodellerne. I den forbindelser er der udført en projektering af hhv. optimeringen for røggas varmegenindvinding samt optimeringen for køling af vand til solvarmeanlægget. Projektleder Vagn Andreasen fra AEA, har derefter været behjælpelig med at udføre en prisberegning for udførelsen af udvidelsen af VF ud fra projekteringen. Til at hjælpe med projekteringen har AEA udleveret snittegninger, plantegninger samt P&I diagrammer for det eksisterende værk. På grund af manglende adgang og kendskab til tekniske tegneprogrammer, er der udviklet reviderede tegninger, således det var muligt at få adgang til at ændre i tegningerne. Det er egne fremstillede tegninger som benyttes i projektering samt den ene snittegning(se Bilag 26 - AEA, snittegning VF), som AEA har udleveret. De P&I diagrammer(bilag 21 og 22) som er fremstillet indeholder kun hovedkomponenter, pumper og nødvendige ventiler til den grundlæggende styring. Placering af de forskellige transmitter og andre nødvendige komponenter, ville være for omfattende, derfor pålægger AEA en pris for de komponenter de mener er nødvendige, men de er ikke indtegnet på P&I diagrammerne. Der er ligeledes fremstillet en målfast plantegning for at kunne vurdere placeringen af større komponenter. Pumper og ventiler indgår derfor ikke på tegningen. 8.1 Røggasoptimering Placering af komponenter Det er først og fremmest nødvendigt at finde en placering af AHP en for at kunne finde ud af hvorledes rørføringen kan ske. Placeringen bør ske således at AHP en er så tæt på kedlen som muligt for at mindske længden af rørtilslutninger. En mulighed var at lave en tilbygning ved siden af kedelhallen som vist på figur 40. VF vil helst undgå en tilbygning på grund af deres begrænsede grundareal, derfor peger de om muligt på at placere AHP en på loftet over askecontaineren. Derfor ses der nærmere på denne mulighed. Figur 40 Udklip plantegning Side 62 af 79

63 Den korteste vej vil ske ved at føre rørene under loftet fra kedlen og henover røggas udsugningen, ved siden af multicyklonen. Det vurderes at højden fra oversiden af udsugningen til loftet er rigelig og det derfor vil være muligt. AHP'en vejer omkring seks tons, loftet hvorpå den placeres, er ikke konstrueret til at kunne bære så høj en vægt. Det er derfor nødvendigt at forstærke konstruktionen. Det gøres ved at placere nogle jernbjælker i en formation som vist på figur 41. Figur 41 Udklip snittegning(aea, 2011) Som det ses på figuren, er AHP en højere end det egentlige loft. Taget på kedelhallen er fladt med en betonkonstruktion under. Der er udført nogle lysindfald, benævnt rytterlys. Det ville derfor være muligt at udvide rytterlyset ved at udvide hullet i tagkonstruktionen og derved gøre plads til AHP'en som vist på figur 42. Figur 42 Rytterlys Side 63 af 79

64 Efter at have vendt det med AEA, mener projektleder Vagn Andreasen, at AHP'en godt ville kunne placeres på loftet, og at omkostningerne herved vil være omtrent det samme som en tilbygning. Derfor vælges at placere AHP'en på loftet for at imødekomme ønsket fra VF. RGV2 er planlagt til at blive udført i en rektangulær konstruktion 9 (se Bilag 27 - Røgvasker, Tarm). Konstruktionen er anderledes end det eksisterende vaskertårn, men princippet er det samme. RGV2 placeres ligeledes på loftet for at kunne være fordelagtigt tæt på AHP'en og det eksisterende røggassystem. RGV2's nødvendige højde er ukendt, der antages, at den kan placeres på loftet, uden at en ændring af tagkonstruktionen er nødvendigt. Ved at det indføres i det eksisterende røggassystem, er det nødvendigt at rekonstruerer dele af røggas rørene på værket for at indsætte RGV2. Plantegningen for denne optimering er fremstillet ud fra antagelserne. På plantegningen er rørføringen mellem kedelinstallationen og de nye komponenter påført, ud fra egne vurderinger om tilslutningsmuligheder. Plantegningen for røggasoptimeringen er sammen med rørliste og komponentliste vedlagt i Bilag 28 - Projektering, røggasoptimering. Rør Ud fra plantegningen og en snittegningen kan der måles længderne af rørinstallationen samt vurderes antallet af bøjninger på rørene. De målte længder er indført i en rørliste som er vedlagt på Bilag 28. For at kompensere for mindre fejl målinger/vurderinger er der pålagt 5% ekstra på rør længderne. For hvert rør er der knyttet en beskrivelse samt en farve for at bedre kunne identificerer rørene i installationen på hhv. plantegning samt P&I diagrammet. Flowet som rørene i værste tilfælde er udsat for, er beregnet ud fra effekterne henover den pågældende kreds. Ud fra flowet er der beregnet en indvendig diameter. Beregningen er gjort ud fra en maksimum hastighed(2m/s), oplyst af AEA, for at holde tryktabet i rørene på et nogenlunde niveau. Komponenter Projektleder Uffe Lyng fra AEA oplyser, at forudsætningen for styringen af strømningerne for nye komponenter på værket er, at de bliver forsynet med en individuel pumpe, til at kompenserer for yderligere tryktab, uden at det påvirker de eksisterende pumper der forsyner forbrugeren(lyng, 2013). 9 Denne konstruktion er i projektperioden observeret på et virksomhedsbesøg hos Tarm Varmeværk Side 64 af 79

65 Pumperne i installationen er placeret på P&I diagrammet, ud fra egne vurderinger for driften af VF. De er angivet i komponentlisten med hhv. en beskrivelse, nummerering, flows og med betegnelse for hvilke rør de er forbundet imellem. Ventiler, AHP mm. er ligeledes indført i komponentlisten. Prissætning Ud fra rør- og komponentlisten har AEA lavet en prisudregning for udførelsen af denne optimering. Udover rør og komponenter er der taget højde for de konstruktive ændringer som gøres i forbindelse med AHP'ens placering samt en pris for udvidelsen af SRO anlægget. Prisudregningen er vedlagt i Bilag 29 - AEA, prisudregning. Prisvurderingen for røggasoptimeringen udgør kr. 8.2 Solkøling Der er ligeledes fremstillet et P&I diagram, en plantegning, rør- og komponentliste for løsningen med køling af solvarme ud fra samme princip(se Bilag - 30 Projektering, solvarme). Der er ligeledes udført en prissætning for denne optimering. Prisen tillægges prissætningen for røggasoptimeringen eftersom der anvendes flere af samme komponenter. Nogle af priserne er indført i forhold til at værket i forvejen skulle have gjort dele af installationen. Der er i denne løsning brug for mange ventiler til at regulere værket ved de forskellige driftssituationer. Der er derfor påtænkt at opføre et ventilhus tæt ved de to tanke for at kunne placere ventiler og pumper tæt ved tankene, frem for at placere dem inde på værket og derved spare en hel del rørlængder. Styringen af alle disse komponenter kræver et større og mere avanceret SRO anlæg som også er medført i prisudregningen. Øgningen af flow på de rør som i forvejen er påtænkt løsningen for røggas varmegenindvindingen, er så betydelige små at de rør som evt. skulle øges en dimension, ikke vil give det store udfald i prissætningen. De er derfor ikke indført på rørlisten for denne optimering. Pumperne er dog reviderede med nye flow. Der er i rørlisten medført rør som er betegnet med PR, som står for Præ Rør. Det er betegnelsen for rør som enten ligger i jorden eller føres udenfor. Denne type rør er ekstra isoleret for at overkomme varmetab til omgivelserne og er derfor dyre end de vand rør som føres inde på værket. Rørene fra ventilhuset til AHP'en føres under jorden og ind i kedelbygningen dels for at spare rørlængder og med en vurdering om at det en fremføring gennem hele værket vil være besværlig. Side 65 af 79

66 Ventiler og pumper som i forvejen ville have været installeret i forbindelse med udvidelse til det planlagte solvarmeanlæg i år 2016, ses heller ikke som en ekstra omkostning, fordi de er en del af den løsning, som værket i forvejen havde planlagt installeret 10. Der anvendes som tidligere nævnt, to tanke for at driften af solvarme kølingen kan fungere. Omkostningen for at fordele kapaciteten ud over to tanke, er medregnet i prissætningen. Tankene er placeret på plantegningen ud fra et dokument(se Bilag 31 - Placering af tank), som er modtaget af VF, hvorpå den planlagte akk. tank er placeret. En AHP med en 400kW fordamperkreds er ligeledes med i prisudregningen, denne pris er dog pålagt en vurderet faktor i forhold til en 300kW AHP, dette skyldes at der ikke er indhentet en pris for denne. Der kan derfor være en mindre fejlkilde ud fra prisen. Prisvurderingen for optimeringen af solvarmeanlægget udgør kr. 10 Herunder en trykholderventil efter kedlen, til at forhindre kogning af hedtvand, når den åbne akk. tanken bliver indført. Side 66 af 79

67 9 Økonomi Dette afsnit vil omhandle rentabiliteten i den investering, som skal gøres for at udarbejde muligheden for optimering på VF. Først indledes kort, med at introducerer økonomien i fjv. branchen. Efterfølgende beskrives de gældende regler for investering i fjv. branchen. Til sidst analyseres besparelserne for optimerings mulighederne og indføres i et investeringsbudget. VF er pålagt at overholde reglerne indenfor varmeforsyningsloven(lbk. 1184, 2011)(Vfl.) udført af energistyrelsen. Et af hovedprincipperne i Vfl. er, at et varmeforsyningsanlæg skal drives efter, "hvile-i-sig-selv" princippet(ens, 2013). Det vil sige, at den opkrævning som VF gør hos forbrugeren, skal balancerer med de nødvendige udgifter som bl.a. udgør driftsomkostninger, efterforskning og administration. Udover driftsomkostninger i form af brændsel og elektricitet mm. er VF pålagt nogle afgifter. Værd at nævne er NOx afgift og en nyindført forsyningssikkerhedsafgift som tiltræder i år VF er pålagt NOx afgift på grund af forureningen fra røggassen. Hvis man som i VF's tilfælde ikke fører måling på ens røggas pålægges nogle standardiserede satser ud fra deres brændsel. Forsyningssikkerhedsafgiften bliver pålagt biobrændsler for at imødekomme en planlagt energiplan. Denne afgift kommer til at ramme fjernvarmeværker som benytter biobrændsel, hvilket er med til at gøre en optimering med AHP interessant. VF benytter kommunernes kreditforening(kk) som dets kreditor. For at et lån hos KK er muligt, stiller Thisted Kommune en garanti for VF. Derfor pålægges VF, ved at kommunen stiller en garanti, en ekstra rente kaldet garantiprovision, som en sikkerhed for kommunen. 9.1Gældende regler Når VF ønsker at gøre en investering i form af et optimeringsprojekt, er der nogle rammer som skal overholdes, hvis værket ønsker at henlægge likvider, inden investeringen gøres, samt hvorledes afskrivningen af investeringen skal foregå. Reglerne er indført for, at forbrugeren får en stabil varmepris. I henhold til afskrivningsbekendtgørelsens(bek nr. 175 af 18/03/1991) 5, stk. 2, må VF tidligst påbegynde henlæggelse af likvider 5 år før det planlagte idriftsættelsesår. De må henlægge max 75 % af den budgetterede anlægssum i den førnævnte 5 årige periode. På intet tidspunkt i disse 5 år må én henlæggelser i et år udgør mere end max 20% af den budgetterede anlæggelsessum, jf. bekendtgørelsens 5, stk. 3. Samme principper gælder for de efterfølgende regnskabsmæssige afskrivninger af den foretaget investering. Afskrivningen af investeringen må ifølge bekendtgørelsens 4 max foretages med 20 % om året af den samlede investering. Afskrivningen af investeringen skal ud fra de 20 % tage minimum 5 år og skal være afskrevet indenfor 30 år. Side 67 af 79

68 9.2 Indtægter Indsættes en AHP og derved øger udnyttelsen af røggas varmegenindvindingen, får værket nu en højere samlet ydelse ved samme flisforbrug som nævnt tidligere. Ved at værket har en antaget konstant virkningsgrad ved alle kedellaster, skal den samme mængde flis bruges for at opnå en ønsket produktion. Brændselsbesparelsen kan derfor regnes ud fra hvilket som helst lasttrin. Beregningen sker ved at sammenligne, hvor mange timer værket ved fuldlast, skal drives med i den nye optimerede drift, i forhold til, hvor mange timer værket skulle drives med ved den gamle driftssituation. Ud fra de fundne timer kan der findes en differens i brændselsforbrug, som sammen med prisen for flis 11, er faktorer for besparelsen. Flisprisen er nu for VF på 50,9 kr./gj (Bjerre, 2013). Et eksempel for en beregning er vist nedenfor: I afsnit 7 viste analysen en mulig effektivisering af solvarmeanlægget. Ud fra disse optimerede effekter, kan der beregnes en besparelse ud fra de ekstra MWh som anlægget ville leverer. Beregningen af besparelsen sker ved at finde den mængde flis som værket skulle have brugt for at producere samme mængde energi som vist nedenfor: 11 Prisen for flis er opgjort i Kr. / GJ, ved nedre brændværdi. Side 68 af 79

69 Yderligere Indtægter Værkets kedelanlæg består af forskellige hydrauliske og elektriske komponenter mm., som er med til at gøre driften mulig. Ved at VF for en bedre udnyttelse af brændslet, vil der ske en nedregulering af anlægget i de forskellige driftssituationer. Her ud af kan der bespares nogle el- og vedligeholds omkostninger. Der analyseres i dette afsnit, hvilke besparelser der er mulig. El Der er i kedelinstallationen indsat adskillige elektriske motorer for at drive kedlens hydrauliske komponenter, røggas systemet, RGV'et mm. Der er i bilag 5 en motorliste for anlægget. I motorlisten skriver Weiss at, "Effektforbruget ligger væsentligt under den installerede effekt."ud fra det fortolkes det at de motorer som er installeret kan være overdimensioneret i forhold til hvad de skal yde. Derudover ses det ud fra P&I diagrammet for VF(Bilag 3), at flere af motorerne frekvens reguleret. Frekvensregulering forårsager som bekendt en væsentlig el besparelse i driften. Kedelinstallation vil ved optimering nedreguleres, derfor vil det altså have en betydning for el forbruget. En analyse af elforbruget vil kræve adskillige komponentinformationer og datalogninger for årets forskellige driftsydelser. Det vil være en meget omfattende analyse og vil ikke være mulig inden for projektets rammer. Deraf må vælges en anden indgangsvinkel for besparelsen. Varmemester for VF, Preben Bjerre oplyser, at der omtrent bruges 11kWh, pr. produceret MWh(Bjerre, 2013) for at drive kedelinstallationen. Denne faktor benyttes i budgettet til at beregne besparelsen i el omkostninger. Vedligehold Der er ligeledes nogle vedligeholdsomkostninger som kan vurderes til at blive reduceret i form af optimering og nedregulering af kedelinstallationen. Der er i VF's årsrapporten 2012/2013(Se Bilag 32 - Årsrapport, side 10, note 5) fundet følgende punkter som anses for variable i forhold kedelydelsen: Flisfyr Kran Røgvasker/røgkøler Skorsten Spildevandsrensning Side 69 af 79

70 En analyse af omkostningerne for vedligeholdelse af ovennævnte punkter vil være vanskelig. Eksempelvis kranen 12 ville formegentlig vedligeholdes efter timebasis, hvor skorstenen måske renses efter behov. En mulighed var at kigge på værkets vedligeholds omkostninger over en længere periode, men eftersom kedel installationen blev indført i år 2011, er det ikke være muligt at danne sig et ordentligt billede heraf. For at kunne indfører vedligeholdet i budgettet, tillades det at beregne besparelsen ud fra differensen i fuldlasttimer af optimeringen. Antagelsen gøres velvidne om at disse beregninger vil udgør en mindre fejlkilde for resultatet. VF oplyser at der kan medføres kr. som variabel vedligeholdelsesomkostning for kedelinstallationen(bjerre, 2013). Afgifter Afgifterne som VF er pålagt opgøres ud fra værkets brugte brændsel. Opgørelsen sker på samme måde ud fra mængden af den flis, som er brugt og dets nedre brændværdi. Afgifterne medregnes som indtægt fordi de såvel som flis er en produktionsomkostning for VF. Satserne for NOx afgiften er i dag på 2,3 kr./gj for flisfyrede fjernvarmeværker med en indfyret effekt over 1000kW(Pwc, 2012.). Denne sats har indtil år 2012 markant lavere. Satsen får en mindre stigning i år 2015 til 2,4 kr./gj. Ud fra denne mindre stigning over 3 år anses afgiften som stabil. Derfor vil satsen fra år 2015 og fremover i budgettet være fastlåst. Forsyningssikkerhedsafgiften er ikke indført i Danmark endnu. Den skal først til høring før den indføres, hvilket kan tage op til to år, men en indføring af afgiften, kan med sikkerhed forventes(tang, 2013). Ved indførslen i år 2014 er afgiften af Energistyrelsen sat til 11,3 kr./gj og vil i år 2020 ende på 27,4 kr./gj(ens). Dansk Fjernvarme oplyser, at der bl.a. ud fra stigende opførsel af solvarmeanlæg på fjernvarmeværker drevet med fossile brændsler, vil ske en stigning på afgiften(tang, 2013). Dansk Fjernvarme har bidraget med afgiftssatser ud fra deres analyse. Disse satser vil benyttes i denne rapport, satserne er vist på figur 43. Det har ikke været muligt at finde informationer om hvorvidt afgiften fortsat vil stige, derfor vil prisen for år 2020 blive anvendt i de efterfølgende år i budgettet. Figur 43 - Forsyningssikkerheds afgift 12 Kranen der løfter flisen fra lagret til kedeltragt Side 70 af 79

71 9.3 Udgifter El Ud fra afsnit 8 vides det, at udvidelsen af værket fører en del elektriske komponenter med sig. Især løsningen for optimering af solvarmen indeholder mange komponenter. Nedenfor udføres en analyse af, hvorledes elforbruget kan indføres i budgettet. Ventilerne som installeres i installationen vil betjenes varierende og vil derfor være vanskelige at antage et forbrug ud fra. Ydermere er der ingen oplysninger i prissætningen om ventilernes type eller optagen effekt. Deres forbrug anses som uvæsentligt og medregnes derfor ikke i budgettet. Pumperne i installationen vurderes til at være en væsentlig driftsomkostning i form af elforbrug. Alle pumperne er i prissætningen samt AHP specifikationerne oplyst og man kan derudaf drage nogle antagelser om deres forbrug i forhold til anlægsydelsen. Selve AHP'ens interne el-installationen indeholder som bekendt tre el-drevne pumper(bilag 20). Purgepumpens driftstimer er, som nævnt i afsnit 4, minimale og medregnes derfor ikke. Ligger man de to cirkulationspumpers optagende effekt sammen udgør de 0,83% af den maksimale kuldeeffekt. Pumperne kan være en smule overdimensioneret og vil derfor optage mindre effekt end oplyst. Hvorvidt de er frekvensregulerede, vides ikke. Men de 0,83% anvendes til at beregne et elforbrug for AHP'en ud fra dens driftstimer over en givet periode. De pumper der skal forsyne de forskellige kredse på AHP en vil ligeledes optage en effekt. I prissætningen er oplyst hvilke pumpetyper AEA vil anvende. For at få et overblik over mængden af effekt som bruges, er der ved hjælp af Grundfos Webcaps(GF, 2013) indført nogle beregnede driftspunkter(se Bilag 32 - Driftspunkter, pumper) for fuldlast, hvoraf den optagene effekt kan findes. Den samlede effekt af de tre pumper udgør 0,87 % af fordamperens maksimale ydeevne. Pumperne i hele optimeringen udgør tilsammen 1,7 % af effekten på fordamper kredsen. VF oplyser at de betaler 0,8 kr. pr kwh(bjerre, 2013). Ud fra procentdelen af elforbruget kan en el-omkostning således findes ud fra antallet af fuldlasttimer for en givet periode. Pumperne i optimeringen af solvarmen er større og derudover er der en ekstra pumpe til at føre vand ind på værket i bestemte driftssituationer. Pumperne er lastet forskelligt afhængig af driften, men der pålægges 10 % ekstra af det samlede effektforbrug for at kompenserer for et større forbrug. Side 71 af 79

72 Vedligehold Der vil formegentlig være nogle mindre vedligeholdelses omkostninger for hele den udvidede installation, men den faktorer som er væsentlig at tage med, er den inspektion af AHP'en, som der i afsnit 4 er beskrevet. Hvorledes inspektionen på sigt kan udføres af varmemesteren på VF, vides ikke, men hvis en udefrakommende inspektør skal afsætte en dag til inspektion og analyse af prøven, vil det medføre en omkostning. Der afsættes derfor, i budgettet, kr. til et årligt eftersyn. 9.4 Forudsætninger Inflation Det er nødvendigt at udfører en analyse af inflationen i Danmark, fordi prisen som VF betaler for brændsel er påvirket heraf. Til analysen er der indhentet data fra Danmarks statistik for nettoprisindekset(dst, 2013). Ud fra stigningerne på nettoindekset er der beregnet gennemsnitlige stigninger over forskellige perioder. Nedenfor er listet inflationen i tre intervaller: ,22% ,19% ,29% Hvorvidt forløbet af inflationen i fremtiden forløber vides ikke. En stigning på 2,2% vurderes ud fra analysen til en rimelig faktor at benytte og anvendes derfor i budgettet. Afskrivning Det har ikke været muligt at finder informationer om levetiden for en AHP. Budgettet vil blive ført ud fra en antaget levetid på 20 år for AHP'en. For at kunne imødekomme at forbrugeren ikke rammes af uforudsete udgifter eller at AHP'en ikke ville kunne overholde den antaget levetid, ønskes der at optimeringen skal være afskrevet indenfor 15 år. Side 72 af 79

73 9.5 Analyse af rentabiliteten For at kunne opstille et budget er der først gjort en analyse for at se hvorvidt optimeringerne kan "indtjene" nok likvider til at kunne betale dets egen investering tilbage og deraf udgøre en rentabel optimering. I analysen medtages derfor blot de nævnte forhold for hhv. indtægter, udgifter, inflationen og derfor ingen renteomkostninger. Beregningerne for analysen er gjort i et regneark, der henvises til "Bilag 34 - Regneark, økonomi", resultaterne er indført i et skema og vist på figur 44. Analysen er gjort ud fra at VF gør investeringen i år 2013 og optimeringerne idriftsættes fra 1. januar Dette gøres ud fra en vurdering om at røggasoptimeringen i begge optimeringer vil kunne give en stor besparelse fra år 2014 og til midt i år 2016, hvor der antages at solvarmeanlægget er idriftsat. Det kan derfor ses på figur 44 at der i år 2016 sker et fald i indtægterne for røggasoptimeringen. Ud fra resultaterne ses det at røggasoptimeringen ud fra en simpel tilbagebetalingstid, vil have ført indtægter nok med sig til at være afviklet efter på lidt over 11 år hvorimod restgælden for optimeringen af solvarmen først er afviklet efter 18 år. Det kan deraf konkluderes, at optimeringen for solvarmen, ikke fører indtægter nok med sig. I form af at den uden renteomkostninger ikke vil kunne overholde en simpel tilbagebetalingstid på 15 år, hvilket er forudsætningen for afskrivningen inkl. renteomkostninger. Der ses derfor ingen grund til at føre optimeringen videre til et investeringsbudget. Røggasoptimeringen derimod, føre gode indtægter med sig i forhold til investeringen, det vurderes derfor at optimeringen vil være rentabel og føres videre til et investeringsbudget. Figur 44 Simpel tilbagebetalingstid Side 73 af 79

74 9.6 Investeringsbudget Rente For at finde ud af hvilken rente og garantiprovision samt muligheder for afskrivningen som gør sig gældende for et sådan optimeringsprojekt, er der taget kontakt til KK og Thisted Kommune. KK oplyser at det vil være muligt selv at vælge afskrivningsformen ved enten et serielån eller annuitetslån samt en variabel eller fast rente. Derudover vil man på forhånd kunne fastsætte en afdragsordning, hvis man ønsker at afskrive med en stigende ydelse(strøe, 2013) ud fra en højere besparelse i form af inflation og forhøjede afgifter. På denne måde vil man kunne afskrive lånet hurtigere, hvilket vil give en fordel mht. renteomkostninger Thisted Kommune oplyser at en garantiprovision hos dem ligger på 1 % af den resterende restgæld(nielsen,2013). VF kan på forhånd ikke sige, hvorledes de vil vælge en fast eller variabel rente. Ved at en variabel rente ikke er forudsigelig, er der i dette projekt valgt at benytte en fast rente. Valget for afdragsordning falder på et annuitetslån ud fra at den stigende indtægt. KK oplyser at renten for et annuitetslån på nuværende tidspunkt vil være på 2,56%. Der kan nu ud fra renten fra KK og garantiprovisionen fra kommunen, findes hvilken ydelse som vil være gældende ud fra en afskrivning på 15 år ved brug af ydelsesformlen for et annuitetslån: r 0,0356 y = G = = kr ,0356 n ( r) ( ) 15 Det ses af figur 44 at indtægten i årene imellem 2014 og 2020 er på nær år 2015 ikke tilstrækkelig for at ville kunne følge den ydelsesform. Derfor vil det kræve at forbrugeren hos VF i de første år bidrager med et mindre beløb for at afskrivningen kan lade sig gøre. Dette er ifølge 4 i BEK , tilladt så længe der afskrives indtil 20% af investeringen pr. år. Der vælges derfor i rapporten at tillade at "låne" en mindre beløb hos forbrugeren. Dette tillades da indtægterne fra investeringen i årene efter 2019, vil give en gevinst tilbage til forbrugeren. Denne afskrivningsform er påvist i et investeringsbudget, beregninger heraf er ligeledes opstillet i et regneark(se bilag 34). En udskrift af investeringsbudgettet vil være uhensigtsmæssigt at placere i rapporten da det vil ødelægge overskueligheden, der refereres derfor til "Bilag 35 - Udskrift, investeringsbudget". 13 af 18/03/1991 Side 74 af 79

75 Der kan ikke med nøjagtighed forudsiges AHP'en levetid, men besparelserne for optimeringen er i budgettet ført over 20 år. Forbrugeren vil altså efter de 15 få en større gavn af investeringen. Ud fra egne overvejelser vurderes investeringen at kunne udføres ud fra dennes indtægter, som kan overkomme virkelige forhold i fjernvarme branchen. Det er dog op til kommunen at vurdere hvorvidt en sådan investering vil være hensigtsmæssig for VF. Side 75 af 79

76 10 Konklusion Der er i denne rapport fundet ud af, at en AHP kan optimere på VF gennem både røggas varmegenindvinding og effektivisering af solvarme. Ud fra forholdende på VF blev der påtænkt flere optimeringsmodeller for hvorledes en AHP kunne indføres. Ud fra driftsanalyser blev der påvist hvilken af disse optimeringsmodeller der kunne overholde de gældende driftsforhold på VF. Ud fra analyserne viste det sig ved at bibeholde VF's eksisterende systemer og tilknytte det en hedtvandsdrevet AHP med et separat røgvaskersystem, kunne dens egenskaber komme til fulde hvilket medførte en mulig køling af røggassen helt ned til 10 o C. En køling af røggassen til 10 o C vil forårsage en forøgelse af værkets samlede virkningsgrad fra 113 til over 119% i form af 275kW ved fuldlast. Ved at øge AHP'ens optagende effekt, gav det mulighed for at imødekomme nedkøling af vandtilførslen på VF's planlagte solvarmeanlæg ved en givet driftsform. Gennem lagring af vand ved lavere temperaturer i en akkumuleringstank tillod forholdene en mulig optimering af solvarmeanlæggets årlige produktion med 11%, hvilket udgør 229MWh. Ud fra økonomiske forudsætninger viste det sig, at optimeringsmodellerne ville kunne indtjene væsentlige besparelser for VF. En optimering af solvarmen medførte dog så høje omkostninger, at det ikke kunne anses for en hensigtsmæssig investering. En udvidelse af VF i form af røggasoptimering, viste sig igennem økonomiske analyser ud fra en beregnet investeringspris, at medfører tilstrækkelige indtægter, for at kunne overholde gældende regler indenfor fjernvarmebranchen. Side 76 af 79

77 11 Perspektivering Udgangspunktet for optimeringerne i dette projekt har været at optimere mest mulig på røggasgenindvindingen og anvende resterende effekter i fordamperkredsen til køling af solvarmen. Dette forårsager at energien i AK kredsen og dermed kølevands flowet henover AK kredsen forøges væsentligt. Dette var med til at sætte en begrænsning for yderligere køling af vand som forsyner solvarmen i form af, at der blev produceret meget MT vand som krævede opvarmning før det det kunne sendes ud til forbrugeren. Ligeledes ville mængden af fremløbsvand være en begrænsning. Der kunne derfor foreligge en mulighed ved at rette blikket på at enten sætte kølingen af solvarmen som førsteprioritet eller at reducere effektiviseringen af røggas varmegenindvindingen for at se om en dette ville forårsage en større energitilvækst. Side 77 af 79

78 12 Litteraturliste Hjemmesider DST, Danmarks statistik [online] tilgængelig via: [senest vist den ] Energistyrelsen, 2013 hovedprincipper [online] tilgængelig via: [senest vist den ] GF, 2013.Grundfos WEBCAPS [online] tilgængelig via: [senest vist den ] LBK nr 1184 af 14/12/2011 varmeforsyningsloven [online] tilgængelig via: [senest vist den ] Pwc, NO x -afgift. [online] tilgængelig via: [senest hentet eller vist den ] TX, 2013 Thermax SSEE [online] tilgængelig via: [senest vist den ] VC, 1996 Videncenter [online] tilgængelig via: [senest hentet den ] WIKI, 2013 Wikipedia, Den frie encyklopædi [online] tilgængelig via: [senest vist den ] Side 78 af 79

79 Programmer: Graph, 2013 Program, Plotting of mathematical functions [online] tilgængelig via: [senest hentet den ] Narowski, 1998 Mollier "Psychrometric Chart Wet Air" Program Copyright - Piotr Narowski Figur henvisninger Hvor der ikke er Figur henvisning er Figuren enten eget billede eller egen fremstilling Figur 3 - Weiss A/S SRO manual Figur 12, 13 & 14 - SEG, u.d. "Mulige anvendelser af absorptionskøling" Figur 23 - Arcon A/S - [online] tilgængelig via: shx [senest hentet den ] Figur 38 - Arcon A/S Excel skema Figur 41 - AEA, snittegning Faglitteratur Aage Birkkjær Lauritsen, Termodynamik 2. Udgave Dokumenter SEG, u.d. "Mulige anvendelser af absorptionskøling" Udtalelser Benyttede oplysninger fra udtalelser ligger i Bilag 2 Side 79 af 79